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LEHEBUCH der

Heiz- und Liiftimgstecimik.

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Nach, leiehtfasslichen Theorien

und

mit besonderer Rücksicht auf die Bedürfnisse der Praxis

verfasst von

FRIEDRICH PAUL

Baurath des Wiener Stadtbauamtes.

Mit über 300 .Abbildungen.

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WIEN. PEST. LEIPZIG.

A. HART LEB EN’S VERLAG. 1885.

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KRAKÓW

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Alle Rechte Vorbehalten.

Y o r r e d e.

Als die Projectirung der Heiz- und Ventilations-Aulagen für die öffentlichen städtischen Bauten Wiens in meinen amtlichen Wirkungskreis überging, suchte ich mich sofort der Literatur zu bemächtigen, welche in diesem Zweige technischen Wissens bestand. Zu jener Zeit (1875) nahm auf deutsch-literarischem Gebiete Scliinz’ „Wärmemesskunst” noch einen dominirenden Platz ein; denn die heute bestehenden Publicationen ähnlicher Bedeutung sind erst später erschienen. Doch hat die gesammte Literatur über Heiz- und Lüftungswesen auch jetzt noch nicht jene Vollständigkeit erreicht, die wir in anderen technischen Zweigen finden.

Ich fand mich umso mehr angeregt, selbst producirend aufzutreten, als ich nach kurzer praktischer Thätigkeit, welche vorzugsweise das Luftheizsystem betraf, im Wege eigener Forschung zu Resultaten gelangte, die mich zu constructiven Verbesserungen und Neuerungen führten und die sich als geeignet zeigten, dieses Heizsystem einer grösseren Vervollkommnung zuführen zu können. Ich fasste daher den Plan, eine Schrift über das Luftheizsystem mit Beifügung einer Anleitung zur Bestimmung des Wärme - Erforderniss es zu veröffentlichen.

ver-

Allein meine praktische Thätigkeit auf dem bezeiclmeten Gebiete begann sich rasch zu erweitern und erstreckte sich auf die

schiedensten Heizsysteme; icli wurde in die Expertise für die Heiz-und Ventilationsanlage des neuen Wiener Bathhauses und schliesslich zur Oberleitung der Ausführung dieser grossartigen Anlage berufen. Eine so ausgedehnte Thätigkeit bot mir auch reichliche Gelegenheit, schon gewonnene Erfahrungen zu verwerthen und neue zu sammeln, sowie es hierbei auch an mannigfachen Anregungen zur Ausbildung oder Neubearbeitung einschlägiger Theorien nicht fehlen konnte. Mein ursprünglicher Plan zur Herausgabe einer Schrift, die sich wesentlich nur mit dem Luftheizsysteme befassen sollte, ward hierdurch inmitten der Bearbeitung überholt, und ich fand mich veranlasst, denselben allmählich zu erweitern, bis ich schliesslich dahin kam, ein theoretischpraktisches, alle modernen Heizsysteme umfassendes Lehrbuch zu schreiben. Meine 1878 erschienene Schrift „Central- und Ofenheizung” und eine Abhandlung über „Wärme-Uebertragung durch Wände und Fenster” (letztere nach dem von mir in der dritten Jahresversammlung deutscher Gesundheits-Ingenieure gehaltenen Vortrage, und im Sitzungsberichte des Vereines, 1881, sowie in der Zeitschrift „Der Gesundheits-Ingenieur”veröffentlicht) sollten als Vorläufer des genannten Lehrbuches dienen. Als Frucht einer neunjährigen Aufwendung meiner freien Stunden übergebe ich nun dieses Buch der Oeffentlichkeit. Es ist bestimmt, dem angehenden Heiz- und Ventilationstechniker als leichtfassliches Lehrbuch und dem Praktiker als Handbuch zu dienen.

Bei Abfassung desselben habe ich mir vor Augen gehalten, dass selbst der mathematisch gut gerüstete Praktiker eine gewisse Abneigung gegen grosse, complicirte Formeln hat und es vorzieht, womöglich durch einfache Methoden zum Ziele zu gelangen. Daher suchte ich auch alle Entwicklungen auf einfache elementare Operationen zurückzuführen. Ist es doch in vielen Fällen sogar vorzugsweise belehrend, diesen Weg zu verfolgen, da auf demselben der Einfluss jeder Berechnungsphase auf das Endresultat klargelegt wird. Die praktische Verwerthung der aufgestellten Theorien habe ich an zahlreichen Beispielen dargethan.

Alle vorkommenden Formeln und Zahlenangaben erscheinen am Schlüsse des Buches in Tableaux zusammengefasst, welchen noch eine bedeutende Anzahl von Hilfstabellen beigegeben ist. Diese Formelund Tabellensammlung bildet, wenn sie separat gebunden wird, ein selbstständiges und compendiöses Handbuch für den Fachingenieur.

Der Verfasser hat es sich angelegen sein lassen, durch Verständlichkeit der Schreibart und Fasslichkeit der Theorien es dem Studirenden wie dem Praktiker zu ermöglichen, mit dem geringsten Aufwande von Zeit und Mühe sich des Inhaltes dieses Lehrbuches bemächtigen zu können. Den gleichen Zweck haben auch die zahlreichen Tabellen, welche dem projectirenden Ingenieur zeitraubende Rechnungen ersparen werden.

Wie schon aus dem Gesagten hervorgeht, bildet das vorliegende Buch keineswegs blos eine Zusammenstellung von bereits Bekanntem. Es finden sich in demselben Constructionen und Apparate dargestellt, die bis jetzt entweder noch gar nicht zur Veröffentlichung gelangten oder doch mindestens noch nicht Gemeingut der Fachtechniker geworden sind. In dieser Hinsicht sind die Scliwackhöfer’schen Apparate für Essengas-Analysen und Bestimmung des Kohlensäure- und Feuchtigkeitsgehaltes der atmosphärischen Luft vorzugsweise zu nennen. Der Leser wird ferner auch eine grössere Anzahl neuer Principien und Berechnungsmethoden finden, die als Fortschritte erkannt werden dürften. In dieser Beziehung ist zu erwähnen: die Theorie der Wasser- und Luftbewegung in Leitungssystemen und ihre Anwendung auf mannigfache Probleme der Wasser- und Luftheizsysteme, sowie überhaupt durch Ventilations-Anlagen; ferner die Theorie des Wärmedurchganges durch Wände und Fenster, mit Berücksichtigung der ab kühlenden Wirkung des Windes, des Luftdurchzuges durch die Mauerporen und der Undichtheiten von Fensterverschlüssen; endlich die graphische Methode zur Ermittlung der Wärmetransmissionen und ihre Anwendung auf die Probleme der successiven Abkühlung erwärmter Locale; endlich die entwickelten Gesetze der Parallel- und Gegenstromheizung in ihrer Anwendung auf die Darstellung der Leistung von Luftheiz-Apparaten.

Um die vollständige Ausgabe dieses Werkes nicht in einer dem Leser unliebsamen Weise zu verzögern, musste noch eine schliessliche Durchsicht nach erfolgtem Drucke vorgenommen werden. Der Leser wird demnach ersucht, die am Schlüsse gegebenen Berichtigungen und Ergänzungen in Rücksicht zu nehmen.

Interesse für die täglich an Bedeutung und Aufschwung zunehmende Heiz- und Lüftungstechnik haben den Verfasser zur Bearbeitung des vorliegenden Werkes bestimmt. Die Wünsche, welche derselbe an diese mühevolle Arbeit knüpft, werden sich daher erfüllen, wenn es ihm gegönnt sein wird, aus der angehofften Verbreitung dieses Buches die Ueberzeugung schöpfen zu können, dass es als zeitgemässes und nützliches Werk anerkannt worden sei.

Der Verfasser.

Inhalt.

Verzeichntes

Vorbegriffe.

Die Bewegung des Wassers in Leitungssystemen.

Die Bewegung der Luft in Ventilationscanälen, Saugessen und Rauchzügen.

Die Vergleichung zeigt, dass der Kohlenschichte, w

Der Verbrenmmgsprocess und die in ihm thätigen Stoffe.

co2

§ 45. Relation für die Bestimmung der Wärme-Entführung durch

Die Brennmaterialien.

Erwärmung und Abkühlung.

W = (T'-t)l + (T'-t) Js =(T'-t) (1 + Js).

Diese ad 211) bis 214) bestimmten Ergänzungen sind

Diese Gleichung giebt die Temperaturen, welche in

315) . . aZ = 270:1192 = 0-23 2.2-13.0-23 = 0-98,

Natürliche und künstliche Lüftung.

Wärme-Entwicklung des menschlichen Körpers.

Kamin- und Ofenheizung.

Die Canalkeizimg.

Die Luftheizung.

Ermittlung der Heiz- und Rostflächen.

Einfluss der Mauerporen, Fugen der Fenster und der Thüren auf die Entweichung zugeführter Luft.

2gHT

Die Heisswasserh eizuiig.

Anlagekosten.

1/y

Die Dampfheizung.

Heizeffecte und Heizflächenwerthe von Dampfkesselanlagen.

§ 50. Spaiinungsverluste des Dampfes in den Rohrleitungen.

Die Gasheizung.

Z a li 1 e ii - T a b e 11 e u.

Tabelle IV d über die Wärmeverluste, welche durch

W | w W+w

Tabelle Xa über die üimensionirnng von Luftheizapparaten.

Alphabetisches Sachregister.

Inhalt.

I. ABSCHNITT. Vorbegriffe.

Seite

CP

Seite

. 11

Verhalten fester, tropfbar flüssiger und gasförmiger Stoffe gegen die Wärme.

§    1. Mass-und Gewichtseinheit, specifi-

sches Gewicht, Wärme-Einheit,

Wärmecapacität.......

§    2. Latente Wärme des Wasserdampfes

und des Wassers.......

§    3. Thermometer, Pyrometer ....

§    4 bis 6. Ausdehnungs-Coöfficient, Beispiele ......•.....

§    7. Siedepunkt, Schmelzpunkt . , .

Mariotte’sches Gesetz, Messung des Luftdruckes.

§ '8 bis 10. Mariotte’sches Gesetz, Beispiele ............

§ 11. Norm.-Luftdr., Barometer, Aneroid    8

Wirkung continuirlicher Kräfte.

§ 12. Freier Fall, Geschwindigkeitshöhe 9 § 13. Arbeitsleistung, lebendige Kraft 10 § 14. Allgem. Geschwindigkeitsformel . 10 § 15 und 16. Arbeitseffect, Pferdekraft 11 Schluss-Anmerkung

II. ABSCHNITT.

Die Bewegung des Wassers in Leitungssystemen.

Allgemeine Entwicklungen.

§    1    bis 3. Theoretische Geschwindigkeitsformeln .........

§    4.    Ausfluss-Coëffîcient, Druckhöhenverluste ...........

Verschiedene Arten der Bewegungswiderstände.

§    5. Ausfluss aus dünner Wand, vollkommene Contraction.....

§    6.    Ausflusshei unvollkom. Contraction 19

§    7.    Ausfluss durch gekrümmte Rohre 20

§    8,.    Reibungswiderstand......

§    9.    Verlust durch plötzliche Querschnittsveränderung ......

12

17

18

21

21

§ 10. Widerstände durch Schuber, Hähne

und Ventile..........

§ 11. Unvollständige Contraction ... 21

Geschwindigkeitsberechnung mit Einbeziehung der Bewegungswiderstände.

§ 12. Widerstände, Druckerforderniss . 22 § 13. Entwickl.d. Geschwindigkeitsformel 22 § 14. Beispiel über den Ausfluss aus einer unteren Oeffnung .......

Geschwindigkeitsberechnung bei verschiedenen temperirten Wassersäulen.

§ 15. Geschwindigkeitsformel im Falle verschiedener Temperaturen gleichhoher Wassersäulen

21

23

27

Seite

§ 16. Berücksichtigung von Temperatur-Verschiedenheiten in derselben

Wassersäule.........

§ 17. Volumveränderungen des Wassers in Folge Erwärmung oder Abkühlung, H. Fischer’s Formel . . 29

28

§ 18. Vereinfachung d. Geschwindigkeitsformel ............

§19. Beispiel...........

§ 20 und 21. Differirende Geschwindigkeitsformeln ..........

§ 22 u. 23. Allg. Geschwindigkeitsformeln 33

30

31

32

III. ABSCHNITT.

Die Bewegung der Luft in Ventilations-Canälen, Saugessen und Rauchzügen.

Allgemeine Formel, Bewegungswiderstände und Druckerforderniss.

§    1. Allgemeine Formel......

§    2. Verschiedene Arten von Dmck-

verlnsten...........

§ 15. Widerstände der Luftzufuhr zum

62

CO

Apparate

§ 16. Zusammenstellung d. Widerstände 62

§ 17. Bestimmung d. dispon. Drucksäule 65 der erforderlichen-

§    3 und 4. Beispiele . . .

§    5. Bewegungswiderstände

in Leitungsrohren von ungleichem Durch-

§ 18. Verhältniss

Schornsteinquerschnitte .    .

§ 19. Durchführung der Rechnung mit

directer Anwendungd. Hauptformel 68

. . 65

45

mess er

Bewegung der Luft, hervorgerufen durch Temperatur-Differenzen.

§    6.    Luftabzug durch Saugessen,

Wolpert’sche Formel .

§    7.    Saugesse, Beispiel .

§    8.    Temperatur des Maximal-Effectes 52

§    9.    Formel für den Luftabzug, her

vorgerufen durch Abkühlung, Wolpert’sche Formel . . .

Abzug der Verbrennungsgase durch Heizapparate und Rauchfänge.

§ 10. Widerstände im Feuerroste . .

§ 11 und 12. Widerstände der Brennstoffschichte ........

§ 13. Widerstände im Heizapparate .

§ 14. Widerstände im Rauchfange .

47

50

. . 53

§ 20. Einfluss der Rauchfanghöhe auf den Zugeffect . lieber Rauchfänge von Stubenöfen.

§ 21. Praktische Regeln für die Weite gewöhnlicher Rauchfänge . .

§ 22. Einmündung mehrerer Rauchrohre in denselben Schornstein

. 70

. 72

. . 72

§ 23. Beispiel über die Ventilationswirkung eines

Warmwasser-

Röhrenofens

stö-

72

§ 24. Ursachen des Rauchens,

rende Wirkung des Windes auf den Zug von Rauchfängen etc. 77 § 25. Luftwechsel durch undichte

Fenster und Thüren ... 79 59 § 26. und 27. Betrachtung verschiedener Ventilationsfälle

. 54

56

. 62

83

IV. ABSCHNITT.

Der Verbrennungsprocess

thätigen Stoffe.

und die in ihm

Einleitung.

89

zusammengesetzten Stoffe.

§    3. Sauerstoff

. 90 . 90 . 90 . 91

Seite

§    9. Wasser...........

§ 10. Wasserdampf im Allgemeinen .    93

§ 11. Sättigungsgrad,überhitzt.Wasserdampf ...........

§ 12 bis 14. Specifisches Géwicht des

Wasserdampfes und Beispiele .    94

§ 15. Die atmosph. Luft im Allgemeinen 96 § 16 und 17. Feuchtigkeitsgehalt derselben .....

§ 18 bis 20. Beispiele Apparate zum Messen des Feuchtigkeitszustandes der Luft.

§ 21 bis 23. Psychrometer und Beispiel 100 § 24. Schwackhöfer’sches Volum-Hygrometer

§ 25. Messung der Feuchtigkeit nebeliger Luft..........

Der Verbrennungsprocess im Allgemeinen.

§ 26. Definition..........

§ 27. Chemische Vorgänge im Verbren-

92

93

96

98

. 101

106

106

107

nungsprocesse § 28. Ursachen der Rauchbildung . . 108 § 29. Die Rauchverbrennung, rauchverzehrende Einrichtungen . . 109 § 30. Tenbrink-Feuerung und Schachtfeuerung ...........

Effecte des Verbrennungsprocesses.

§ 31. Essengas-Beschaffenheit .... 114 § 32. Calorimetrischer Effect (Wärme-

Entwicklung) ........

§ 33. Pyrometrischer Effect (Feuertemperatur) .........

111

116

116

§ 34. Wärme-Entführung durch die Essengase......... .

117

Seite

§ 35. Specifisches Gewicht d. Essengase 118 § 36 und 37. Einwirkung der Aussen-temperaturen auf die Wärme-Entführung der Essengase . . 118 § 38. Uebersicht der Verbrennungsergebnisse

Ermittlung des Heizeffectes der Brennstoffe.

§ 39. Unzulänglichkeit der theoretischen Bestimmung der Brenn-werthe, Vergasungswärme . . . 120

§ 40. Calorimeter.........

§ 41. Essengas-Analyse, Scliwackhöfer’s

gasanalytischer Apparat, Beispiel 124 § 42. Umrechnung der Percentual-Er-gebnisse auf die absoluten Quantitäten für 1 kgr. Kohle ... 132 § 43. Aufstellung von Formeln für die Berechnung der calorimetriselien und pyrometrischen Effecte . .    136

§ 44. UnvollkommeneVerbrennungund dadurch entstehende Verminderung der Wärme- und Temperatur-Effecte ........

§ 45. Relation für die Bestimmung der Wärme-Entführung durch die

Essengase..........

§ 46. Methode der successivenTheilung zur Erhaltung der Durchschnittsqualität eines Brennstoffquantums 142 § 47. Vorgang bei der organischen

Elementar-Analyse......

§ 48. Vorgang bei vollständiger theoretisch-praktischer Untersuchung von Brennstoffen.......

120

122

139

142

143

145

V. ABSCHNITT.

Die Brennmaterialien.

Eigenschaften der Brennstoffe.

§    1. Strahlungsvermögen, Brennbarkeit, Flammbarkeit......

§    2. Brennholz im Allgemeinen . .

§    3. Einfluss der Feuchtigkeit auf den

absoluten Wärme-Effect . . . .

§    4. Holzkohle..........

§ 5. Torf...........

§    6. Torfkohle..........

§    7. Braunkohle (Lignit)......

153

149

150

151

151

151

§    8. Steinkohle..........

§    9. Coaks............

§ 10. Briquettes..........

§ 11. Petroleum..........

§ 12, Leuchtgas..........

§ 13. Wassergas.........

§ 14. Ermittlung sämmtl. Verbrennungs-Effecte nach den Formeln des IV. Abschn. 156 § 15. Berechnung der Schichthöhen und

Flächen f. d. verschied. Brennstoffe 158

156

155

156

156

156

VI. ABSCHNITT.

Erwärmung und Abkühlung.

Seite |

Seite

Die Wärme und Fortpflanzung derselben.

§    1. Das Wesen der Wärme .... 160

§    2.    Die    Wärmestrahlung.....

§    3.    Die    Wärmeleitung......

§    4.    Die    Fortpflanzung der    Wärme

durch die Luftbewegung . . . 165

Ermittlung der Wärme-Abgabe von Heizflächen.

161

164

§    5. Wärme-Aussendung durch Strahlung ............

§    6. Wärme-Aussendung durch ver

einigte Leitung und Fortführung 166 §    7. Transmissions-Coefficient einer

Heizfläche.......

§    8. Leitungs-Coöfficient . . .

§    9. Newton’sche Näherungsformel . 171

Wärmedurchgang durch Ofenmäntel, Wände, Fenster, Decken und Fussböden. §10. Wärme-Abgabe von dicht eingeschlossenen und ummantelten

Heizkörpern .........

§ 11. Wärmedurchgang durch eine verticale einfache Wand . .

§ 12. Wärmedurchgang durch eine verticale mehrfache Wand .... 177 § 13. Wärmedurchgang durch Doppelwände mit eingeschlossenem Luftzwischenraume, dann durch einfache und doppelte Fenster . 177 Anwendungen der allgemeinen Transmissions-Formeln.

§ 14. Beispiele von Transmissionen durch Wände und Fenster .

§ 15. Temperaturbestimmung d. Wandflächen ...........

Windanfall, Mauerporen, dann Fenster-und Thürfugen als Ursache einer grösseren Transmission.

§ 16. Die Abkühlung der Wände und

Fenster durch kalte Winde . . 186

165

168

. 169

172

. . 174

181

184

§17. Luftdurchlässigkeit der Wände .    190

§ 18. Transmission ohne Empfang einer Wärmestrahlung .... 200

Wärmedurchgang durch Fussböden. gewöhnliche Decken und Glasdecken.

§ 20. Decken...........

§ 21. Fussböden..........

§ 22. Einfache Glasdecken.....

§ 23. Doppelte Glasdecken.....

§ 24. Anwendung der entwickelten Transmissionsformeln auf spe-cielle Fälle und tabellarische Zusammenstellung der Resultate 220 Berechnung des Wärme-Erfordernisses eines Schulgebäudes.

§ 25. Beschreibung des Objectes . . 238 § 26. Temperaturverhältnisse i. Freien, Temperaturzunahme in beheizten Räumen von unten nach oben, wahre Mitteltemperatur .... 242 § 27. Temperatur-Ermittlung d. Wand-,

Decken- und Plafondflächen . . 244 § 28. Mittlere Strahlungswärme der

Wand-, Decken-u. Plafondflächen 252 § 29. Rectification der Transmissions-Coëfficienten nach Massgabe der Strahlungstemperaturen .... 253 § 30 und 31. Transmission der ebenerdigen Fussböden......

§ 32. Transmission der Doppelfenster mit Rücksicht a. d. Entweichung von warmer Luft nach aussen . 257

208

216

217

218

255

§ 33. Transmission der Spaletten bei

Doppelfenstern........

§ 34. Transmission d. einf. Gangfenster

incl. der Spaletten und Parapete 259 § 35. Transmission der Thüren und der Gangabschlusswand

258

260

§ 36. Ermittlung der Temperaturen in

den Gängen und im Stiegenhause 261 § 37. Bemerkung über Vereinfachung

der Rechnung........

§ 38. Wärme-Erforderniss d. einzelnen Räume...........

261

262

§ 39. Approximative Berechnung der

Gang- u. Stiegenhaus-Temperatur 262

§ 19. Transmission der Fensterrahmen und § 40. Modification der Transmissionsrechnung für Windanfall . . . 263

Fenstergewände .... 206

§ 41. Unterschied der Abkühlung'eines gegen den Windanfall gelegenen Locales bei Windanfall und bei Windstille..........

Seite

Seite

264

§ 42. Erforderniss an künstlicher Luftbefeuchtung .........

§ 43. Wärme-Entgang durch Oeffnen

265

der Thüren, Wärme-Erforderniss für Ventilation, Körperwärme . 267 § 44. Mehrerforderniss an Wärme wegen Verdunstung der Mauerfeuchtigkeit .........

§ 45. Wärme-Erforderniss für conti-

nuirliche Heizung......

Ermittlung des Brennstofferfordernisses.

§ 46. Temperaturen der Wintermonate 270 § 47. VeränderlicherNutzeffect beiverschiedenen Aussentemperaturen 270 § 48. Theoretischer Wärmebedarf per

Heizsaison . .........

§ 49. Zuschlag für den Windanfall . 272 § 50. Zuschläge für den Fall der täglich ununterbrochenen Heizung 274 § 51. Zuschlag für den mit der Aussen-temperatur veränderlichen Nutzeffect

269

269

271

275

§ 52. Ermittlung d. Brennstoffbedarfes für die ganze Heizsaison, für die milde und strenge Winterzeit und Maximum des Tagesbedarfes . . § 53. Zuschlag für ausnahmsweise

strenge Winter........

§ 54. Berücksichtigung der Heizunterbrechung an Ferialtagen . . .

276

277

277

§ 55. Betrachtung des Falles einer auf

lange Zeit unterbroch. Heizung 278 Graphische Ermittlung des Wärmedurchganges durch Wände und Fenster.

§ 56. Wärmedurchgang durch Wände,

Fenster und Decken.....

§ 57. Allmähliche Abkühlung eines

Baumes n. Einstellung d. Heizung 283 Wärme-Abgabe verschiedener Heizflächen. § 58. Ausmittlung des Transmissions-Coëfficienten für Dampf- und

Wasserheizflächen......

§ 59. Einfluss der Neigung von Heizflächen und Heizkörpern auf die Transmissionsfähigkeit .... 301 § 60. Transmissions-Coefficient Kesselheizflächen . .

§ 61. Redtenbacher’scher Coefficient . 303 § 62. Beziehung dieses Coëfficienten

auf Heisswasserrohre.....

§ 63. Verschiedenheit der Heizflächen-werthe, wenn Luft, Wasser oder Dampf das Heizmedium bilden . 305 § 64. Gerippte Flächen . ,

§ 65. Transmissionswerthe dener Heizflächen .

Einstrom-, Parallelstrom- und Gegenstromheizung.

§ 66. Einstromheizung mit Wärme-

Abgabe des Stromes.....

§ 67. Einstromheizung mit Wärme-

Aufnahme des Stromes .... 312 § 68. Parallelstromheizung § 69. Gegenstromheizung

279

298

von

. . 303

verschie-

VII. ABSCHNITT.

Natürliche und künstliche Lüftung.

Luftdurchlässigkeit der Wände.

§    1. Luftdurchlässigkeit der Wände . 316

§    2. C. Lang’s Versuche hierüber . 317

§    3. Windstärken.........

§ 4. Beispiel über die Permeabilität

bei Windanfall........

§    5. Beispiel über die Permeabilität

bei Windstille.......

§    6. Verschiedene Einflüsse auf den

Luftwechsel durch Mauerporen . 319

317

317

318

304

306

. 308

309

313

314

§    7. Differenzen der Kechnuugsergeb-

nisse............

§    8. Discussion über verschiedene

Fälle der Permeabilität .... 320 Luftverderbniss durch Anwesenheit von Menschen und durch Gasflammen.

§    9. Morin’sches Ventilations-Programm ...........

§ 10. Kohlensäurezunahme als Mass der Luftverderbniss......

319

321

Seite

§11. Berechnung der fortschreitenden Luftverderbniss aus der Kohlensäurevermehrung .......

§ 12. Rechnungsbeispiel und Erörterungen ...........

§ 13. Kohlensäure-Ausscheidung des

menschlichen Körpers.....324

§ 14. Anwendungen........

§ 15. Luftverderbniss durch Beleuchtungs-Objecte ........

§ 16. Einfluss der Höhe eines Raumes

a. eine langsamere Luftverderbniss 326 Ventilirende Beleuchtungs-Objecte.

§ 17. Ventilirende Gaskrone, Einzelflamme und ventilirender Sonnenbrenner

Zustandsänderung der Luftfeuchtigkeit in Räumen durch Anwesenheit von Menschen.

§ 18. Zulässiger Feuchtigkeitsgrad,

Feuchtigkeits-Abgabe d. menschlichen Körpers........

§ 19. Zunehmender Feuchtigkeitsgrad eines Raumes durch Anwesenheit v. Menschen, Beharrungszustand § 20. Zunahme d. Kohlensäuregehaltes und Feuchtigkeitsgrades der Luft in Folge Anwesenheit von Menschen, graphisch dargestellt . .

§ 21. Gleichförmigkeitd. Luftmischung

in Räumen ..........

Künstliche Luftbefeuchtung.

§ 22. Verdunstungsgefässe.....

§ 23. Dampfbrausen, Beispiel ....

Künstliche Lufttrocknung.

§ 24. Daten für Lufttrocknung . . .

Luftreinigung.

§ 25. Filtrirung der Luft, Staubablagerung, Luftwaschung.....341 [ § 38. Anemometer

322

323

324

325

327

331

333

335

338

339

340

341

Wärme-Entwicklung d. menschlichen Körpers.

§ 26. Wärme-Entwicklung nach dem

Lebensalter.........

Künstliche Luftabkühlung.

§27. Abkühlung durch Erdcanäle als Luftleitungen, durch Eis, dann mittelst Comprimirung der Luft u. mitt. Wasserkühler. Beispiele 345 Ventilation durch Temperatur-Differenzen und durch mechanische Mittel.

§ 28. Sommerventilation, auf natür-lichenTemperatur-Differenzen, u. Winterventilation, auf künstlichen Temperatur-Differenzen beruh. . 348 § 29. Centrifugal - Ventilator, Axial -

Ventilator, Heger’scher Ventilat. 348 § 30. Doppelventilator Verschiedene Methoden der Ventilirung.

§ 31. Zulässige Luftgeschwindigkeit in

Räumen . ..........

§ 32. Luftabsaugung, Lufteinblasung,

Normen für die Anwendung . . 354 § 33. Prof.Dr.Böhm’sLuftmischkammer 354 Luftsauger und Luftreflectoren.

§ 34. Verschiedene Apparate als Aufsätze v. Ventilationsschläuchen, Wolpert’scher Sauger, Prof. Meidinger’s Vorschlag .... 355 Central-Ventilation.

343

353

353

§ 35. Central-Ventilation mittelst Leitungssystemen comprimirter Luft 357

Normen für die Ventilirung grosser Räume.

§ 36. Erfahrungen und Normen für die

Lüftung grosser Räume .... 358 § 37. Berechnungen über die Ventilirung eines grossen Saales . . . 361

Apparate zur Messung der Luft-

geschwindigkeit.

363

VIII. ABSCHNITT. Kamin- und Ofenheizung.

Kaminheizung.

§    1. Einfache Kaminheizung .... 367

§    2. Kamin mit Aspirationsschlot . . 368

§ 3. Kamin mit Circulations-Heiz-flächen

369

§    4. Kaminofen

369

Stubenöfen.

§    5. Eiserne Stubenöfen im Allgem. 370

§    6. Säulenofen, Circulationsofen,

Etage-Ofen

372

Seite

Seite

373

§    7. Mantelofen

§    8. Meidinger’scher Füllofen . . . 374

§    9. Schachtofen des Eisenwerkes

Kaiserslautern . .

. . 376

§ 10. Russischer Massenofen .... 377 Heizeffecte der Oefen und Kamine.

§ 11. Heizflächenroste und Nutzeffecte

379

IX. ABSCHNITT. Die Canalheizung.

Princip der Canalheizung . . 381 Canalheizung einer Kirche.

§    2. Canalheizung der Maria Magda-

lenen-Kirche zu Templin . . . 381

Berechnung einer Canalheizung.

§    3. Praktische Regeln für die Grösse

der Heizflächen

§ 1.

385

§    4. Prof. Fischer’s Regel für die Er

mittlung des Wärmebedarfes

einer Kirche.........

§    5. Allgemeine Berechnungsweise ■ . : 386

385

X. ABSCHNITT. Die Luftheizung.

Verschiedene Luftheizapparate.

§    1. Vorbemerkung.......

§    2. Meissner’scher Apparat ....    387

§    3. Wolpert’scher Apparat .... 390

§    4. Brückner’sclier Apparat .... 390

§    5 bis 7. Calorifer des Verfassers . 391

Details des Luftheizsystemes.

§    8. Die Luftkammer.......

§    9. Die Warm- und Kaltcanäle in

den Localen.........

§ 10. Fortsetzung ........

§ 11. Temperatur-Anzeigen .....

§ 12. Luftmischvorrichtungen. ....

§ 13. Heizkammerthüren,

Öffnungen ....

§ 14. Gemeinschaftliche Warmcanäle § 15. Verdunstungsvorrichtungen . .

§ 16. Calorifer-Exhaustor......

§ 17. Luftheizungen mit vereinigtem

Warm- und Kaltschlauch . . . 412 § 18. Luftheizanlagen im Inundations-

Terrain ...........

§ 19. Die Führung der Luft in horizontalen Canälen.......

Schulheizung, hygienische Eigenschaften, Stundenpass für den Heizer.

§ 20. Die Luftheizung für Schulen . 41

Einblick-

387

400

402

403

406

409

412

412

§ 21. Die Luftheizung in hygienischer

Hinsicht ..........

§ 22. Stundenpass für den Heizer . . 422 Ermittlung der Heiz- und Rostflächen.

§ 23. Nutzeffect der Luftheizapparate 422 § 24. Erhitzungsgrad der Luft in den

Heizkammern........

§ 25. Transmission der Heizflächen bei

Parallelstrom.......

§ 26. Durchschnittlicher Transmissions-

Coefficient ..........

§ 27. Heizflächenwerthe und Mitteltemperaturen der Heizflächen . 481 § 28. Beispiel einer Heizfläche mit

Parallel- und Gegenstromwirkung 433 § 29. Graphische Darstellung der Wirkung des Parallel-und Gegen-

stromsystemes........

§ 30. Erfahrungsresultate über die Heizflächen

§ 31. Heizflächenwerthe nach verschiedenen Autoren ........

419

423

425

429

433

. 437

413

439

§ 32. Leistung gerippter Heizflächen 439 • § 33. Grösse der Rostflächen .... 440

§ 34. Kaminquerschnitte......

§ 35. Feuerröste, Feuerzüge und Feuerbrücke ...........

442

Seite

Einfluss der Mauerporen und des undichten Verschlusses von Fenster und Thüren auf die Entweichung zugeführter Luft.

§ 36. Lufzu- und Abfuhr, im Falle luftdichter Wände und dichter Verschlüsse d. Fenster u. Thüren 442 § 37. Einfluss der Poren und Fugen 443 § 38. Einschlägige Versuche .... 445 Berechnung der Ventilations-Luftheizungen, Beispiel.

§ 39. Temperatur in der Heizkammer . 446 § 40. Wärmeverluste in d. Luftcanälen 448 § 41. Berechnung der zu hebenden Luftsäulen .

§ 42. Berechnung der act. Drucksäule 452 § 43. Querschnitte, Umfänge, Längen

der Leitungstheile......

§ 44. Druckhöheverluste von d. Punkte der Einführung d. äusseren Luft bis zum Beginne d. Warmcanäle 453 § 45. Verhältnisszahlen für die Druckverluste in den Warmcanälen 456 § 46. Verhältnisszahlen für die Druckverluste in den Abzugscanälen 45g X

§ 47. Bestimmung von max

§ 48. Summarische Druckverluste . . 461 § 49. Weite der Schuberöffnungen bei

verschieden. Aussentemperaturen 461 § 50. Bestimmung der directen Druckverluste, ausgedrückt in Luftsäulen in 0°.........

§ 51. Aeusseres Temperatur-Maximum, für welches die angenommenen Querschnitte der Warm- und Kaltcanäle noch genügen . . . 463

S² ‘ *

450

453

. 460

462

§ 52. Druckhöhenverhältnisse im Momente des Anheizens . .

§ 53. Methode des Anheizens ....    465

Berechnung der Circulations-Luftheizungen. § 54. Formeln für das Circulations-quantum u. für d. Querschnittsgrösse der Luftcanäle ..... 465 § 55. Heizmethode bei constanten Querschnitten

Berechnung der Aspirationsessen und der Ventilatoren.

§ 56. Leistung einer 30 m. hohen Esse

§ 57. Brennstoff-Erforderniss .... 472 § 58. Leistung einer 40 m. hohen Esse 472 § 59. Ventilationsesse mit Aspirationsschlot ...........

§ 60. Vergleichung des Nutzeffectes einer Aspirationsesse mit dem eines Ventilators Functionirung einer Luftmischvorrichtung.

§ 61. Allgemeine Formeln.....

§ 62.. Anwendung auf einen speciellen Fall............

Ergänzende Bemerkungen.

§ 63. Untertheilung der Feuerräume, automatische Schliessung der Schlote, Normen über die Feue-rungs-Construction, Dichtung d. Fugen bei Luftheizapparaten und

Aspirationsschloten......

Kosten der Luftheizung.

§ 64. Kosten in Beziehung auf das kubische Mass der Heizräume u. das Ausmass der Heizflächen . 480

. . 463

. 468

469

472

. . 473

475

476

479

XI. ABSCHNITT.

Die Heisswasserheizung.

Temperatur und Spannung des Wassers.

1. Temperatur und Spannung . . 481 §    2, Uebliche Temperatur, Abnahme

derselben während des Bund-' laufes

481

Allgemeine Beschaffenheit der Rohrsysteme.

§    3. Circulationskraft des Wassers,

. Widerstände .

482

§    4. Mehrfache Bohrsysteme .... 484

§    5. Maximallänge der Systeme . . 485

Construction der Rohrleitungen, Expansions-Einrichtungen.

§    6. Dichtung der Bohre.....

§    7. Expansions-Beservoir, Expan-

sionsgefässe, Berechnung derselben ............

485

486

Seite

Seite

Construction der Feuerungen.

§    8. Gegenstrom-Feuerung der Firma

J. Haag...........

§    9. Feuerung mit Fülltrichter . . . 490

Anordnung der Rohrsysteme, Spiralen, Hähne.

§ 10. Anordnung der Rundläufe . . . 490 § 11. Heizspiralen mit Vorsetzkästen . 491 § 12. u. 13. Spiralofen mit Ventilations-

Einrichtung .........

§ 14. Zierverkleidungen......

§ 15. Vorrichtungen zum Ablassen und

Durchpumpen der Leitungen . . 494 Normen für die Ausmittlung der Rohrsysteme.

§ 16. Beschaffenheit der Rundläufe . 497 § 17. Gewinnung entsprechend. Druckhöhen

488

492

494

498

§ 18. Getrennte Systeme für verschiedenartige Heizzvvecke . . 499 § 19. Regulirungsvorrichtungen für die Beheizung .........

Vorsichten bei dem Betriebe.

499

§ 20. Luftbeseitigung . .

§ 21. Verkehrte Circulation

Theorie des Heisswasser-Heizsystemes.

§ 22. Transmissionsvermögen .... 500

§ 23. Rohrbedarf........

§ 24. Ofenspirale.......

§ 25. Circulations-Geschwindigkeit § 26. Approximativ. Heizflächenbedarf 511 § 27. Anlagekosten

499

500

501

507

. 508

511

Schlussbemerkungen.

§ 28. Eigenthümlichkeiten des Heiss-

wasser-Systemes.......

§ 29. Graphische Darstellungen . . . 513

512

XII. ABSCHNITT.

Die Warmwasserheizung.

(Niederdrucksystem.)

Beschaffenheit der Rohrsysteme.

§    1. Functionsart der Warmwasserheizung ...........

515

§    2 bis 4. Verschiedene Systeme der

Wassercirculation . .

. . 515

§    5. Expansions-Reservoir.....

§    6. Beschaffenheit der Rohre Und der

Leitungen..........

517

518

Wasserheizkessel.

§    7. Einfacher Cylinderkessel . . . 519

§    8. Doppelkessel

§    9. Röhrenkessel

519

520

Warmwasseröfen.

§ 10. Cylinderöfen, Röhrenöfen . . . 521 § 11. Register, Rippenheizkörper . . 522 § 12. Ventilationsöfen . .

§ 13. Heizregister in. Ventilations-Ein-l'ichtung...........

. . 523

524

Heizflächenwerthe.

§ 14. Transmissions-Coëfficient eines

Circulationsofens.......

§ 15. Ausmittlung der Grösse eines Warmwasserofens ......

525

528

§ 16. Genaue Untei'suchungen über die Wärme-Abgabe eines Warmwasserofens .........

§ 17. Transmissions-Coefficient für gerippte Heizkörper . . .

§ 18. Transmissions-Coëfficient

Fussbodenrohre und ummantelte

Heizkörper .........

Vollständige Berechnung eines Warmwasser-Heizsystemes.

§ 19. Aufstellung der , Ti’ansmissions-Coëfficienten § 20. VertheilungderWassercirculation 532 § 21. Erforderliche Circulations-Ge-

schwindigkeiten.......

§ 22. Ermittlung der Bewegnngswider-

stände...........

§ 23. Ermittlung der Druckhöhen . . 544

§ 24. Rohrquerschnitte.......

§ 25. Zulässige Länge der Horizontalleitungen ..........

§ 26. Näherungsmethoden f. d. in §§22

bis 25 durchgeführt. Calculationen 548

528

530

für

530

531

537

539

545

547

§ 27. Genauere

Seite

Temperaturbestimmung der Rohre und Oefen . . 549 § 28. Expansionsgefässe, Berechnung

derselben..........

§ 29. Dampfwasserkessel, Ermittlung

der Grösse derselben.....

§ 30. Wärmereservation der Warmwasseröfen .....

§ 31. Heizflächen-Erforderniss Wasserkessel ....

§ 32. Zulässiges Temperatur-Maximum

inFolged. drückend.Wassersäule 552

Warmwasser-Heizanlagen einzelner Objecte.

550

550

551

§ 33. Wasserheizanlage für Glashäuser und Treibkisten . .

. . 553

§ 34. Wasserheizanlage für Beheizung von Bädern

der

. . 551

. . 553

Kosten der Warmwasser-Heizanlagen.

§ 35. Kosten für eine Schulbeheiznng 555

Schlussbemerkung.

§36. Charakteristik des Warmwasser-

Heizsystemes

555

XIII. ABSCHNITT. Die Dampfheizung.

Allgemeine Erläuterungen.

§    1.    Erklärung d. Dampfheizsystemes 556

§    2.    Dampfheizkörper mit Wasser

füllung

§    3. Dampfheizung in Fabriken . . 556

Dampfkesselfeuerungen.

§ 4. Roststäbe, Herdplatte §    5.    Feuerbrücke ....

§    6.    Heiz- und Aschenthüren . . . 559

§    7.    Rostanlagen

§    8.    und 8 a. Feuerungsarten . . . 560

§    9.    Feuerzüge

§ 26. Beschaffenheit des Speisewassers 584

HeizefFecte und Heizflächenwerthe von

Dampfkesselanlagen.

556

557

558

559

563

Dampfkessel.

§ 10. Process der Dampfbildung,

nasser Dampf........

§ 11. Kesselblechgattungen.....

§ 12. Blechstärken, Vernietungen . . 567 § 13. Allgem. über die Kesselsysteme 569 § 14. Einfacher Cylinder-oder Walzenkessel

565

566

569

§ 15. Combinirter Cylinderkessel . . 570 § 16. Oberkessel mit zwei Unterkessel 572

§ 17. Flammrohrkessel.....

§ 18. Zweiflammrohrkessel . . • . , 573 § 19. Der Feuerröhrenkessel .... 575 § 20. Der Tenbrink-Kessel §21. Manometer ....

§ 22. Wasserstandsglas . .

§ 23. Probehähne ....

§ 24. Speisevorrichtungen.....579

§ 25. Explosionsgefahren, Sicherheits-Apparate

572

576

577

578

579

582

§ 27. Heizeffecte § 28. Methode ihrer Bestimmung . . 586 § 29. Verbrennungsquantitäten, Schichthöhen

585

588

Dampfleitungen, Constructions-Objecte derselben.

§ 30. Reducirventile ........

§ 31. Dampfvertheiler.......

§ 32. Condensationskammern, Revisionskästen .........

§ 33. Condenstöpfe, Automaten . . . 594 § 34. Allgemeine Beschaffenheit der .

Rohrführungen . ,

§ 35. Rohrverbindungen § 36. Dilatationslager, Compensatoren 599 Dampfheizkörper.

§ 37. Dampfwasseröfen im Pariser

Hôtel de Ville........

§ 38. Dampfheizung im Gebäude der k. k. Akademie der bildenden Künste zu Wien, Sulzer’sche Dampfwasseröfen, Vorsetzer,

Constructions-Details.....

§ 39. Doppelt gewundene Dampfschlangen ..........

§ 40. Haag’scher Dampfwasserofen . 611 Effect der Dampfheizkörper.

§ 41. Transmissions-Coefficient gusseiserner Dampfrohre

589

590

592

596

598

600

603

610

613

§ 42. Transmissions - Coëfficient Dampf in Wasser . .

§ 43. Transmissions-Coefficient für umkleidete Dampfrohre . .

§ 44. Heizwirkung eines Sulzer’schen

Dampfwasserofens......

§ 45. Heizwirkung eines Haag’schen

Dampfwasserofens......

§ 46. Wärme - Reservationsvermögen

der Dampfwasseröfen.....

§ 47. H. Fischer’s Thermometer zur Bestimmung der Heizflächen-

Temperaturen........

§ 48. Allgemeine Coëfficienten für Ermittlung des Heizflächen - Erfordernisses .........

Berechnung der Dampfleitungen. § 49. Bestimmung des Durchmessers der Dampfrohre.......

für

Seite

Seite

. . 615

. . 615

615

619

619

621

622

623

§ 50. Spannungsverluste des Dampfes

in den Rohrleitungen.....

§ 51 und 52. Beispiele hierüber . . . 626 § 53. Spannungsverluste im gesammten Rohrnetze § 54. Beispiel .

Bestimmung der Dampfkesselgrössen.

§ 55. Leistungsfähigkeit d. Kessel bei

verschied.Intensität d. Beheizung 639 § 56. Bestimmung der Kesselgrösse . 640 § 57. Morin’sche Formel für die Dimen-sionirung der Kessel . .

Verschiedene Dampfheizsysteme.

§ 58. Dampfwasserheizung.....

§ 59. Dampfluftheizung......

§ 60. Approximative Kosten der Dampfheizanlagen ......

§ 61. Charakteristik der Dampfheizanlagen .    .....

624

630

632

. . 641

642

643

643

643

XIV. ABSCHNITT.

Die ‘Wassergasheizung.

§    1. Allgemeine Principien und Vergleichung mit anderen Heizsystemen .... 645

Formel-Tabellen.

Formel-Tabelle zum I. Abschnitte

„Vorbegriffe”..........

Formel-Tabelle zum II. Abschnitte

„Wasserbewegung”......

Formel-Tabelle zum III. Abschnitte

„Luftbewegung”.........

Formel-Tabelle zum IV. Abschnitte

„Verbrennungsprocess”......

Formel-Tabelle zum VI. Abschnitte „Erwärmung, Abkühlung” . . .

652

654

658

662

666

Formel-Tabelle zum VII. Abschnitte

„Lüftung”..........

Formel-Tabelle zum X. Abschnitte

„Luftheizung”..........

Formel-Tabelle zum XI. Abschnitte

„Heisswasserheizung”......

Formel-Tabelle zum XII. Abschnitte

„Warmwasserheizung”......

Formel-Tabelle zum XIII. Abschnitte „Dampfheizung”.........

682

684

686

688

692

Zahlen-Tabellen.

I. Abschnitt: „Vorbegriffe”.

Tabelle Ia. Ueber das Verhalten fester, flüssiger und gasförmiger Stoffe

gegen die Wärme........

II. Abschnitt: „Wasserbewegung”.

Tabelle II«. Ueber die Widerstände der Bewegung des Wassers in Leitungssystemen........

698

699

Tabelle 115. Ueber die Volumänderungen des Wassers durch Temperatur-Verschiedenheiten ......

III. Abschnitt: „Luftbewegung” Tabelle lila. Ueber die Widerstände der Luftbewegung im Leitungssysteme .............

701

705

708

709

711

713

714

714

725

726

728

Tabelle Vld. lieber die Wärme-Ueber-führung bei Windanfall, ohne Rücksicht auf Permeabilität......

Tabelle VIe. lieber die Wärme-Ueber-führung bei Windstille mit Rücksicht auf Permeabilität......

Tabelle VI/. Ueber die Wärme-Ueber-führung bei Windanfall mit Rücksicht auf Permeabilität......

Tabelle Vlg. Ueber die Wärme-Ueber-

führung durch Fenster......

Tabelle VIA. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch einfache und doppelte Fenster mit Rücksicht auf das Fensterrahmholz und mit Benützung der

Daten aus Vlg..........

Tabelle Vît. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch Decken- inel. Dach-

construction...........

Tabelle VI Je. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch Untertheilungsdecken 739 Tabelle VIl. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch ebenerdige Fussböden 740 Tabelle VI m. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch offene Thüren . . . 741 Tabelle VI?t. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch Glasdecken .... 742 Tabelle VIo. Ueber die Wandflächen-

Temperatur...........

Tabelle VIp. Ueber die Temperaturzunahme der Luftschichten eines beheizten Raumes gegen oben . . . 744 Tabelle VI q. Ueber die Transmissions-Effecte verschieden gestalteter Heizflächen .............

Tabelle VIr. Ueber die Transmissions-Coëfficienten verschiedener Heizflächen .............

tieite

Tabelle III b. Ueber die Reibungs-Coëfficienten der Gase bei verschiedenen Geschwindigkeiten . . .    704

Tabelle IIIc. Ueber die Volumveränderungen der Luft bei verschiedenen

Wärmegraden.........

Tabelle IIId. Ueber die Widerstände des Luftdurchzuges durch Brennstoffschichten ..........

IV. Abschnitt: „Verbrennungsprocess”. Tabelle IV a. Ueber d. im Verbrennungs-processe wesentlich thätigen ehern, einfachen und zusammengesetzten

Stoffe............

Tabelle IV b. Ueber die Spannungen und Gewichte des Wasserdampfes . Tabelle IVc. Ueber die Verbrennungs-producte und die Heizelfecte von

Holz und Steinkohle ......

Tabelle IVd. Ueber die Wärmeverluste durch den Abgang des Rauches

durch die Esse .........

V. Abschnitt: „Brennmaterialien”. Tabelle V a. Ueber die Brennbarkeit, Flammbarkeit und das Strahlnngs-vermögen fester Brennstoffe .... Tabelle Vb. Ueber die absoluten Gewichte von Scheitholz per Festmeter 715 Tabelle Vc. Ueber die Derbgehalte aufgeschichteter Brennholzgattungen 710 Tabelle Vd. Ueber die chemische Zusammensetzung und die Heizwerthe verschiedener Brennstoffgattungen . 718 Tabelle V e. Ueber die Zusammensetzung einiger Brennstoffe nach Grashof. 724 Tabelle V/. Ueb. einige Verbrennungs-

werthe nach Grashof......

Tabelle Vg. Ueber die Rostbeschickung mit verschiedenen Brennstoffen . . 725 VI. Abschnitt: „Erwärmung, Abkühlung”. Tabelle Via. Ueber die Wärmestrahlung

und Leitung...........

Tabelle VI6. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch Bewegung u. Leitung

der Luft......... . .

Tabelle VIc. Ueber die Wärme-Ueber-führung durch Mauern bei Windstille, ohne Rücksicht auf Permeabilität . 730

731

732

733 734

737

738

743

745

746

VII. Abschnitt: „Lüftung”.

Tabelle Vlla. Ueber die Permeabilität verschiedener Baumaterialien . . . 747 Tabelle VIIb. Ueber die Windstärken 748 Tabelle VII c. Ueber die Kohlensäure-Ausscheidung d. menschlich. Körpers 748 Tabelle VIIcZ. Ventilationsprogramm . 749 Tabelle Vlle. Ueber die Kohlensäure-production verschiedener Beleuchtungs-Objecte

Seite

Tabelle YIIf. Ueber die Lichtstärke verschiedener Beleuchtungs-Objecte 750 Tabelle VH#. Ueber die Feuchtigkeitsausscheidung d. menschlich. Körpers 751 Tabelle VII7j. Ueber die relativen Feuchtigkeitsgehalte der Atmosphäre zu verschied. Jahres- u. Tageszeiten 751 Tabelle Vlli. Ueber d. Wärme-Entwicklung des menschlichen Körpers in verschiedenen Lebensaltern .... 752 VIII. Abschnitt: „Ofenheizung”. Tabelle VIII a. Ueber Dimensionirung v. Kaminen m. Ventilationsschloten 752 Tabelle VIII b. Die Grössenerfordernisse der Meidinger’schen Füllöfen 753 Tabelle VIII c. Der Nutzeffect der Kamine und Stubenöfen . .

IX. Abschnitt: „Canalheizung”. Tabelle IX ß. Ueber die Transmissions

effecte bei Canalheizanlagen . . .    755

X. Abschnitt: „Luftheizung”. Tabelle X«. Ueber die Dimensionirung

von Luftheizapparaten......

Tabelle X b. Ueber die Heizflächen-werthe der Caloriferen und über die Heizflächenerfordernisse.....

Seite

Tabelle X c. Ueber die approximativen Kosten von Luftheizanlagen . . . 758

XI.    Abschnitt: „Heisswasserheizung”. Tabelle XI a. Ueber die Heizüächen-

werthe von Eleisswasserröhren . . 759

XII.    Abschnitt: „Warmwasserheizung”. Tabelle XII a. Ueber die Kosten der

Warmwasser-Heizanlagen.....

XIII. Abschnitt: „Dampfheizung”. Tabelle XIII a. Ueber die Dimensionirung von Kesselfeuerungen und über die Verhältnisse und den Effect verschiedener Kesselsysteme . . . 760 Tabelle XIII b, Ueber die Temperaturen, Spannungen ixnd Gewichte des Wasserdampfes, dann über die . .    754 Wandstärken und Umhüllungsdecken

von Dampfröhren . .

Tabelle XIII c. Ueber die Effecte von Dampfkesselfeuerungen im Allgemeinen nach v. Reiche.....

TabelleXIIIcZ. Ueber die Transmissions-

756    Coöfficienten, Heizflächen und

Kostenerfordernisse von Dampfheizanlagen ............

757    Alphabetisches Sachregister .... 770

760

. . 764

765

767

B*

Verzeichntes

einiger häufig angewendeten Wahlen.

9'81 = g, Beschleunigung der Schwerkraft..

t>g

0-051 =

75, eine Pferdekraft = 75 Secunden-Meter-Kilogramm bezeichnend.

0-00129, specifisches Gewicht der Luft.

1-29kgr., annähernd 1-3kgr., Gewicht eines Kubikmeters Luft bei 0° und 760 mm. Barometerstand.

0-2377, specifische Wärme der Luft.

|    0"000308, Wärme-Erforderniss zurTemperaturerhöhung eines Kubikdecimeters Luft um 1°.

i 0-308, approximativ 0-3, Wärme-Erfordernisse zur Temperatur-Erhöhung von 1 cbm. Luft um 1°.

0-003665 =    — a= Ausdehnungs-Coëfficient der Luft für 1° Temperatur-Erhöhung.

1*0733, vergrössertes Volumen der Volumeinheit bei einer Temperatur-Erhöhung von 0° auf 20°.

1-0550, dasselbe bei der Temperatur-Erhöhung von 0° auf -f- 15°.

0-9317, vermindertes Volumen der Volumeinheit bei einer Temperaturverminderung von -j- 20° auf 0°.

0-9479, dasselbe bei einer Temperaturverminderung von -j~ 15° auf 0°.

760, Normalbarometerstand von 760 mm.

0 024, häufig angewendeter Reibungs-Coëffieieut für Luft und Wasser.

536-6, latente Wärme des gesättigten trockenen Wasserdampfes von 100°.

Die Wärmegrade sind ausschliesslich in Celsius-Graden zu verstehen.

Da es nicht angeht, bei der oftmaligen Anwendung einer der obigen Zahlen auf den Ursprung derselben hinzuweisen, so wird die vorstehende, zum Nachschlagen dienende Zusammenstellung dem Leser vielfach dienlich sein.

I. ABSCHNITT.

Vorbegriffe.

Verhalten fester, tropfbar flüssiger und gasförmiger Stoffe gegen die Wärme.

§ 1. Maas- und Gewichtseinlieit, specifisclies Gewicht, Wärme-Einheit, Wärmecapacität. Um Wiederholungen vorzubeugen, erinnern wir vor Allem an die gegenseitige Beziehung der Zahlen, welche die specifischen und absoluten Gewichte anzeigen.

Nach dem französischen Mass- und Gewichtssystem ist bekanntlich das absolute Gewicht eines Liters oder Kubik-Decimeters destil-lirten Wassers von der Temperatur-f-4° gleich 1 kgr.

Das specifische Gewicht oder die Dichte ist bekanntlich die Zalil, welche anzeigt, um wie vielmal irgend eine Substanz bei gleichem kubischen Inhalte schwerer ist als Wasser.

Nach Tabelle Ia ist z. B. das specifische Gewicht von Gusseisen = 7 3. Daher wiegt 1 cbdcm. desselben 73mal so viel als ein gleiches Volumen Wasser, d. i. 7’3 kgr.

Hieraus ist ersichtlich, dass die specifischen Gewichte und die Gewichte per 1 cbdcm. durch die gleichen Zahlen ausgedrückt werden.

1° C.

erhöhen, wird als

zu

Dasjenige Wärmequantum, welches erforderlich ist, um 1 kgr. Wasser von 0° um Wärme-Einheit (Calorie) angenommen, und wir werden hiefür immer die abgekürzte Bezeichnung WE. gebrauchen.

Diejenige Zahl, welche anzeigt, wie viel Wärme-Einheiten erforderlich sind, um die Temperatur von einem Kilogramm irgend einer Substanz um 1° C. zu erhöhen, heisst die specifische Wärme.

Innerhalb der Temperaturgrenzen, welche für Beheizungszwecke in Betracht kommen, kann die specifische Wärme, d. i. der Wärmegehalt der festen Stoffe per 1° C. als constant angenommen werden.

Die in der Tabelle Ia für Luftarten angegebenen Werthe der specifischen Wärme setzen voraus, dass der Druck, welcher auf der Luftart lastet, während der Ausdehnung, die sie durch die Erwärmung erfährt, sich nicht ändert. Dieser Fall trifft ein, wenn die gedachte Luftart unter einem während der Erwärmung sich nicht ändernden Atmosphärendrucke steht. Wäre aber die Luft allenfalls durch dichte Einschliessung in einen Raum an der Ausdehnung gehindert, so würde sie eine Pressung, d. i. eine Druckvermehrung erfahren. Dann wäre der Werth der specifischen Wärme ein etwas verschiedener. Doch liegen solche Fälle nicht im Bereiche unserer Betrachtungen.

Um beispielsweise die Temperatur von 1 kgr. gebrannte Ziegel um 1° zu steigern, sind nach Tabelle I 0⁻241 WE. erforderlich. Daher wird zur Erwärmung von Q kgr. Ziegel um t° ein Wärmequantum nöthig sein von 0241 Q t WE.

Die Zahl, welche anzeigt, wie viele Wärme-Einheiten erforderlich sind, um 1 cbdcm. oder 1 Liter irgend einer Materie der Temperatur t° um 1° C. zu erhöhen, wollen wir im Allgemeinen die Wärmecapacität heissen. Weil in der Regel mit der Temperaturzunahme eine Ausdehnung erfolgt, so enthält bei höherer Temperatur 1 cbdcm. irgend einer Materie weniger Gewicht, und ändert sich hiermit auch für höhere Grade dieWärme-capacität. Für Materien, die nur eine unbedeutende Volumänderung erleiden, kann die Wärmecapacität als constant angenommen werden.

erhält: 0*9478 (50 — 10) = 37-912 WE.

In die Kategorie dieser Materien gehören mehr weniger die festen Körper. Um z. B. die Wärme zu ermitteln, welche 1 cbdcm. Gusseisen bei einer Temperaturerhöhung von 10° auf 50° aufnimmt, kann man sich der Zahl bedienen, die in Tabelle Ia als Wärmecapacität angegeben ist, und man 1 cbdcm. wiegt zufolge Tabelle 73 kgr., die specifische Wärme des. Eisens ist 0T2983. Somit würde die fragliche Wärmemenge 7-3.0-12983 . (50 — 10) == 37-91

sein, übereinstimmend mit obigem Resultate.

§ 2. Latente Wärme des Wasserdampfes und des Wassers. Um 1 kgr. Wasser von 0° auf t° zu bringen, wären t WE. erforderlich, wenn die specifische Wärme bei allen Temperaturen = 1, d. i. der Wärmemenge gleich bliebe, die zur Temperaturerhöhung von 0° auf -]- 1° erforderlich ist. Weil aber die specifische Wärme des Wassers mit der Temperaturzunahme wächst, so müsste noch eine Correction

1) . . co = (t + 0-00002t² + 00000003 t³) WE.

angebracht werden. Für die gewöhnlichen Fälle kann aber von einer solchen Correctur gänzlich abgesehen werden. Régnault hat dieselbe mit (0-00002t² + 0-00000031³) WE. gefunden.

Demnach wäre die fragliche Flüssigkeitswärme zur Erhöhung von 0° auf +1°

Die Verwandlung eines Kilogramms Wasser von 0° in Dampf von t° erfordert aber nach Régnault

2) . . W = (606-5 +0-3051) WE.

Daher entfallen auf die Verwandlung des Wassers vont⁰in Dampf derselben Temperatur

(606-5 + 0-3051) — (t + 0-000021² + 0-000000 t³), d. i.

3) . . w = 606-5 — 0 695 t — 0-00002 t² — 0-0000003 t³WE.

Diese Wärmemenge ist daher lediglich zur Aufrechthaltung des Dampf-Aggregationszustandes nothwendig und äussert sich nicht als Wärme. Somit wird dieselbe als

gebunden definirt, und daher als latente Wärme des Wasserdampfes bezeichnet. Erst wenn der Dampf zu Wasser verdichtet wird (condensirt), so wird diese Wärme wieder frei und kann zu irgend einem Erwärmungszweck verwendet werden.

Für t = 100° giebt Gl 3) als latente Wärme

4) . . w = 536-5 WE. und

die frühere Gleichung als zur Verwandlung eines Kilogramms Wasser von 0° in Dampf von 100° als Wärmebedarf.

5) . . W = 606-5 +0-305.100 = 637 WE.

um 1 kgr. Wasser zu bringen und weitere 536"5 WE. werden zur Verwandlung dieses erhitzten Wassers in Dampf gleicher Temperatur erforderlich.

Somit sind W — w = co=100\5 WE. nöthig, von 0° auf 100°

Auch zur Erhaltung des flüssigen Zustandes des Wassers ist eine gewisse Wärme erforderlich, nämlich 79V₄ WE. per 1 kgr. Wird dem Wasser, wenn es die Temperatur 0° besitzt, diese Wärme entzogen, so verwandelt es sich in Eis von derselben Temperatur 0°.    \

Demnach ist die latente Wärme des Wassers

6) . . =79-4.

§ 3. Thermometer, Pyrometer. Auf der gleiehmässig mit der Temperatur fortschreitenden Ausdehnung des Quecksilbers beruht die Einrichtung des Quecksilber-Thermometers. Der Nullpunkt desselben entspricht dem Schmelzpunkte des Eises. Die Siedetemperatur des destillirten Wassers wird nach Celsius mit 100 und nach Réaumur mit 80 markirt.

Man bezeichnet die Grade nach Celsius mit C. und die nach Réaumur mit R.

Es sind somit 80° R. = 100° C. oder

7) . . 1° R.= l7₄° C. und 1° C. = ⁴/5° R-

Wir werden in diesem Werke ausschliesslich nur nach Celsius-Graden rechnen und daher die Bezeichnung C. in allen Fällen weglassen.

Soll das Quecksilber-Thermometer als Pyrometer, d. i. zur Messung höherer Temperaturen dienen, so setzt man die Gradeintheilung über den Siedepunkt nach aufwärts fort. Doch füllt man in diesem Falle den Raum des Glasrohres oberhalb der Quecksilbersäule mit Wasserstoff, weil sich derselbe bei allen Temperaturen gegen das Quecksilber als chemisch indifferent verhält.

. . 0-000181530

peraturen von

. .    0-000186576

. .    0-000191623

Nach Massgabe dieser Coöfficienten könnte man die Ablesungen am Quecksilber-Pyrometer für Temperaturen über 0° rectificiren, wenn es sich um grössere Genauigkeiten handelt.

Derlei Pyrometer reichen für Beheizungszwecke zur Temperaturmessung der abströmenden Verbrennungsgase vollkommen aus und bewähren sich im Gebrauche als sehr praktisch. Die Füllung des oberen Raumes der Röhre mit Wasserstoffgas übt einen Druck auf das Quecksilber aus, der aber dessen Ausdehnung kein merkliches Hinderniss entgegensetzt, wohl aber bewirkt, dass dasselbe nicht schon bei 350° siedet. Es unterliegt keinem Anstande, solche Pyrometer für Ablesungen bis über 450° herzustellen. Der tiefste Scalenpunkt kann mit etwa —f- 50° beginnen.

Unseren praktischen Heizzweck vor Augen habend, gehen wir hier auf nähere Erörterungen über die Anfertigung und Einrichtung andersartiger Thermometer und Pyrometer nicht ein. Näheres mag in Werken über Physik darüber nachgelesen werden.

§ 4. Aiisdelniimgs-Coëfficieiit, Beispiele. Die Ausdehnungen für je einenTemperaturgrad finden sich in Tabelle Ia für verschiedene Körper angegeben. Die betreffenden Coöfficienten beziehen sich bei den festen Körpern auf die Längenveränderungen und bei den flüssigen auf die Volumänderungen. Die Flächen- und. Volumausdehnungen betragen beziehungsweise das Zwei- und das Dreifache der linearen. Ist 1 = der Länge eines Stabes bei 0°, L=der bei t°, a=dem

Ausdehnungs-Coëfficienten per 1°, so beträgt die lineare Ausdehnung atl und somit die Länge bei t°, L = l-f-atl = l (1-f-at), daher, wenn L bekannt wäre,

1 —j— a t

Die Länge desselben Stabes bei T° beträgt somit, wenn die Länge L bei t° bekannt ist,

L (1 ~t~ aT)

9) . . L' = 1 (1-f-aT) =

1 -j- a t

Hierbei sind T und t negativ zu nehmen, wenn sie Temperaturen unter 0 bezeichnen.

Es ist zu bemerken, dass für Temperaturen über 100° oder unter 0° die Ausdehnungs-Coëfficienten der Tabelle I a je nach Beschaffenheit des betreffenden Körpers nicht mehr vollkommen genau sind, dass aber deren Anwendung für die hier vorkommenden Zwecke noch eine hinreichende Genauigkeit ergiebt.

Das obige Rechnungsverfahren lässt sich vereinfachen, wenn es sich blos um annähernde Resultate handelt. Ist nämlich:

L = der Länge eines Stabes bei irgend einer Temperatur, At = T — t= der Temperaturdifferenz in irgend einer Höhen- oder Tiefenlage der Scala, und A L= der Längenveränderung, und ist ferner a wie früher der Ausdehnungs-Coëfficient per 1° C., so ist annähernd die Ausdehnung oder Zusammenziehung

10) . . A L = a X A t X L

§ 5. Aiisdeliniiiigs - Coefficient, Beispiele, Die senkrechten gusseisernen Steigrohre einer Wasserheizung seien einem Temperatur Wechsel von 85° ausgesetzt, um wie viel verändert sich hierbei ihre Länge von 12 m.

In diesem Falle ist: L=12, At = 85°, a' laut Tabelle = 0 000011, daher nach Formel 10) AL = 0 000011 X 85 X 12 = 0⁻01122 m.

Es wird sich daher der oberste Punkt dieser Rohre um circa 11 mm. bewegen.

In einem Locale von 250 cbm. Inhalt tritt eine Erwärmung von — 5 auf -f- 10° ein. Wie viel beträgt die Volumvermehrung des Luftquantums? Hiefür ist: L = 250, At=15, a = 0003665 laut Tabelle, daher A L = 0-003665 X 15 X 250 = 13*7 cbm.

Nach genauer Rechnung hat man zuerst nach Formel 8) den Inhalt

— 5° auf 0° zu bringen, und erhält

254-6

von

250

1—5.0-003665.5

Dieses Mass ist auf das der Temperatur von 10° entsprechende Volumen zu erhöhen, nämlich auf 254-6 (1 -|- 0-003665.10) = 263"9 cbm.

Die Volum Vermehrung beträgt daher 263⁻9— 250=13-9 cbm. und stimmt sehr nahe mit dem obigen auf einfachem Weg gefundenen Resultate zusammen.

Es würde daher in einem solchen Locale in Folge der Luftabkühlung das Eindringen von 13*26 cbm. äusserer Luft verursacht werden.

In dem gewählten Falle steht die Luft im Locale unter dem Barometerstände, d. i. unter dem beständigen äusseren Luftdrucke. Wir haben daher den im § 1. erörterten Fall einer Lufterwärmung unter constantem Drucke vor Auge.

§ 6. Ausdelimings-Coefficient, Beispiele. Ein Kubik-Decimeter Schmiedeeisen erfährt eine Temperaturerhöhung von 15° C. auf 100° C., wie viel beträgt die Volumzunahme desselben?

Hiefür ist nach Tabelle la der Volum-Coöfficient per 1° C. a = 3 X 0-000012 = 0-000036, L = 1 cbdcm., A t = 85.

Mithin die Volumverändei’ung 0-000036 X 85 X 1 = 0-00306 cbdcm.

Ist das specifische Gewicht des Schmiedeeisens 7*7, so entspricht jene Volumveränderung der Gewichtsdifferenz eines Kubik-Centimeters 0-00306 X 7-7 = 0-023 kgr.

Mithin vermindert sich durch die Temperaturzunahme von

-f- 15° C. auf 100° C. das specifische Gewicht von 0'023 und würde daher in dem vorliegenden Falle nur mehr 7-7 — 0 023 = 7 677, anstatt 7*7 betragen.

§ 7. Siedepunkt, Schmelzpunkt. Durch Steigerung der Wärme gelangen viele Körper vom starren in den flüssigen oder vom flüssigen in den dampf- oder gasförmigen Zustand. Die Temperaturen, welche erforderlich sind, um diese Erscheinungen hervorzurufen, heissen beziehungsweise der Schmelzpunkt und der Siedepunkt.

Der Siedepunkt hängt von dem Luftdrucke ab, unter welchem die Flüssigkeit steht. Das Wasser siedet unter einem Luftdrucke von 760 mm. Quecksilbersäule bei 100°.

um die gleiche Zahl

Näheres über die Schmelz- und Siedepunkte verschiedener Körper findet sich in der Tabelle Ia angegeben.

Mariotte’sch.es Gesetz, Messung des Luftdruckes.

§ 8. Mariotte’sches Besetz, Beispiele. Die Gasarten, sowie der Wasserdampf verringern ihr Volumen in dem Masse, als ein Druck auf sie einwirkt. Das Gesetz (Mariotte’sches Gesetz) dieser Zusammendrückbarkeitfindet in folgender Proportion seinen allgemeinen Ausdruck.

Die Volumen der atmosphärischen Luft, sowie der Gase .und des Wasserdampfes verhalten sich umgekehrt wie die

Drucke, welchen sie ausgesetzt werden, oder was dasselbe ist, die specifischen Gewichte oder Dichten verhalten sich wie die Drucke, welchen die Gase ausgesetzt werden; jedoch unter der Bedingung gleicher Temperaturen.

§ 9. Mariotte’sches Gesetz, Beispiele. Es ist die Dichtigkeit der Luft bei 100° und bei einem Drucke b zu bestimmen.

Nach Tabelle \a wiegt 1 cbdcm. Luft bei 0° und dem Barometerstände von 760 mm. 0‘001294 kgr. Der Ausdehnungs-Coëfficient ist nach dieser Tabelle 0‘003665, daher nimmt 1 cbdcm. von 0° bei

der Erwärmung auf 100° einen Raum ein von (1 -f-0-003665. 100) X 1 cbdcm. = 1-3665 cbdcm. (siehe Formel 8).

0 001294 kgr.

13665 cbdcm.

Mithin erhält dann 1 cbdcm, das Gewicht von

= 0-00000125 . b erhalten wird.

= 0 0009469 kgr., welche Zahl zugleich das specifische Gewicht oder die Dichte der Luft bei 100° Temperatur und dem Normaldrucke von 760 mm. bezeichnet. Nach dem Mariotte’sclien Gesetze ergiebt sich die gesuchte Dichte x für den Druck von b mm. und bei 100° aus der Proportion x : 0-0009469 = b : 760, woraus 0-0009469 b 760

Angenommen, der Druck b wäre gleich 2 Atmosphären, d. i. gleich dem Drucke einer Quecksilbersäule von 2.760 = 1520 mm., so wäre b = 1520 zu setzen und es ergäbe sich die verlangte Dichtigkeit mit x = 0 00000125.1520 = 0 0019, d. i. es würde das Gewicht der auf 2 Atmosphären gepressten Luft bei 100° C. per cbdcm., d. i. die Dichte oder das specifische Gewicht, 0 0019 betragen.

§ 10. Mariotte’sches Gesetz, Beispiele. Nach Obigem beträgt das Gewicht von 1 cbdcm. Luft 0 0009469 kgr. bei -f- 100° und dem Normal-Barometerstande. Daher stellt sich mit Rücksicht auf Tabelle Ia der Wärmegehalt per l°mit 0‘0009469 X 0-2377 = 0*000225 WE. heraus.

Diese Zahl giebt die Wärmecapacität der Luft bei -f- 100° an, wogegen dieselbe bei 0° nach Tabelle Ia 0-000308 WE. beträgt. Daraus ist ersichtlich, dass sich die Wärmecapacität der Luft bei höherem Temperaturgrade in Folge ihrer bedeutenden Verdünnung bedeutend verringert.

Ganz allgemein lässt sich für den vorliegenden Fall folgende Formel finden:

Das Volumen von V cbdcm. auf 0° reducirt giebt V =

das Gewicht K wird daher: K

0-001294 V'

1 -j- at Der Wärmegehalt für

Luft bei 0°, so entspricht dasselbe dem Volumen (1 -|- at) bei t° und man erhält als Gewicht eines Kubik-Decimeters bei t°

11) . . 1

je 1° ergiebt sich mit W — 0-2377

0 001294 Y

0 000308 V

1 -j- at

1 -j- at

für \/r =1 cbdcm. und t=100° erhält man 0-000308

1 -f 100.0-003665 wurde. Bezeichnet man mit L das Gewicht eines Kubik-Decimeters

- = 0-000225 WE., wie auch oben gefunden

^    —— kgr., als der Temperatur t° entsprechendes speci-

fisches Gewicht.

§ 11. Normal-Luftdruck, Barometer, Aneroid. Der normale Druck der Atmosphäre, d. i. die Spannung derselben wird äquivalent dem Gewichte einer Quecksilbersäule von 760 mm. Höhe und 0° Temperatur angenommen. Das Barometer zeigt den Druck der Atmosphäre an, und zwar dadurch, dass ein luftleeres Glasrohr in ein mit Quecksilber gefülltes, nach oben offenes und dem freien Luftdrucke ausgesetztes Gefäss endigt. Nachdem das Niveau im Gefässe fallen muss, sobald von dessen Inhalte ein Mehrquantum im Rohre aufsteigt, so sind beide Oberflächen des Quecksilbers, nämlich die im Gefässe und die im Rohre stets veränderlich.

Das Fartin’sche Barometer, welches von den Meteorologen übereinstimmend anderen derartigen Instrumenten vorgezogen wird, hat einen beweglichen Lederboden im Gefässe, welcher mittelst einer Schraube so gehoben oder gesenkt werden kann, dass das Quecksilber-Niveau des Gefasses hierdurch gleichfalls gehoben oder gesenkt werden kann. Man hat es daher in der Macht, dieses Niveau bei jeder vorzunehmenden Ablesung so zu stellen, dass es mit dem Nullpunkte der Scala übereinstimmt. Das Moment des Eintreffens erkennt man an der Berührung der Oberfläche mit einer nach abwärts gerichteten senkrechten Elfenbeinspitze. In diesem Zustande zeigt die Ablesung an der Oberfläche der Quecksilbersäule direct die richtige Höhe derselben, also direct den Luftdruck an.

Würde das Quecksilber und die Scala, die aus Messing angefertigt wird und bis zum Nullpunkte reicht, bei Temperaturänderungen sich gleichmässig ausdehnen oder zusammenziehen, so hätte die Temperatur keinen Einfluss auf die Ablesungszahl. Da jedoch der Unterschied der Ausdehnungs-Coöfficienten nach Tabelle la 0-000182 — 0-000018 = 0-000164 per 1° beträgt, so muss die bei der Temperatur t° gemachte Ablesung 1 um die Grösse 0-000164. t 1 reducirt werden, um die der Nulltemperatur des Quecksilbers entsprechende Ablesung

12) . . 1¹ = 1(1—0'000164t) zu erhalten. Selbstverständlich muss die Scala so eingerichtet sein, dass ihre Theilung bei 0° das wahre Mass angiebt.

Die Einrichtung der allbekannten Aneroid-Barometer beruht auf den Einwirkungen, welche der veränderliche Luftdruck auf die wellenförmige Oberfläche eines niederen, aus dünnem Metalle angefertigten und luftleer gemachten Cylinders hervorbringt. Die Dilationen dieser Oberfläche bringen mittelst Uebersetzungsmechanismus einen Zeiger in Bewegung, welcher auf der kreisförmigen Scala den Luftdruck anzeigt.

Die Scalentheilung muss auf empirischem Wege mit Hilfe eines Quecksilber-Barometers bestimmt werden. Ebenso sind die Recti-ficationsziffern rücksichtlich der Temperatur auf demselben empirischen Wege zu ermitteln.

Die Erfahrung lehrt aber, dass die Elasticität des Mechanismus einer gewissen Veränderlichkeit unterworfen ist und namentlich bei schnellem Luftdruckwechsel in ihrer Wirkung sich als träge äussert.

Will man daher genauerer Resultate sicher sein, so ist es noth-wendig, derlei Instrumente alljährlich einer neuerlichen Rectification durch Vergleichung mit einem Normal-Barometer zu unterziehen. Bei dem Gebrauche dieses Instrumentes zur Beobachtung des Luftdruckes ist vor der jedesmaligen Ablesung ein wenig auf das Gehäuse zu klopfen, damit die Zeiger etwa sich bildende kleine Spannungen überwinden und in ihre richtige Stellung einspringen.

Wirkung continuirlicher Kräfte.

§ 12. Freier Fall, Geschwindigkeitshöhe. Eine freifallende Masse von was immer für einer Beschaffenheit würde am Ende der ersten Secnnde, ohne Verzögerung durch den Widerstand der Luft, eine Geschwindigkeit von g — 9‘81 m. erlangen, d. h. es würde diese Masse, wenn sie anfangs eine Geschwindigkeit = 0 hatte, nunmehr mit der erlangten Geschwindigkeit von 9'81 m. per Secunde sich fortbewegen, insoferne die Schwerkraft auf dieselbe nicht weiter mehr einwirken würde.

Allein die permanent einwirkende Schwerkraft giebt der Masse bis Ende der zweiten Secunde, sowie nach jeder folgenden Secunde # abermals einen Geschwindigkeitszuwachs, gleich der Beschleunigung g. Man hat daher folgende Geschwindigkeiten:

der 1. Secunde .

9 r>

Am Ende

CO -t-=

ii

C I CO

crq crq Cie

m.

ii

Die mittlere Geschwindigkeit ist demnach, da sie anfangs 0 war: ^    und die Fallhöhe beträgt somit

14) . . h = ^Xl = ^~? für welche durch Substitution aus 12) der Ausdruck

oder v = ]/r2g h gefunden wird.

Sowie ein durch die Höhe h fallender Körper zuletzt die Geschwindigkeit S/2gh = v erlangt, wird umgekehrt ein mit der anfänglichen Geschwindigkeit v nach aufwärts geworfener Körper nach einem

Wege von h =

2g

seine Geschwindigkeit völlig eingebüsst haben.

Man nennt, wenn V bekannt ist, die Grösse

V²

2g

die

Gesell wTin di gk eit sh öhe.

§ 13. Arbeitsleistung, lebendige Kraft. So wie die Schwerkraft durch Einführung der Gewichte zum Messen der Kräfte dient, so wird auch die Leistung oder Arbeit der Schwerkraft, welche ihren Ausdruck in dem Productę aus dem Gewichte P und der Fallhöhe h findet, zum Messen der mechanischen Arbeitsleistungen verwendet. Man hat nämlich allgemein P X f Meter-Kilogramm als Leistung. Wenn P = 1 kgr. und h = lm. gesetzt wird, reducirt sich diese Leistung auf die Einheit, nämlich auf 1 Meter-Kilogramm.

man

Nach Gl. 14) hat

16) . . P h =

Pv²

2g

Stellt man sich vor, es theile die Masse vom Gewichte P ihre

angesammelte Arbeit P h irgend einem andern Gegenstände mit, welcher dadurch in Bewegung gerätli, so vermag dieser letztere dieselbe Arbeit zu verrichten. Gemäss dieser Verstellungsart denkt man sich das zweite Glied obiger Gleichung, welches die Geschwindigkeit, somit das Bewegungsmotiv als Factor enthält, als den Ausdruck der Kraft Pv²

die lebendige Kraft, welche der Masse vom

2g

und sagt, es sei

Gewichte P innewohnt. Somit sind Arbeit und lebendige Kraft dem numerischen Werthe nach identisch

§ 14. Allgemeine Geschwindigkeitsformel. Wirkt auf die Masse vom Gewichte Q, nicht eine dieser Grösse gleiche Kraft Q, wie dies bei der Schwere der Fall ist, ein, sondern blos die permanente Kraft q, so entsteht eine Beschleunigung g', welche in dem Masse von der

Beschleunigung g der Schwerkraft verschieden ist, als sich die Kraft q von dem Gewichte Q unterscheidet. Man hat nämlich g':g = q: Q oder

q

17) . . g' = g *77 ? worin q gleich dem bewegenden Gewichte

G

und Q, gleich dem bewegten Gewichte ist.

Sonach geht für diesen Fall die Gl. 14) über in

18) . . v = \f2 g' 1 =

insoferne man 1 anstatt h

schreibt, weil hier die Weglänge (in der Richtung der Kraft gemessen) anstatt der Fallhöhe in Relation tritt.

§ 15. Arbeitseffect, PferdekrafL Eine Arbeit von Q Meter-Kilogramm, welche in einer Secunde geleistet wird, erhält die Benennung Secunden-Meter-Kilogramm, und es giebt diese Ausdrucksform den Effect der mechanischen Leistung an. Eine Arbeit von 75 Secunden-Meter-Kilogramm giebt Pferdekraft. Die Leistung einer Manneskraft wird mit bis V₆ Pferdekraft angenommen.

§ 16. Arbeitseffect, Pferdekraft. Weitere Ausführungen der in diesen Vorbegriffen berührten Materien finden sich betreffendenorts in den folgenden Abschnitten. Das Voranschicken von Vorbegriffen hatte wesentlich den Zweck, schon im Vorhinein jene Gesetze zu erläutern, die zum Verständnisse der folgenden Abschnitte sofort nötliig werden.

In den zu diesem Abschnitte gehörigen Tabellen, mit „Tabelle Ia” und „Formeltabelle” überschrieben, sind die bezüglichen Zahlen und Formeln zusammengestellt. Den Formeln sind die Beziehungen auf die Paragraphe und Nummern beigegeben, so dass es leicht ist, deren Erörterung und Entwicklung im Texte aufzufinden.

II. ABSCHNITT.

Die Bewegung des Wassers in Leitungssystemen.

Allgemeine Entwicklungen.

§ 1. Theoretische Geschwindigkeitsformel. Das Capitel der Bewegung von Flüssigkeiten in Leitungssystemen ist zwar in so vielfach verschiedener Weise behandelt, dass uns eine Auswahl zu Gebote stünde; aber es ist im Zwecke dieses Buches gelegen, die möglichste Einfachheit der Rechnungsmethoden, und zwar solcher Methoden anzustreben, die leicht im Gedächtnisse zu behalten sind. Nach diesem Ziele strebend, werden wir diesfalls unseren eigenen Weg gehen.

Es stelle Fig. 1 einen Theil irgend eines Leitungssystemes dar. Die Temperatur der sich darin nach der Richtung des Pfeiles bewegenden Flüssigkeit mag in beiden Rohrtheilen eine verschiedene sein, daher wir die differirenden Gewichte r, und r₂ per Volumen-einheit annehmen. Die Querschnitte seien st und s₂. Die Flüssigkeit in A würde mit ihrem vollen Gewichte h, rt st nach der Bewegungsrichtung drängen, wenn das Rohr senkrecht stünde. Aber in einer schiefen Lage würde die Schwerkraft als eine verminderte auf-treten. Wir wollen uns jedoch das Rohr als horizontal, und dafür im Querschnitt A eine concentrirte Kraft R, denken, die sich in ihrer Wirkung gleichmässig auf die Masse AB' vertheilt. Dabei nehmen wir an, dass die Kraft Rt das m-fache des Massengewichtes h, r₍ Sj betrage. Man hat daher

1) . . R₁=mh,r₁s₁ zu setzen.

Für die ähnliche Druckwirkung auf den Massenquerschnitt B B wird die Kraft

.    2) . . R'= m h₂ r₂ s₂ nöthig.

Um diese Wirkung zu erzielen, muss nach hydrostatischen Gesetzen R'

eine Kraft von -—-

= m h₂ r₂ auf irgend eine Querschnittseinheit drücken. Somit muss auf Querschnitt Sj in B' oder in A eine Kraft

s2

von

R'

R₂ = -—- st = m h₂ r₂ s₍ wirken.

S2

Man hat daher in A die summarische Kraft von 3) . . R, -J- R₂ = m hj r, st -f- m h₂ r₂ St = m (ht rL -f- h₂ r₂) s, wirksam, und erhält

m==_W_

st (ht rl + \ r2)

Kraft, respective das .bewegende Gewicht bezeichnet. Denkt man sich in dem ganzen Systeme

4) •

von

worin R₍ -j- R₂ die bewegende

A bis C eine Flüssigkeitssäule

Fig. 1.

»■ >.Sy*ł'B₂\

B’

s2

------Ttj---------

K-

-ÏÏ-

hindurch, vom Querschnitte Eins, so bezeichnet i\ h, -}- r₂ h₂ = Q, das auf die Querschnittseinheit bezogene, in Bewegung

q das auf diese Querschnitts-

gesetzte Gewicht, und

R| + ^2

si

einheit wirkende Gewicht, und man hat Rt -f-R₂ = q sI? somit durch Substitution in 4)

q s,_ q_ bewegendes Gewicht per Quadrat-Einheit

bewegtes Gewicht per Quadrat-Einheit.

Die Bestimmung der Verhältnisszahl m ist daher unabhängig von den factischen Querschnitten der verschiedenen Leitun gstheile, sondern ist blos eine Function der Längen dieser Theile und der specifischen Gewichte der Flüssigkeit.

Nach obiger Gleichung tritt die m-fache Schwerkraft als beschleunigend auf, daher wir nach Formeltabelle I, Post 9 als Beschleunigung erhalten

5) .

si Q Q

§ 2. Theoretische GeschwiiHligkeifsformel. Für die beschleunigende Kraft g, und für eine Anfangsgeschwindigkeit c erhält man analog zu dem in Abschnitt I, § 12 Vorgetragenen:

• c + g .    . c + 2g

Geschwindigkeit am Ende der 1. Seite .

9

7)    7)    TI 71    Ti

7)

CTÇ a

g t = V — C, — =

Y — C

„ t-ten „    . v = c + t g. Daher

v ï-und

8)

g t ..    .

Die mittlere Geschwindigkeit ist c-j--^, mithin der Weg

(c+¥)*

T v — cl y — c

Durch Substitution aus 6) und 7) wird H = J c -j- —^—J —~—

2 c —(— v — c v —

-, d. i. 2 g H = (c-J-y) (v — c) = v²—e², woraus v² —c² -f- 2gH erhalten wird. Setzt man allgemein mit Rücksicht

auf 6) g' = g -Ä- anstatt g, so erhält man

W,

«OM

9) . . v² = c² -|- 2 g H

Wenn wir uns AB, Fig. 2, mit dem Querschnitte s als ein Stück Leitung denken, so wird die Flüssigkeit darin erfahrungsgemäss, wenn sich an den Bewegungs- und Widerstandsverhältnissen nichts ändert, eine gewisse constante Geschwindigkeit v annehmen. Bezeichnet r das Gewicht der Kubik-Einheit, so hat man (siehe Formeltabelle I, Post 8) als lebendige Kraft Hsrv².

Denkt man sich Zu- und Abfluss nach sehr kleinen Zeitintervallen vor sich gehend, und gelangte auf solche Weise am

Ende B ein Theil gleich— HX sr zum Abflüsse, so beträgt die restliche lebendige Kraft

10)

Hsrv²— — Hsrv² = Hsr (v²— — v²^

n    \ n /

Dieser Theil - Hsr ersetzt sich durch Zufluss in A. Im ersten

Momente wird die Geschwindigkeit v, welche die verbleibende Masse behielt, sich auf vt vermindern, weil die Kraft der Bewegung sich auch dem neuangekommenen Zuflusselemente mittheilen muss. Die lebendige Kraft der wieder ergänzten vollen Masse in diesem Anfangsstadium wird daher sein: H s r. v,², und wenn wir uns das n so gross, somit das Theilchen so klein denken, dass der Abfluss einem continuirlichen gleich zu setzen ist, daher keine Stosswirkung erfolgt und keine lebendige Kraft verloren geht, so ist die Gleichsetzung mit 10) statthaft.

= H s r vt², woraus sich

Mithin wird H s r

11) . . Vi ² = v² —

- v² = v²(l — -) n    \ n/

ergiebt.

Die Bewegung auf dem Wegelemente ^ II erfährt eine Beschleu

nigung, welche nach 9) zu berechnen ist. Da die Endgeschwindigkeit nach der zu Grunde gelegten Voraussetzung wieder die anfängliche v

erreichen muss, so hat man v²=v₁²-j-2g— — H und durch Substitution aus 11)

Fig. 2.

*-

-JE

woraus

v2 — y-2 — — v² 4- 2 g — H, n ¹ Q n

12) . .

v = J/^ 2 g ^ H resultirt. Diese Formel ist identisch mit der

Formeltabelle I, Post 9, gegebenen.

Bei Annahme von Wegintervallen und der Länge —hätte man

daher die Geschwindigkeit, zufolge 11) und 12) vom Beginn seines

Intervalles bis zu Ende desselben zunehmend von Vi =

bis v und im Uebergange auf das nächste Intervall plötzlich zurück-

gehend von v auf v J/

Für n = oc wird— = o,d.i. eswerden n

die Intervalle unendlich klein, und es gehen die Grenzgeschwindigkeiten v und v₁=v|/    1--— = v ineinander über. Die Bewegung

wird dann eine continuirliche, und deren constante Geschwindigkeit

§ 3. Theoretische Geschwindigkeitsformel. Wenn das Reservoir A, Fig. 3, im constanten Wasserstande erhalten wird, so tritt der in Betracht genommene Fall einer constanten Geschwindigkeit des Abflusses ein. Wir nehmen zufolge Gl. 5) Querschnittsverschiedenheiten nicht in Betracht, sondern denken uns stets einen Querschnitt gleich Eins. Der tiefste Punkt C der beliebig gekrümmten Leitung steht unter einem Wasserdrücke von ABXr, wenn r das Gewicht der kubischen Einheit bezeichnet, wozu noch der Atmosphärendruck A auf das Niveau A hinzukommt. Und andererseits hat man als Gegendruck D E X r -(- A, wozu noch das Gewicht der Luftsäule EF käme, das jedoch zu vernachlässigen ist. Man hat daher

13) . . (AB.r4-A) — (C D .r -|~ A) =E F.r = h r als bewegende Kraft q.

Fig. 3.

A:

~ri

V_

v l-

i

,lî 4

----\

Z>!

.±.

Fasst man die Oberfläche A in’s Auge, so hat man A als Druck und A -f- D E . r — AB.r=A — h r als Gegendruck. Die auf A wirkende Resultirende ist daher gleich A — A + hr=.hr = q, d. i. gleich der früher ad 13) erhaltenen Kraft.

Unter derselben Spannung steht auch jeder beliebige Punkt b des Systèmes. Man hat nämlich für denselben einerseits A-j-hr-j-xr und andererseits A + E D r — x' r = A -j- x r -f- x' r — x' r wirksam. Die Differenz als Resultirende ist wieder gleich h r wie oben. Dieselbe gleiche Spannung in Systeme und die zulässige Substitution einer Anfangskraft (Ri -]~R₂) als Repräsentant der Schwerkraft charakterisirt auch den in § 1 betrachteten Fall. Man hat daher in Anwendung der dort gefundenen Formel 12) und in Rücksicht darauf, dass Q, = Hr und die Länge gleich H zu setzen ist,

14). .

v=KV^h=1/

punkt gepresst, so dass die Oeffnung nicht gänzlich vom Strahl ausgefüllt wird und nebstdem auch die Geschwindigkeit eine Verzögerung erleidet.

Der vorhandene Oeffnungsquerschnitt S wird dann nur mit dem 16) . . a S = 0-64 S

Th eile

nutzbar, und die theoretische Geschwindigkeit v reducirt sich auf 17) . . cp. v = 0 96 v

• 18) . Das Product oc

Die ausfliessende Wassermenge beträgt dann y.S v = 064.0⁻96 . S v <p wird gewöhnlich mit p bezeichnet und heisst Ausfluss-Coöfficient, der Factor a heisst Contractions-und der Factor cp Reductions-Coëfficient.

nachfolgend in eine praktisch

nun

Somit ist die theoretische Geschwindigkeit blos von der Druck-höhen-Differenz abhängig, von der Länge und den wechselnden Richtungen der Leitung aber unabhängig.

Der Uebergang des grossen Reservoir-Querschnittes in den kleinen Ausflussquerschnitt a, und ähnliche Querschnittswechslungen in der Leitung modificiren die zu Gebote stehende Druckhöhe h und somit auch die theoretische Geschwindigkeit v. Derlei Fälle, von denen wir vorläufig absehen, kommen später zur Erörterung.

§ 4. Ausfluss-Coefficient. Für den Ausfluss aus dünner Wand hat man, Fig. 4, einerseits die Wassersäule AB = H, andererseits die Luftsäule CD als zu vernachlässigende Gegenkraft. Ueber AD ist beiderseits derselbe Atmosphärendruck A wirksam, dessen Wirkung sich daher aufhebt.

Man hat somit zufolge 14)

15) .

Diese Formel ist aber nur theoretisch richtig. Denn in Wirklichkeit wird das Wasser, indem es von seiner Bewegung nach abwärts in die seitliche gegen die Oeffnung übergehen muss, bei Formirung des abfliessenden Strahles nach dessen Mittel-

= l/2gH

-----

Bi

Fig. 4.

-----------y—

____¥___

Der solcherart entstehende Verlust an Druckhöhe im Zusammenhänge mit der Ausflussmenge soll verwendbare Relation gebracht werden.

Wenn durch einen Querschnitt gleich S die Ausflussmenge gleich M cbm. per Secunde sein soll, so wäre

19). .v = — die dazu nöthige Geschwindigkeit und p =

y²

die nutzbare Druckhöhe, insofern der Querschnitt vom Strahle

M²

2g S²

gänzlich ausgefüllt sein würde.

Dieses letztere ist aber zufolge 16) nicht der Fall. Der Wirklich-

keit entspricht daher die Relation y = —g

In gleicher Weise wird auch die der Wirkung entsprechende Druckhöhe P mit der obigen nicht übereinstimmen, denn man hat nach 17) eine Verminderung der Geschwindigkeit J/2gP; es wird nämlich v = cp ]X2 g P.

Durch Gleichsetzung erhält man:

M =cpl/2gP

aS

woraus

M²

P = -——    ~2—2 °der durch Substitution aus 19) P = p —^—j = p —

g oc cp    ot cp    pt

erhalten wird.

Der Unterschied ist daher:

, d. i.

20) . . P —p = pI_p = p[A_l]=pC

21) . . P = p + pC = p[l + C]

Mithin wird man in einem praktischen Falle sich nach 21) die Geschwindigkeit v und Druckhöhe p ohne Rücksicht auf Contraction und Réduction so rechnen, wie es die gegebene Ausflussmenge M und der volle Querschnitt S ergiebt. Aus Formel 21) erhält man mit Hilfe von p jene vermehrte Druckhöhe, die in Folge des Widerstandes zu diesem Zwecke zur Disposition stehen muss. Diese letztere setzt sich zusammen aus der Druckhöhe p und dem Druckhöhenverlust p C.

Aèhnliche Widerstände wie bei dem Durchflusse aus dünner Wand entstehen auch durch die Reibung des Wassers an den Rohrwänden, durch Verengungen, Krümmungen oder Brechungen der Leitung u. s. w. Für alle diese Fälle nimmt die Formel die in 20) gegebene Gestalt an, und es verändert sich blos der Widerstands-Coëfficient C.

Verschiedene Arten der Bewegungswiderstände.

§ 5. Ausfluss aus dünner Wand, vollkommene Contraction. Die

diesem Abschnitte beigegebene Tabelle II a enthält 13 verschiedene Fälle der Widerstände, die wir hier der Reihe nach erörtern werden.

Als Durchfluss aus dünner Wand sind jene Fälle zu behandeln, in welchen dem Wasser im Gefässe keine oder nur eine

sehr unbedeutende Bewegungsrichtung nach der Ausflussöffnung innewohnt, so dass eine sofortige Geschwindigkeitsveränderung vor der Oeffnung eintreten muss. Dieser Fall tritt ein, wenn der Querschnitt des Gefässes (senkrecht gegen die Abflussrichtung gedacht) mindestens lOOmal so gross ist, als der Abflussquerschnitt des Wassers.

Ist die Ausflussöffnung mit einem Ansätze versehen, dessen Länge nicht grösser ist als der zweifache Durchmesser desselben, so ändert dies nichts an der Ausflussmenge, und gehört daher ein solcher Fall noch in die Kategorie der Ausflüsse aus dünner Wand. Hiefür giebt die Tabelle (Fall 1) den Widerstands-Coëfficienten C = 1-65.

Es ist nämlich nach 18) y. — a y = 064.0-96 = 0615, daher nach 21) C=

= 1-65.

Ist aber der Querschnitt des Gefässes im Verhältnisse zur Aus-flussöffnung kleiner, als oben vorausgesetzt, so erlangt das Wasser, schon bevor es der Oeffnung unmittelbar nahe ist, eine gewisse Zuggeschwindigkeit, wodurch die Contractionswirkung zunächst der Oeffnung weniger kräftig auftritt. Wäre der Gefässquerschnitt nur wenig grösser als der der Ausflussöffnung, so ergäbe sich die Geschwindigkeit im Gefasse beinahe ebenso gross, wie die des Ausflusses, wodurch die Contractionswirkung beinahe aufgehoben würde.

Unter den gedachten Verhältnissen entsteht eine Verminderung des Widerstands-Coëfficienten.

Es giebt z. B. die Tabelle II a (Fall 2) für C schon 1*57 anstatt 1*65 an, wenn S nur lOmal so gross als s geworden ist. Man sagt in dem betrachteten Falle, die Contraction sei unvollkommen.

Weissbach hat für kreisförmige und rectanguläre Mündungen

beziehungsweise die Formeln: p' = ^ |^1 -f- 0-04564 (14-821 x — 1)J fx J^l —)— 0-076 (9X — l)j gefunden,

und

in welchen x —

dem früher genannten Coëfficienten 0*615 zu setzen ist.

Die Werthe, welche in der Tabelle (Fall 2) angegeben sind,

kr - 1 (»• Gl. 20).

(ń²

ergaben sich aus der Formel: C =

Dieser Fall 2 stellt nach dem Gesagten den Ausfluss aus dünner Wand bei unvollkommener Contraction dar.

§ 6. Ausfluss bei unvollkommener Contraction. Uebersteigt das Ansatzrohr bezüglich seiner Länge den zweifachen Durchmesser, so verringert sich der Widerstands-Coëfficient C. Derselbe vergrössert sich aber wieder, sobald die Länge den dreifachen Durchmesser übersteigt, und erhält circa bei der 55fachen Durchmesserlänge wieder denselben Werth wie für eine Oeffnung ohne Ansatzrohr. Auf Grundlage von Versuchen, die durch Eitelwein mit 1 Zoll weiten Ansatzrohren angestellt wurden, berechnen sich die in der Tabelle für diesen

g

Fall 3 angegebenen Zahlen. Dabei ist jedenfalls — im Maximum mit

4- anzunehmen.

100

Findet nebstdem, als eine Ansatzröhre von grösserer Länge vorhanden ist, auch eine unvollkommene Contraction dadurch statt, dass

g

-ç- )> 0*01 ist, so tritt der vereinigte Fall 2 und 3 ein, und es müssen

sonach die aus Fall 3 entnommenen Coëfficienten C noch einer Rectification unterzogen werden.

Weissbach hat hiefür die Formel

22) . . [x/ — [x 1 —(— 0*1017 x -f- 0*0669 x² -j- 0*0462 x³J gefunden. Hierin bezeichnet [x den Coëfficienten für den Ausfluss bei voll-

g

kommener    Contraction,    x    das Verhältniss    und [x'    den gesuchten

Coëfficienten.

Man hat mit Rücksicht auf Gl. 20) C = —

1    ^

—2, ebenso bezüglich des rectificirten Werthes C'

4--1, und wenn der in Gl. 22)' eingeklammerte Werth mit c

— 1 = 4-.4--1? und    durch Substitu-

jx² c²

— 1, oder

23) . . C-f- 1 =

(f²')²

bezeichnet wird, C' =

(Fc)²

tion aus 23) C' = (C -j 1)

24) . . C' = -

c² — 1

— 1, daher

c²

C2

Durch Substitution verschiedener Grössen von x in Gl. 22) ergeben sich die Werthe von c und mit Hilfe derselben dann die in die Tabelle, Fall 4, eingesetzten Zahlen.

Dieser letztere Fall bezieht sich daher auf den freien Ausfluss aus langen Ansatzrohren bei unvollkommener Contraction.

§ 7. Ausfluss durch gekrümmte Rohre. Für Brechungen und Biegungen giebt Weissbach die Formel

C = 0*9457 sin ²    -j- 2*047 sin ⁴

—

und

25) . . C= fo-131 +1-847 Ql) ²]

Öqq an, worin i den Winkel be

zeichnet, welchen die beiden Rohrschenkel bilden. Die in der Tabelle aufgeführten Fälle 5 und 6 geben die betreffenden Coëfficienten.

§8. Reibiingswiderstand. Der Reibungs-Coëfficient ist nach Weissbach mit der Geschwindigkeit veränderlich und besteht die Relation

worin v die Geschwindigkeit und K

den gesuchten Coëfficienten bezeichnet. Die Formel für die Berechnung des Widerstandes ist dieselbe, welche für Luftleitungen gilt. Fall 7 der Tabelle giebt die näheren Formeln und Zahlen.

§ 9. Verlust durch plötzliche Querschuittsveräuderung. Der Druckhöhenverlust in dem Falle, der in der Tabelle ad 8 dargestellt wird, beträgt, wenn v und V beziehungsweise die Geschwindigkeiten im engen und weiten Rohre bezeichnen,

V-VHW)

26) . . K = 0*01439-}

0-0094711

2g

(t-‘>

;P

Weil sich die Geschwindigkeiten umgekehrt wie die Querschnitte erhalten, geht obiger Ausdruck über in I---11 p = Cp

Im Falle aber der Querschnitt S sehr gross, d. i. V sehr klein wird, kann dasselbe vernachlässigt werden und es giebt dann obige

Gl. 27) als Grenze cy—

Wir werden daher bei bedeutenden Erweiterungen immer den Höhenverlust C p gleich der Geschwindigkeitshöhe P setzen, welche sich für den engeren Theil ergiebt.

§ 10. Widerstände durch Schuber, Hähne und Ventile. Die Widerstände, welche sich bei Schubern, Hähnen und Ventilen ergeben, sind in den Fällen 8 bis 12 der Tabelle angegeben.

§ 11. Unvollständige Contraction. Denkt man sich eine rectan-guläre Oeffnung in der Seitenwand eines Gefässes so angebracht, dass deren untere Seite mit dem Gefässboden zusammenfällt, so findet das Herandrängen des Wassers übrigen Seiten statt. Wäre aber diese Oeffnung in die Ecke der Wand versetzt, dass eine Seite mit der Wandkante und die andere mit der Bodenkante zusammenfiele, so wären dann nur noch die zwei übrigen Seiten frei und dem Herandrängen des Wassers zugewendet. Im ersteren Falle findet nur gegen drei Seiten und im letzteren Falle nur gegen zwei Seiten der Oeffnung, mithin in beiden Fällen eine unvollständige oder partielle Contraction statt.

so

= Cp = P, d. i. C=?

P

an-

zur

AusflussÖffnung nur gegen die drei *

B id one stellte hierüber die Gleichung:

28) . . p' =

p^l-{-A:j^| auf, deren Constante A durch Weissbach

für rectanguläre Oeffnungen mit 0’1523 und für kreisförmige mit 0-1280 bestimmt wurde. Es bezeichnet U den Umfang der ganzen Oeffnung, und u jenen Theil derselben, in welchem die Contraction aufgehoben ist, wonach sich die partielle Contraction bios auf U — u bezieht.

Ist der Coefficient C für vollständige Contraction aus den Angaben der Tabelle ermittelt, so kann aus der Zusammenstellung, Fall 13 der Tabelle, die sich auf die vorangegebene Formel 28) basirt, leicht der Coefficient C' berechnet werden.

Geschwindigkeitsberechnung mit Einbeziehung der B e we gungs widerstän de.

§ 12. Widerstände, Druckerforderniss. In allen Fällen, welche in der Tabelle angeführt sind, ist immer p diejenige Geschwindigkeitshöhe, welche dem Ausflusse ohne Rücksicht auf Contraction entspricht, nämlich die Geschwindigkeit, welche sich ergiebt, wenn man die wirkliche Ausflussmenge durch den vollen Querschnitt dividirt.

Dieselbe betrifft mit Ausnahme des Falles 8) immer den kleineren der beiden Querschnitte. Daher stellt sich stets das Druckerforderniss, in Uebereinstimmung mit 21), mit P = (p-}-Cp) heraus. Bios im Falle 8) stellt P die dem kleineren Querschnitte entsprechende Geschwindigkeit dar, wonach das Erforderniss gleich P -f- C p wird. Es wäre nämlich unter allen Umständen die dem engeren Rohre entsprechende Druckhöhe P erforderlich, die aber durch die Verlusthöhe C p noch zu vermehren ist.

Die Grösse p berechnet sich zufolge Tabelle I a

29) . . mit

v²

V²

2g

2.9-81

= 0-051 v²

§ 13. Entwicklung der Geschwindigkeitsformel. Bezeichne s, v und p den Querschnitt, die Geschwindigkeit und die Geschwindigkeitshöhe an irgend einer Stelle des Systèmes und bezeichnet Sn, Vn und p„ dasselbe für eine andere Stelle, so hat mansv = SnVn, also s² v²

Vf,

2g

Sf 2g

d. i.

30) . . pn

s²

Q2 P

Sind die Querschnitte quadratisch oder kreisförmig, und man substituirt die Seitenlangen oder Durchmesser, so erhält man

d⁴

31) . . pn

“ D4 p

-L-/ n

Die Formeln 30) und 31) ergeben die Geschwindigkeitshöhe an beliebigen Stellen des Leitungssystemes, wenn dieselbe für irgend einen Querschnitt bekannt ist, in der Voraussetzung, dass die Dichte der Flüssigkeit immer dieselbe bleibt.

Man kann für die Geschwindigkeitshöhe einen Querschnitt s als Grundlage annehmen, und alle anderen als Functionen desselben darstellen. Man erhält dann für Querschnitt Sn als allgemeinen Ausdruck

d⁴

s²

des Höhenverlustes Cn pn = C„ . p, eventuell Cn pn = Cn . p

Die Summe aller Verluste wird daher die Form annehmen

32) . . p S C -gy, eventuell p = £ C ^

Wählen wir den Minimalquerschnitt des ganzen Systèmes als Grundlage, und bezeichnen mit p die theoretische Druckhöhe des Systèmes, so haben wir als gesammtes Erforderniss mit Rücksicht auf 20)

23) . . P = p-j-p^C-|y eventuell = p-fpSC^r

Zufolge Gl. 19) ergiebt sich daher

³⁴⁾ • ■ P=S[1 + "C£1 eventue11 p = S[¹ + sgBî]

Hieraus wird erhalten

35) . .

2gP

s²

eventuell v =

2gP

d⁴

l+SCgj

Wenn man diese im engsten Querschnitte s stattfindende Geschwindigkeit v mit diesem Querschnitte multiplicirt, so erhält man die per Secunde abfliessende Wassermenge.

Wenn man nicht den kleinsten Querschnitt auswählen würde, so bekäme man eine zu grosse Abflussmenge, weil die betreffende theoretische Druckhöhe gegen die factisch zu leistende eine kleinere wäre. Die so berechnete Wassermenge könnte den kleineren Querschnitt nicht passiren.

§ 14. Beispiel über den Ausfluss aus einer unteren Oeffnung. Wir wollen nun den in Fig. 5 dargestellten combinirten Fall als Beispiel wählen. Das im Verticalschnitte ersichtliche System von Gefässen und Leitungsrohren soll bei einem Wasserstande von 1 m. im Reservoir A ein Quantum von 10 cbm. per Stunde im Punkte B zum Ausflusse bringen, und es soll die entsprechende Stellung des Hahnes C ermittelt werden.

Rem

S, = 0-0025 v₁ = 1-112 pt = 063.

= 0 434 und die

Dalier ist die Geschwindigkeit v₄

Zu diesem Behufe wird man vorerst alle Querschnitte und Geschwindigkeitshöhen bestimmen. Für Querschnitt 4 hat man S₄ = 0*08.0*08 = 0*0064 qm.

Das Quantum per Secunde ist

10 cbm.

3600

= 0 00278 cbm.

TT

Fig. 5.

K---------3

>;8cą<

Li. !

-m:8™

■    --TT*

S₄=r 0-0064 v₄ = 0'434

p₄ = °'⁰¹

-'S

-•lii

■4i

gm-—-Ą

5m i

%--------

f—t

i    ;

/■ % s rB

,*---K-

5₂    = 0-0013

5₃    = 2-212 p₃ = 0249

3=

W\

0-1964 v₂ = 0*014

p₂ == 0-00001

v3

lin

(r-------r---------JÇgXL-------------->;

Uf

0*00278 cbm.

0*0064 qm.

Geschwindigkeitskölie p₄ = 0*434².0*051 = 0*01.

Die ähnlich für alle Querschnitte ermittelten Grössen S, v und p finden sich in der Figur eingeschrieben.

Der Auslauf a ist als Ausfluss aus dünner Wand zu behandeln. Denn das Rohr ab trifft nicht mit dem Falle 3, Tabelle II«, zusammen, weil der Ausfluss bei b kein freier, sondern ein durch die Rückstauung der nachfolgenden Leitungstheile gehemmter Ausfluss ist. Die Contraction in a ist als vollkommene zu behandeln, denn wir wollen annehmen, dass der Horizontalquerschnitt des Reservoirs mindestens lOOmal grösser sei als die Oeffnung a. Wir haben daher nach Tabelle II«, Fall 1, C = 1'65 zu setzen.

Das Rohr zweigt aber aus einer Ecke des Bodens ab und findet daher nur gegen 2 Seiten eine Contraction statt. Man hat daher

nach Fall 13 der Tabelle u=V₂U, d. i. = 0*5, mithin p. p. C' = 0-89 C - 0*62 = 0-89.1-65 — 0-62 = 0 85.

Der Höhenverlust beträgt sonach

36) . . C'p₄ = 0-85.0-01 = 0-0085 Im Punkte b ist eine rechtwinkelige Brechung der Abflussrichtung zu berechnen. Hiefür aus Tabelle II a, Fall 5, i = 90°, daher C = 0 99, und

Cp₃ = 0-99.0*249 = 0-246

Für den Bogen im Punkte c giebt die Tabelle II a, Fall 6, nachdem = 90°, r = 0"3 und d = 004 ist:

2 r

37)

0-04

0-6

0’07 = annähernd 0-1,

90°

daher wird C = ^^.OTS = 0T3, mithin

38) . . Cp₃ = 0-13.0-249 = 0-0324

ImPunkte d entsteht wegen plötzlicher Geschwindigkeitsänderung ein Verlust, welcher nach Tabelle II«, Fall 8, zu berechnen ist, weil von d nach e kein freier Ausfluss stattfindet, sondern der Cylinder d e ein Einschaltungsstück der Leitung bildet. Man erhält

l) 0-00001 = 0-2250

39). .Cp₂ = (

0-1964

0 0013

Der Abfluss durch e, nach Tabelle II a, Fall 1, behandelt, giebt

C= 1-65.

Da aber die Oeffnung mit einer Seite am Boden aufsteht, so findet blos an 3 Seiten eine Contraction statt, daher nach Tabelle II a, •

Fall 13, u = -j- U, und ^ = 025 ist, wonach für ^ = rund 0-2

C'=0‘95C — 0-05 = 0-95.1*65 — 0 05 = 152 wird, und man erhält 40) . . Cp, = 1-52.0-063 = 0-0958 Im Rohre a b hat das Wasser die Geschwindigkeit v₄ = 0-434, wofür wir aus der Tabelle II«, Fall 7, für die Reibung K = 0*029 entnehmen, daher ist

41) . . Cp₄ =

0-029.2

0-08

X 0 01 = 0'0073 zu setzen.

Ebenso für die Rohrtheile b d und e C, ersterer mit 4 m. Länge, 0-021.4

42)

. . C p₃ =

0 04

X 0-249 =0-5229 und

43) . . Cp,

0-024.4-8

X 0-063 = 0-1452

0 05

Die Reibung im Cylinder d e ist verschwindend klein.

Es ergeben sich daher ad 26) bis 33) die folgenden Höhenverluste: 0-009, 0 246, 0-032, 0-225, 0-096, 0-007, 0*523, 0-145;

44) . . zusammen 1283

Wäre kein Absperrhahn vorhanden, so wäre S₃ der kleinste Querschnitt und die Geschwindigkeitshöhe p₃ = 0'249

Somit ergäbe sich als Erforderniss an Druckhöhe 45) . . 1-283 + 0-249 = 1-532

Es sind aber vom Reservoir-Wasserspiegel bis zum Ausflusspunkte 5 m. Druckhöhe vorhanden, und würde daher eine weit grössere Geschwindigkeit und Ausflussmenge, als vorausgesetzt ist, eintreten. Sonach ist der Hahn C theilweise zu sperren.

Nimmt man eine Drehung des Hahnes um i = 30° vor, so giebt die Tabelle, Fall 9, einen offen bleibenden Querschnitt von Sb = 0 53 . S, = 0-53.0 0025 = 0 0013, woraus sich nach bereits gezeigter Methode eine Geschwindigkeitshöhe ergiebt von

000278V2 0 0013 /

Der Widerstands-Coëfficient ist aus der Tabelle für i = 30° mit C = 5-47 zu entnehmen. Daraus folgt als Verlusthöhe:

47) . . 5-47.0-233= 1-274

Wir haben somit nach den Resultaten 44), 46) und 47) 1-283 als Höhenverluste, 0-233 als theoretisches Erforderniss, 1-274 als Höhenverlust durch die Hahnöffnung, zusammen 2 790 als gesammtes Höhen-erforderniss, welches aber noch immer geringer ist, als die nach Obigem mit 5 m. zu Gebote stehende Höhe.

Eine Drehung des Hahnes bis zu i = 40° würde aber schon eine über 5 m. weit hinausgehende Druckhöhe heraussteilen. Man müsste daher zur Erzielung der verlangten Abflussquantität den Hahn etwas mehr als auf i = 30° zudrehen.

Wir bemerken, dass das obige Beispiel mit Rücksicht darauf combinirt wurde, dass eine grössere Zahl von Widerstandsfällen zur Anwendung komme, ohne dass dasselbe einem wirklich vorkommenden Apparat entspräche.

46) .

. pb = 0-233 =(

0051

Geschwindigkeitsberechnung bei verschiedenen temperirten Wassersäulen.

§ 15. Geschwindigkeitsformel im Falle verschiedener Temperaturen gleiclihoher Wassersäulen. Der Fall, welcher uns zumeist berührt, ist derjenige, welcher mit einem communicirenden Rohre, Fig. 6, verglichen werden kann, dessen obere Mündungen A und B gleiche Höhenlagen haben, und wobei die Bewegung nach der Pfeilrichtung, d. i. der Ausfluss aus B dadurch eingeleitet wird, dass auf dem Wege von C nach D eine Erwärmung des Wassers vorkommt, welche dessen specifi-sches Gewicht verringert. Wir setzen dabei voraus, dass dieser Abfluss beständig durch Zufluss in A ersetzt werde.

Fig. 6.

..Jl

t°r R

VFC

-pB..

Tf T°

Auf A und B lastet der gleiche Atmosphärendruck, dessen Wirkung sich aufhebt. Somit wirkt gegen die Säule D B blos das Uebergewicht der Säule A C. Wie schon in § 1 erörtert, haben wir immer auf Grund eines Querschnittes = 1 zu calculiren und erhalten daher die Differenz der Säulengewichte, ausgedrückt durch HR—Hr = H(R — r) als bewegende Kraft, wobei R und r die specifischen Gewichte bezeichnen. Denkt man sich die Säule B D abgetrennt, so hat die Kraft ihren Angriffspunkt in D, Fig. 7, und man erhält als zu bewegendes Gewicht H r. Der Weg ist gleich H. Die Formel 12) giebt hiefür

])

Fig. 7.

B rv

48) . .

V = K²S—ËÜ

H (R—r)

J/^2 g H ——- und die

Ausflussmenge per Secunde ist, wenn s gleich den engsten Querschnitt des ganzen- Systèmes bezeichnet,

R —r

2gH —

Fach der Methode Dr. Wolpert’s wäre die drückende linksseitige Säule A C, Fig. 6, in eine mit der Dichte der rechtsseitigen homogenen Säule zu verwandeln. Bezüglich

H R

deren Höhe hat man HR = xr, also x = -

r

Die Ueberdrucksäule besitzt daher die Höhe von

R — r

49) . .

V S = S jz

50) . . — — H r

ir

Somit ergiebt sieli als Geschwindigkeit v = J/

R-

- mit

2gH —

dem obigen Resultate 49) übereinstimmend.

Fig. 8.

II

§ 16. Berücksichtigung von Temperatur-Verschiedenheiten in derselben Wassersäule. Wir wollen uns nun vorstellen, es bestehe die Ausflusssäule DB, Fig.8, aus zweiTheilenDE und.EB mit verschiedenen Temperaturen, daher mit verschiedenen specifischen Gewichten rl7 r2 und mit den Höhen ht und. h₂. Offenbar kann sich an der Ausflussmenge bei B, nach Gewicht gerechnet, nichts ändern, wenn man die genannten Tlieile in ihrer Ordnung verwechselt, nämlich den Theil ht mit dem specifischen Gewichte r, nach oben verlegt. Denn dadurch wird am beiderseitigen Säulengewichte, sowie an den Gesammthöhen, also am Erfolge der Bewegung nichts alterirt. Es ■7—wh’d nur die der Ausflussgeschwindigkeit ge-i ändert, nämlich nach Massgabe der Dichten r2 und r, weil das Gewicht des Ausflusses per Secunde dasselbe bleiben muss, somit das Aus-\r2 flussvolumen sich ändern muss. Nachdem die Verwechslung keinen Einfluss hat, so werden wir nun beide Höhen hi und h₂ in n Theile zerlegen und diese Theilchen so anordnen, dass immer je eines der oberen und eines der unteren Säulen sich paaren. Ein derartig zusammengesetztes Theilchen wird daher eine Länge haben von

51) . .ihlH-ihi = i(h,+h₁) = -n ¹ n ¹ n    n

Gewicht von

111 - L1 rl + - h2 r2 = - (hl rl + \ L)

Nun wollen wir die linksseitige Säule C A, im Gewichte von H R, in eine zur rechtsseitigen homogenen Säule umbilden, bestehend aus Gewichttheilchen wie ad 52), und erhalten dadurch eine Anzahl von

n H₂ R r, h₁ -j- r₂ h₂

und ein

52) . .

HR:

Theilchen.

i (hi ri 4- h₂ r₂) =

Die Differenz der Theilchenzahl beider Säulen ist

nHR

HR

»[

ri hi -j-r₂ h₂

gleich

HR

i’i Ib + r₂ h2 1 j und die Höhe dieser Anzahl ist zufolge 51)

■)

II

L Iff -f r₂ h₂

] =H(

Dieser Ausdruck bezeichnet die Ueberdrucksäule, analog zu 50), so dass wir erhalten

‘)

rt h, -(- r₂ h₂

54) . .

v=j/ 2gH^

Da die Theilchen unter sich zwar gleich sind, aber jedes eine heterogene Zusammensetzung hat, und da die Grösse y nicht immer genau das Vielfache eines solchen Theilchens sein wird, so tritt die mathematische Genauigkeit erst ein, wenn die Theilchen unendlich klein genommen, und wenn n= c© gesetzt wird. Dadurch verwandelt sich die Flüssigkeit in eine homogene, mit dem mittleren specifischen Gewichte.

Die ausfliessende Masse ist aus Theilchen zusammengesetzt, deren Länge und Gewicht in 51) und 52) festgesetzt worden ist. Diese Masse hat sonach per Längeneinheit ein Gewicht von

55) . . ^(h₁r₁ + h₂r,):^ = h'r'+hjr2

und da wir uns eine Quadrat-Einheit als Säulenquerschnitt zu denken haben, so bezeichnet obiger Ausdruck das specifische Gewicht. Denkt man sich eine Säule D B von einem mittleren specifischen Gewichte r, so hat man Hr = h₁ r, —f⁻ L₂ r₂ oder

56) . .P = !^±+iVj

Führt man diese Grösse in 54) und 55) ein, so erhält man

57) . .

R—r

2gH —

wobei die Abflussmasse das specifische Gewicht r hat. Dieses Resultat stimmt mit dem ad 48) gefundenen überein.

Man hat daher in dem Falle, als eine der Säulen oder beide aus Theilen verschiedener Länge h1? h₂ . . . . mit verschiedenen Dichten îq, r₂ etc., respective Ri,R₂ etc. zusammengesetzt wären, sich die mittleren specifischen Gewichte

ERh

und R ==

58) .

zu bestimmen und diese Grösse in die Gesell windigkeits-lormel 48) einzuführen.

§ 17. Volum Veränderungen des Wassers in Folge Erwärmung oder Abkühlung, H. Fisclier’s Formel. Wir haben schon im I. Abschnitte erwähnt, dass die Ausdehnung des Wassers nicht im einfachen Verhältnisse der Temperatursteigerung vor sich geht. Die grösste Dichte findet bei -f- 4° statt. Die Zunahme des Volumens bei 1° müsste daher mit 6 (t — 4) berechnet werden, so dass eine Kubik-Einheit von 0° das Volumen von [t -f- ó (t — 4)] =At herausstellen würde. Hierin ist 6 mit der Temperatur veränderlich.

Die Tabelle II b giebt die genauen im Versuchswege ausgemittelten Volumen von 0° bis 200° an. Wenn man aus denselben die Coöfficienten <5 berechnet, welche der Formel [t —}— ô (t — 4)] = At oder annähernd der Relation t —ó t = At entsprechen, so findet man für kleinere Temperaturgruppen einen annähernd constanten Werth von 6. Alle Geschwindigkeitsformeln, welche sich auf Mittelwerthe von 6 beziehen, geben daher Resultate von unzureichender Genauigkeit. Professor H. Fischer ist es gelungen, eine einfache und brauchbare Relation zu finden, aus welcher sich die Ausdehnung des Wassers für die bei Wasserheizungen vorkommenden Temperaturen berechnen lässt. Derselbe fand nämlich für eine Temperatur gleich t° das specifische Gewicht y des Wassers mit

59) . . y = l— 0-0000041²

(Vergl. „Gesundheits-Ingenieur” Jahrg. 1882, Nr. 11.)

Somit besitzt 1 cbdcm. Wasser von t° nur das Volumen von

60). . A,= (1—0'0000041²) cbdcm. bei 0°, oder annähernd bei -j- 4°. 1 cbdcm. von -{- 4° hätte daher bei t° das Volumen von

cbdcm.

⁶¹) ‘ * Ä) = At= 1 _ 0 00000412 § 18. Vereinfachung der Geschwindigkeitsformel. Wir denken uns in Fig. 6 die Säulentemperaturen von T° und t°. Bei diesen Wärmegraden geht unserer Bezeichnungsweise zufolge 1 cbdcm. von -f- 4° über in beziehungsweise AT und At cbdcm. Die Dichten r und R verhalten sich daher umgekehrt wie diese Volumina, nach der Proportion r : R = At : Ar woraus

62) . .f

folgt.

At

” At

Reducirt man beide Säulen A C und B D auf die Maximaldichte,

die bei -|- 4° stattfindet, so nehmen sie die Höhen von -j- und -r- an und ihre Differenz wird    4    1

[i-ä

Erhöht man diese Ueberdrucksäule auf .die Temperatur T der zu bewegenden Säule, so erhält man

H₄ At=II

63) . . H₄ = H

[■£-DAT°derH₄AT

<\<i

If-I

PS *

und durch Substitution aus 62) H₄ AT = H

Diese Drucksäule steht mit Gl. 48) vollkommen im Einklänge.

Man gelangt daher zu der einfachen Formel

64) .. v = ]/"2 g H₄ At

worin H₄ die Ueberdruckhöhe bezeichnet, welche man erhält, wenn jede der beiden Säulen mit Hilfe der Tabelle II & oder der Fischer’schen Formel 60) auf die Temperatur +4° der grössten Dichte reducirt und daraus die Differenz gebildet wird.

Die Differenz H₄ auf die Temperatur T der abströmenden Säule gebracht, und zwar mit Hilfe der Tabelle oder der Fischer’schen Formel 61) giebt die Ueberdruckhöhe H₄ Vt. Die Geschwindigkeit v bezieht sich auf eine Wassermasse von der Dichte, die der Temperatur T entspricht.

Diese Art des Vorganges stellt sich als sehr einfach dar, wenn die Säulen aus verschiedenen Temperaturschichten bestehen, so dass erst die Mitteltemperaturen t und T der Säulen gesucht werden müssen. Bei dem Gebrauche der Tabelle II b gelangt man am schnellsten zum Ziele und kann den möglichsten Grad der Genauigkeit erreichen.

§ 19. Beispiel. Das Aufsteigrohr eines Warmwasserkessels, bis zum Kesselboden gemessen, habe eine Höhe von24"5m., das Fallrohr dieselbe Länge. Die Wassertemperatur in ersterem sei durchaus 90° und in letzterem 90° bis 30°, gleichmässig abnehmend. Wie gross ist die Ueberdrucksäule?

Wir haben somit die Grösse zu bestimmen, welche in 64) mit H₄ . At bezeichnet worden ist. Die Kaltsäule, nach etwa vier Temperaturschichten untertheilt, restringirt sich nach den Angaben der Tabelle IIa

von 30° bis -j- 4° auf A'3o = 0-995783 „ 50° „ +4° „ A'₅₀ = 0-988262 + 4° „ A'V0= 0 978106 4- 4° „ A+=0-965410

a 700 b

„ 90° »

zusammen

. . 3-927561

giebt für die Mitteltemperatur

65) . . y₄ 3-927561= 0-981890 =A;

Die Mitteltemperatur stimmt daher nicht mit der

30 + 50 4-70 + 90.

= 60°

zusammen, welche die Zahlen

ergäben, weil die Volumveränderungen den Temperaturen nicht proportional sind.

Die Warmsäule von 90° giebt .    .

Bleibt per 1 m. .

. . A V =0-065410

0-016480

Mitbin wird für H = 24⁻5

66) . . H₄ = 0-01648.24-5 = 0-403760m.

Dies auf die Temperatur T = 90° der Warmsäule bezogen, liefert H₄ Ano = 0-40376.1 03583 = 0-418 m.

als Ueberdrucksäule.

§ 20. Differirende Geschwindigkeitsformelii. Die überfliessende Wassermasse beträgt für den Querschnitt = 1, nach Formel 64) v.lqm. = ]/ 2gH₄AT = v für die Temperatur T, und auf-]-4° Wasserwärme reducirt:

67) .

2g H₄ At

A|

— m₄

Fig. 9.

Würde man nicht die steigende, sondern die fallende Säule als die sich bewegende in’s Auge fassen, so hätte man JY---X aus Fig. 6 die linke Säule, Fig. 9 anstatt der rechten, Fig. 7, in Betracht zu ziehen, und man würde nach derselben Methode, welche die Formel 67) ergab, nunmehr zur Relation

68)

M.

> Sq'

~ gelangen.

Nachdem wir T >> t voraussetzten, so wird auch AT > At, und es ergiebt daher Gl. 68) ein grösseres Abflussquantum als 67).

...Ÿ

Sind die Rohre wie in Fig. 6 vereinigt, so muss aber ein Ausgleich der Geschwindigkeit eintreten, derart, dass in A B ebenso viel abfliesst, als in D B aufsteigt. Wir nehmen daher an, es erleide H₄ im ersteren Rohre eine Réduction um x, welche dem zweiten Rohre zu Gute komme, so dass dann in Rücksicht auf 67) und 68)

69) . .

annähernd richtigerhalten

2g(H.+x)

A-j

2g(H₄—x)

A,

würde. Daraus folgt:

At

70) . .

H₄ + x

At

h₄-*

Die Auflösung dieser Gleichung giebt x =

H₄

At At

Ax ~ At

Die Substitution in 70) führt zu der weiteren Substitution in 69) giebt

H₄+x

At

H₄

(At + At)

und aus

Die abfliessende Masse M₄ per Secunde, reducirt auf -|- 4°, unterscheidet sieb demnach dahin, dass anstatt der einfachen Nenner in den Alternativformeln 67), 68) die Mittelzahl Ą- (At -\- AT) setzen wäre.

zu

§ 21. Fortsetzung. Das in § 19 gewählte Beispiel ergäbe nach Formel 67)

m₄ =

und nach Formel 68)

71) . .

*'~Y

2gH

(AT -f" At)

H₄ \    0-40376

2gAT= \ ²S 1-03583

m₄ =

2gH₄

A,

0 40376

2 g 1-01858 wenn nämlich aus 65), d. i. aus

A, = 0-981890 mit Hilfe der Tabelle ermittelt wird, dass t sehr nahe = 63° ist. Für diese Temperatur giebt aber die Tabelle At = 1-018583. Die letztere Formel 71) geht daher über in

m₄ =

0-40376

(1-03583 + 1-01858)

\ f 0-40376 1/ ²S 1-02720

Diese Resultate verhalten sich wie

1-03583 '

1 -02721 >

'Y

= 100:100-8:100-2

Dieselben sind daher nicht einmal um 1 Percent verschieden. Da sich Ungenauigkeiten in die Widerstandsberechnungen einschleichen, die jedenfalls weit grösser sind, so könlite von der angeregten Fraglichkeit der eigentlich richtigen dieser Formeln abgesehen werden und es vorläufig bei der mit der allgemeinen Uebung im Einklänge stehenden erstentwickelten verbleiben, welche voraussetzt, dass die Kaltsäule in eine der Warmsäule homogene verwandelt, und die sich dadurch ergebende Ueberhöhung als Ueberdrucksäule in Rechnung genommen wird. Wir kommen aber auf diesen Gegenstand noch zurück.

§ 22. Allgemeine (reschwindigkeitsformel. Wir wollen uns nun den allgemeinsten Fall denken, nämlich ein Leitungssystem mit verschiedenen Temperaturen und Querschnitten, welches ein Quantum Wasser von M cbm. (auf -f- 4° reducirt) abzuführen hat. Die Mitteltemperatur der Warmsäule sei gleich T°, und die der gleichhohen Kaltsäule t°. Für irgend einen Querschnitt S des Systèmes hat man MA als das Quantum, wenn A die Volumszahl bezeichnet, welche der diesem Querschnitte entsprechenden Wassertemperatur o zukommt. Die

MA

Geschwindigkeit daselbst ist ——, und die Gescbwindigkeitsliölie ist

M²A²

2g S²’

M² A² 1 M² A²

als Säule von der Temperatur e zu verstehen. Dieselbe ist gleich

M² A

- At von der Temperatur T°. Man

hat daher ganz allgemein für irgend einen Querschnitt des Systèmes als Geschwindigkeitshöhe der Temperatur T entsprechend:

2 g S² A 2 g S

2 von -j- 4° oder

2gS

72) .

M²

At X cTV

S²

und als Druckhöhenverlust

M²

CA

73)..₂gATX g2

Der Theil links ist constant, wogegen sich der zweite Factor mit jedem Querschnitte verändert. Das theoretische Druckerforderniss ist offenbar jenes, für welches der Ausdruck 72) ein Maximum wird. Dasselbe ist daher zu bezeichnen durch

74) .

M²

• 2g i,X“sî Die Warmsäule hat die Höhe H mit der Mitteltemperatur T. Um dieselbe zu heben, ist nicht blos eine gegenwirkende Säule derselben Höhe und Temperatur nöthig, sondern noch ein Uebermass, welches die Niederstände zu überwinden vermag. Dieselben summiren sich zu-

CA

folge 73)

M²

zu

₂ ATX-i g₂

Nachdem es immerhin auch möglich ist, dass je nach der Eigenartigkeit des vorliegenden Falles nebstdem ein fixer Widerstand in Rechnung gebracht werden muss, so drücken wir diesen als Säule

Dieselbe verwandelt sich für die Mittel-

-j- 4° mit h,

temperatur in hi AT, und wir erhalten als summarischen Widerstand

M² A v CA . ,    .

2-ATS, gj + h, At

von

aus.

Im Ganzen genommen ist daher zu überwinden

CA - , .

¹

Hierzu die theoretische Geschwindigkeitshöhe ad 74) giebt ein Erforderniss von

M²

2g

CA . M2 -g2- + hl AT + __ at X rnax

Die Kaltsäule von der Höhe H und der Temperatur t reducirt sich für -f- 4° auf H Al und erhöht sich für die Mitteltemperatur auf H Al At. Hiervon ist in Abzug zu bringen wie früher eine variable

M²

75) . . H + =-AtS

2g

und eine fixe Widerstandssäule, und man erhält dann als verbleibende M2    f! A

h₂

Druckkraft H A[ At — w— AT S₂ -2 g    b²

Die Gleichsetzung mit 75) giebtHA[AT— H—h₀ AT — ht AT

M²

CA

₂ At1₂

M² v CA

cTT ^1 V7

2g

b²

M²

X max

S²

oder H |aî

(hi -j- h₂) At —

M²

2g

Zieht man hL und h₂ in h und S₁ und S₂ in E zusammen, so erhält man H (Al — At) — h ==

Al²

2g

fyCA . Al

l¹ s^ + maxsd

Hieraus ergiebt sich

2 g [H (a; — a;) - h]

76) . .AI =

als allgemeinste Formel für

CA

A y

max gy -f 1 g2

die Bewegung von Flüssigkeiten, die in ihrer Anwendung auf die Luftbewegung im nächsten Abschnitte uns mannigfache Aufschlüsse geben wird. Hierin bezeichnet Al den Ausfluss per Secunde in Kubikmetern auf die grösste Dichte reducirt, welche für AVasser bei —J— 4° stattfindet. Die Volumenzahlen AI und AT sind für AVasser der Tabelle II b zu entnehmen. Diese wichtige Relation wurde auch in die zum vorliegenden Abschnitte gehörende Formeltabelle II aufgenommen.

§ 23. Wir sehen hier von der Anführung specieller Fälle ab, weil die eben entwickelten Formeln ohnedies in den Abschnitten „Warm-und HeissAvasserheizung” mannigfache Anwendung finden. Auch die in § 21 bezüglich der differirenden Resultate unserer früheren Formeln berührte, aber noch offen gelassene Frage findet in der eben entwickelten Relation ihre definitive Beantwortung, worüber im nächsten Abschnitte das über die Gleichungen 19) Gesagte Aufschluss giebt.

III. ABSCHNITT.

Die Bewegung der Luft in Ventilationscanälen, Saugessen und Rauchzügen.

Allgemeine Formel, Bewegungswiderstände und Druckerforderniss.

§ 1. Allgemeine Formel. Die Widerstände, welche die Luft in Leitungssystemen erfährt, stimmen annähernd mit denen des Wassers zusammen. Wir könnten daher die Relationen und Zahlen, die wir bereits im II. Abschnitte für die Bewegung des Wassers entwickelten, auch auf die Luftbewegung anwenden. Dennoch werden wir nach besonderen, für die Luft gefundenen Zahlen rechnen.

Die Tabelle lila ist aus den von Peel et diesfalls gefundenen Resultaten zusammengestellt. Dieselbe steht mit der ähnlichen Tabelle des II. Abschnittes in der Anordnung und Anwendung im Einklänge. Indem wir voraussetzen, dass sich der Leser mit diesem Abschnitte bereits befreundete, kann eine besondere Erörterung unserer jetzigen Tabelle lila entfallen.

Die Bestimmung der Widerstandssummen erfolgt nach den im mehrgenannten Abschnitte vorgetragenen Methoden. Die hiefür aufgestellten Formeln (II. Abschnitt, Gl. 76), nämlich:

2 g H (A; — Ai)

1) . . m₄.=

A v n A und v =

MAo

:    sind auch für Luft

max -g₂

anwendbar; man findet die betreffenden Zahlen für AT, Ai, At und A aus Tabelle IIIc. Nachdem die Volumveränderung der Luft proportional der Temperatursänderung vor sich geht, so bildet in A = 1 -f- a t und

1 ~f a t    Crosse a eine Constante, deren Werth wir bereits

im I. Abschnitte mit 0-003665 angegeben haben.

2) . . A' =

Die obige Formel 1) erscheint auch in der Formeltabelle III mit Angabe der Buchstabenbezeichnungen.

§ 2. Verschiedene Arten von Druckverlusten. Wir werden die wesentlichen Fälle der Widerstände durchgehen und nehmen zunächst an, dass die Luft aus einem 03 m. weiten Rohre in ein solches von 02 m. Durchmesser übergehe. Es wird daher

3) . .

02

^=0-67

0-3

Hiefür giebt die Tabelle lila, Fall 2, C = 0-21. Soll eine Ausflussgeschwindigkeit im engen Rohre von v = 1 m. erzielt werden,

= 0'051, das theoretische Erforderniss,

v²

so ist p =

v²

2g 2.9-81

C p = 0-21.0-051 = 0-0107 der Druckhöhenverlust und p C p = 1 -f- 0*0107 = P0107 m. Luftsäule das factische Erforderniss.

Wenn sich die Leitung an ihrem Ausflusspunkte plötzlich oder .allmählich erweitert, wie dies die Figuren der Tabelle lila, Fall 6, versinnlichen, so breitet sich der Luftstrahl im weiten Rohre nicht sofort vollständig aus, und reisst daher ringsum die Theilchen der umhüllenden Luft mit sich fort. Dadurch entsteht im weiten Rohre eine

Luftverdünnung rings gegen die Wandung, welche eine Saugwirkung nach dem engeren Rohre ausübt und dadurch beschleunigend auf den Ausfluss wirkt. Somit wird eine grössere Geschwindigkeit erzeugt. Es entsteht demnach gewissermassen ein Druckgewinn. Beispielsweise

ergäbe sich für d = 0⁻2, D = 0’3, also für -^- = 0*7 aus der Tabelle,

Fall 6a), C=0⁻43 als Coefficient für den Druckgewinn.

Wenn nun wieder p = 0'051 als Geschwindigkeitshöhe der Ausströmung aus dem engen Rohre angenommen wird, so beträgt der Druckgewinn 0-43.0-051 = 0-0219. Die auf das enge Rohr thätige Druckhöhe P kann daher um 0‘0219 kleiner sein als 0-051, braucht also nur 0"0291 m. zu betragen, um die der Druckhöhe von 0"051 entsprechende Geschwindigkeit zu erzeugen. Selbstverständlich kämen noch Reibungs- und Contractionsverluste in Umrechnung, in Folge welcher sich das factische Druckerforderniss in jedem Falle grösser ergeben würde, als eben berechnet worden ist.

Wäre aber das weitere Rohr als Einschaltungsstück inmitten der Leitung vorhanden, so würde die besprochene günstige Erscheinung behoben werden, wenn die Länge desselben kleiner wäre als die 6¹/₂fache Durchmesserdifferenz. Die Luft, den grösseren Querschnitt ausfüllend, würde nunmehr mit entsprechend verminderter Geschwindigkeit fortströmen, wie Figur zum Falle 7), Tabelle lila ersichtlich macht, gewissermassen eine Stosswirkung erleiden, die sieli auch gegen die Rohrwände verbreitet. Dadurch geht an lebendiger Kraft verloren. Wenn man hierbei annähernd dasselbe Gesetz wie bei Wasser anwendet, so kann die in Tabelle lila, Fall 7), gegebene Formel gelten, und zwar

-M:;; -o*

4) . .

y₄P²^

7rd ²

Die Geschwindigkeiten im engen und weiten Rohre verhalten sich wie S: s, d. i. wie D²:d², die Geschwindigkeitshöhe daher wie

d⁴

D⁴ : d⁴. Aus P : p = D⁴ : d⁴ erhält man aber p = P Der Druckverlust beträgt mit Rücksicht auf 4)

(~-i)\p.^=cP, a.i.

= 0-9998 P

0-3⁴

Mithin wird Cp sehr nahe den Grenzwerth bezeichnen, welcher in der Tabelle III a, Fall 7), mit P angegeben ist.

g

Dr. Wolpert nimmt unabhängig vom Verhältnisse allgemein

b

diesen Grenzwerth als Höhenverlust an.

Wie die Verluste bei gekrümmten und bei Knieröhren zu rechnen sind, zeigt die Tabelle lila in den Fällen 4a bis 4 d. Es ist hierzu nur zu bemerken, dass für Brechungen der Richtung in einem grösseren Winkel als 90° keine Widerstands-Coëfficienten vorliegen, für eine Krümmung von 20°, 90°, 180° und eine Brechung im Winkel von 20° und 90° ergäbe sich der Druckhöhenverlust respective mit:

20

Cp

180

p = OTlp, ^^p = 0’5p, Hj^p = 1p, dann sin²20°=0T17p,

und sin² 90° . p =p.

Hieraus ist ersichtlich, dass bei dem gleichen Winkel von 90° ein gekrümmtes Rohr nur halb so viel Druckhöhe als ein eckiges absorbirt. Man wird daher eckige Richtungsveränderungen zu vermeiden suchen. — Wir gehen nun wieder auf unser früheres Beispiel mit der Ausflussgeschwindigkeit von 1 m., und der Geschwindigkeitshöhe von (>•051 m. an der Ausmündung des engen Rohres, ferner mit der Annahme der Durchmesser von 0'4 und 0 3 m. zurück, wobei die Luft in der Richtung vom engen zum weiteren Rohre strömt.

Ist M gleich dem abziehenden Luftquantum, so ist dessen

und dessen Geschwindigkeitshöhe

Geschwindigkeit V = ^    ^

b    tQ'S

V² 16 M² 1

2g

d⁴ 7T² 2g’

Hierzu kommt die theoretische Druckhöhe, welche der schon im

II. Abschnitte vorgetragenen Theorie zufolge nach dem Minimalquerschnitte zu bemessen ist und im vorliegenden Falle 0 051 beträgt. Das Druckerforderniss wird daher sein 0*051 -j- 0*024 = 0 075 m., insoferne nicht noch andere zu berücksichtigende Rohrtheile vorhanden wären.— Prof. H. Fischer, welcher nicht nach Druckhöhenverlusten, sondern nach Druckgewichtsverlusten rechnet, stellt für

den Reibungsantheil folgende Formel auf: p = x -j- 20^

,u v2 1 + at q 2g

Hierin ist: p=dem Druckverluste in Kilogramm entsprechend dem Gewichte der Verlustsäule bei Annahme von 1 qm. Querschnitt derselben, y₀ = dem Gewichte von 1 cbm. auf 0° reducirter Flüssigkeit in Kilogramm, t = dem factischen Wärmegrade derselben, 1 = der Rohr- oder Canallänge in Meter, q = dem inneren Querschnitte in Quadratmeter, u = dem zugehörigen Umfange in Meter, v = der Geschwindigkeit per Secunde in Meter, g = 9*81, und x = einem Erfah-rungs-Coëfficienten.

Unsere Formel (siehe Tabelle Fall 5 a) mit Benützung der

gleichen Buchstaben anstatt U, L, S etc. lautet h =

Der Höhenverlust h, auf 0° reducirt, giebt ^

K T° lUT'kirr hat I —(— at    4 1 + at q2g g L t

Die Gleichsetzung mit obiger Formel 6) giebt 7) . . K = 4(i + 20)x

Kul v²

4 q 2g

wonach die Säule

h */₀

Für eine andere Stelle der Leitung hat man ebenso p Daraus folgt:

16 M² 1

d-l51 = D4:dJ

In unserem Falle haben wir daher 0051 : p = 0*4⁴ : 0*3⁴ und erhalten p = 0 0161 für das weite Rohr. Hat das enge Rohr 10 und das weite 5 m. Länge, so erhält man nach der Formel zu Fall 5 der Tabelle III a

0 024.5

als Reibungsverlust

0-024.10

0-051-1

0-4

0-0161=0-046

0-3

Wir haben ferner 6⁴/₂ (D — d) = 6*5 (0*4 — 0*3) = 0*65 m. Nachdem die Länge des weiten Rohres dieses Mass von 0*65 m. übersteigt, so haben wir zufolge Fall 6 a der Tabelle den Druckgewinn in Anschlag zu bringen. Derselbe wurde bereits früher mit C p = P = 0*0219 ermittelt. Sonach reducirt sich der Verlust auf 0*046 — 0-022 = 0*024 m.

per 1 qm. Querschnitt das Gewicht von

Für die Luftbewegung in glattwandigen Rohren giebt H. Fischer den Werth x = 0-0003 an. Bei Abnahme einer Geschwindigkeit von

nach 7) K = 4    20^ 0 0903 = 0-025, also nahe

v = 2 m. würde man

denselben Werth erhalten, welchen wir bisher allgemein als Reibungs-Coëfficient in Rechnung angenommen haben.

⁴(i + 2°)

tProfessor H. Fischer empfiehlt verschiedene Werthe für x, und zwar x = 0-0003 bis 0-0004 für Leuchtgas in glattwandigen Röhren, x = 0-0004 bis 0-0007 für Luft in gemauerten Canälen, je nach der glatten oder rauhen Wandfläche, und x =0"0006 bis 0-0010 für die Bewegung des Rauches.

c von der

Es wäre demnach der Werth von K =

Flüssigkeits- und Wandbeschaffenheit, und ähnlich wie bei der Wasserbewegung von der Geschwindigkeit v abhängig. Wir haben hiernach als Rechnungsbehelf die folgende Tabelle III b berechnet. Aus derselben ist zu entnehmen, dass die Reibungs-Coëfficienten innerhalb der Grenzen von 0*024 und 0-120 variiren.

Tabelle der Reibungs-Coëfficienten K

für die Bewegung von Gasen unter verschiedenen Keibungs- und Geschwindigkeits-

Verhältnissen.

Werthe von c

K=4

0+²⁰)°

0-0003 0 0004 0-0006 0-0007 0 001

Anmerkung

Werthe von K

tci-^poooopopo

K = Reibungs-Coëffi-cient.

v = Geschwindigkeit per Secunde in Meter.

120. c 100. c

93. c

90.c

88.c

87. c

86.c

85.c

84. c 84.c 82.c

0 036

0030

0 028

0 027

0 026

0 026

0 026

0 025

0025

0025

0 024

0 048 0 040 0 037 0 036 0035 0 035 0 034

0 034

0 034

0 034

0 033

0 072

0060 0 056

0 054

0 053

0052

0052

0051

0050

0 050

0049

0-084 0070 0 065 0063

0 062

0 061

0-060 0 060 0 059 0 059 0-057

0120 0-100 0-093 0 090 0 088

0 087

0-086 0 085 0 084 0 084

0082

mehr

to »

81.c

0-024

0-033

0-049 0 057

0-081

Ist die Geschwindigkeit bekannt, oder kann dieselbe schon im vorhinein annähernd geschätzt werden, so ist das entsprechende K sofort aus obiger Tabelle zu entnehmen. Würde aber die resultirende

Geschwindigkeit von der geschätzten zu sehr abweichen, so müsste die Rechnung mit jenem K wiederholt werden, welches der eben erhaltenen annähernden Geschwindigkeit v entspricht.

Die Tabelle III b giebt dieselbe Zusammenstellung, jedoch nur mit den zum unmittelbaren Gebrauche nöthigen Zahlen.

§ 3. Beispiel. Wir wählen als grösseres Anwendungsbeispiel die schon von Scliinz benützte, in Fig. 10 dargestellte Luftleitung, und nehmen per Stunde 130 cbm., somit per Secunde 0"036 cbm. Luft an, welche durch den Apparat mittelst Ventilator getrieben werden soll. Der Querschnitt des Rohres ab vom Durchmesser 0-3 m., aus den üblichen Tabellen direct zu entnehmen, beträgt S = 0-0707 qm.

Die Geschwindigkeit der Luft ist daher V =

0-036 cbm.

= 0*509 m.

0-0707

und die Geschwindigkeitshöhe wird gleich 0 051.0-509² = 0-0132 m.

Wir setzen eine durchaus gleiche Temperatur der Luft voraus. Der Querschnitt der Glocke bildet einen Kreisring von 0‘9 m. äusserem und 0⁻3 m. innerem Durchmesser, und ist somit leicht zu berechnen. Die sich ergebenden Werthe enthält die folgende Zusammenstellung: Querschnitt

S — 0-0707 S, = 0-566 S₂ = 0-0177

Die Luft steht offenbar an den einzelnen Stellen der Leitung unter verschiedenen Druckhöhen. Die Druckhöhe ist am Einströmungspunkte am grössten und wird durch die Widerstände allmählich vermindert. Daher ist auch die Dichtheit der Luft keine constante, wonach die obige Berechnung der Geschwindigkeiten nicht ganz richtig ist. Doch sind die Fehler, welche auf diese Art entstehen, nicht von Belang, weil wir es in unseren Fällen nur mit geringen Druckverschiedenheiten zu thun haben. Mit Rücksicht auf die vorstehenden Geschwindigkeitshöhen und die bezüglichen Formeln der Tabelle lila ergeben sich folgende Widerstände:

Geschwindigkeit

V =0-509

Vt =0-064 V₂ = 2-034

Geschwindigkeitshöhe

p =0-0132

pt = 0-0002 p₂ = 0-211

0 024.2-4

0-0132 = 0-0025.

Die Reibung im Rohre ab ist Cp =

Für die Stosswirkung in Folge des plötzlich bei b sich erweiternden Querschnittes rechnen wir nach Fall 7 der Tabelle Cp=0"0132. Für die Rundbewegung nehmen wir als Annäherung die Formel für gekrümmte Rohre in Anspruch, berücksichtigen aber hierbei die verglichene Druckhöhe von T(p-f-pi) nnd erhalten

11,.,    180° (0-0132 -f 0-0002)

180^2 (P + P')=--- = ⁰⁰⁰⁶⁷

0-3

Der Umfang des ringförmigen Glockenquerschnittes hat 09 t. -f-0-3t:=3-77 m. und die verglichene Glockenhöhe beträgt 1*2 m. Man

0-024. UL

0-024.3-77.1-2

= 0-0002

erhält daher für die Reibung

Der hieraus resultirende Werth ist aber verschwindend klein.

Pt

4.0-566

e] TT

Fig. 10.

J3=0211

T'

'T

o'4m

•oi

]>0'Û002    J)=0j0132 J|0j0002

T2m

Na

2"4m

•'v

A."'

₇__________f______±_

Ur--O’Sm--;> f-oÿ"--- -) e-O»®—>j

___________.4

Bei c entsteht eine rechtwinkelige Brechung, annähernd nach Tabelle Fall 4a zu berechnen. Man erhält sonach

= 0'1056 als Widerstand.

8) . . sin² 90° (Pl +p₂)i = (0-0002 + 0*211) |

0-024.3

die Richtung nach dem Abflussrohre begonnen hat, nach Fall 2 c der Tabelle behandeln und erhalten 0451.0211 = 00952.

Die polygonartigen Richtungsveränderungen berechnen sich mit

3. sin² 30°. 0211 = 0158.

Der Reibungswiderstand im Rohre ce ist

0-211 = 0-101.

015

Sämmtliche Widerstände summiren sich daher auf 0-0025 + 0-0132 + 0-0067 + 0-1056 + 0 0952 + 0-158 + 0-101 = 0 4822m.

Der Minimalquerschnitt der Leitung ist der des Rohres ce, daher die Geschwindigkeitshöhe 0"211 in demselben gleich dem theoretischen Druckerfordernisse ist. Wir haben daher als Gesammterforderniss

9) . . 0-4822 + 0-211=0-693 m.

Wenn man von der Formel Tabelle II, Post 3, Gebrauch macht, so kann man sich die Rechnung vereinfachen. Diese Formel giebt nämlich, wenn H anstatt P geschrieben wird,

2gH M

l_|_s2£ c =—, wenn man unter s den kleinsten Quer-

S²

M²

[l + s2S^₂]

-,    V²

schnitt des Systèmes versteht. Daraus folgt = Ç) 2

oder 0-051 M²

= 11

Hierin bezeichnet H die nöthige Drucksäule und der Ausdruck links das im Detail nachgewiesene Druckerforderniss. Das Resultat nach dieser Rechnung ist dasselbe wie das eben gefundene.

§ 4. Beispiel. Der Apparat Fig. 11 unterscheidet sich von dem vorigen in der Wesenheit dadurch, dass die Luft nicht immer durch ein Rohr, sondern gleichzeitig durch acht Rohre cd zieht, und bietet somit einen besonderen Berechnungsfall.

Wir nehmen sämmtliche Qnerschnitte als kreisrund an, und haben daher zum Rohre a b S = 0⁻071 qm., zum oberen Reservoir S| = 0-636 qm. und für die 8 Rohre cd ES₂—0"091 qm.

Der untere Behälter wird durch das Zuflussrohr in eine ringförmige Leitung verwandelt, mit dem Querschnitte von 0"3²=0-09 qm. Da die Luft zur Oeffnung c beiderseits durch den Ring zuströmt, so ist der doppelte Querschnitt zu nehmen, daher S₃ =0T8 qm., für Rohr ef S₄ = 0*017 qm.

Von diesen Querschnitten ist S₄ das Minimum, und die Geschwindigkeitshöhe in demselben ist daher das theoretische Druckerforderniss. Wir nehmen 1 cbm. Luftabfluss per Secunde an. Somit wird im Querschnitte S die Geschwindigkeit gleich ^ und die Geschwindigkeitshöhe

Wir erhalten hiernach zu den obigen Querschnitten

gleich 0-051 ~.

folgende Werthe: p = 10T17, pt =0-126, p₂ = 6T59, p₃ = 1-512, p₄ = 176-476.

rohre

10-117 = 1-942:

Wir haben nun folgende Widerstände. Die Reihung im Mittel-0-024.2-4

0-3

die Stosswirkung, welche die Ausströmung aus b im Behälter erfährt, und die wir wegen bedeutender Grösse von S, gegen S nach Anmerkung zum Falle 7 der Tabelle lila mit p = 10-117 berechnen.

Fig. 11.

p 176*4 70 | 4

> 0*1522 < |

*■

0’92ü

...A..

p=012S

3*1

TT

'vt-*

ÏI2*

f05m

\v

''s

2VP

K-0T3BI--> 4—0*3——"> 4-0-3T3—>!

__________±

p=10*117 ______a.______

Die Reibung im oberen Behälter ist verschwindend klein. Wir haben es jetzt mit dem Ausflusse aus einem weiten Rohre nach den Standrohren zu thun, analog dem Falle 2 der Tabelle. Wir nehmen daraus den grössten Coëfficienten, nämlich C = 0-451, und erhalten als Widerstand 0-451.6T59 = 2*778.

Die Reibung beträgt

0-024.1-05

0-12

6-159 = 1-293.

Die Summe der .beiden letzten Werthe giebt das Druckerforder-niss an, welches im oberen Behälter als wirksam auftreten den Widerstand Eines Standrohres zu überwinden. Da sich aber derselbe Luftdruck im Behälter nach allen Richtung

muss, um

en

gleich

vertheilt, so wirkt er nicht blos auf eines, sondern auf alle Standrohre. Daher genügt das obige, für Ein solches Rohr berechnete Druckerforderniss zur Ueberwindung der Widerstände in allen Rohren.

Die aus den Mündungen d fliessende Luft erleidet eine Stoss-wirkung. Der Höhenverlust ist p₂ = 6*159.

Bezüglich der Mündung e haben wir den schon für die Mündung c bezogenen Fall. Der Widerstand ist daher gleich 0-451.176.470 = 79"588.

Die Brechungen des Abschlussrohres erfordern 3. sin²30°. 176-470

= 132-353.

0-024.3

Die Reibung im Abflussrohre ist -

Das theoretische Erforderniss ist p₄ = 176-47.

Die gesammte nothwendige Druckhöhe beträgt demnach 1-942 4-10-117 + 2-778 4 1‘293 + 6-159 -f 79*588.

10) . . -f 132-353 fl- 84-704 -j- 176-470 = 495-404 m.

Bezeichnet man für irgend einen Querschnitt ? die Abflussmenge

0-15

— 176-470 = 84-704.

M²

mit M, so ergiebt sich V = — als Geschwindigkeit und P = 0-051 -7— als Geschwindigkeitshöhe. Für M = 1 erhält man p = 0⁻051

daher wird

11) . . P=pM²

Wäre z. B. die factische Abflussmenge mit 0'04cbm. per Secunde gegeben, so wäre nach Formel 11) mit Rücksicht auf 10) als Druckerforderniss

12) . . P = 0-04² . 495-404 = 0-792 m.

Wäre aber der zu Gebote stehende Druck gegeben, so fände man aus 11) die Abflussmenge mit

13) . . M =

yl

Für P = 1 m. würde man erhalten

/j/^_ 495-404

14) . . M =

= 0-045 cbm. per 1 Secunde.

§ 5. Bewegungswiderstände in Leitungsroliren von ungleichem Durchmesser. Wäre in dem soeben betrachteten Falle eines der Rohre enger, so würde durch dasselbe weniger Luft strömen, als sich nach Verhältniss des kleineren Querschnittes ergäbe, weil das engere Rohr einen ungleich stärkeren Widerstand verursacht. Wir nehmen nun ganz allgemein zwei solcher Rohre mit den Geschwindigkeitshöhen p und p¹, und mit den Widerstands-Coëfficienten C und C¹ an. Wenn wir nun bedenken, dass im oberen Behälter für sich und ebenso auch im unteren Behälter alle Punkte unter derselben Luftspannung stehen, so wird es klar, dass die Differenz beider Spannungen den Verlust bezeichnet, welchen die Widerstände der Verbindungsrohre verursachten. Jedes der Rohre verursacht daher den gleichen Verlust, und man hat daher

15) . . C p = CP p*^ zu setzen.

Bezeichnen s und s¹ die Querschnitte, dann m und m¹ die Durchflussmassen beider Rohre, so stellen sich in denselben die Geschwindig-

und

m    m i    \ 2

keiten — und —, somit die Geschwindigkeitshöhen 0*051

S    S

0*051

/ ixi 1 \ 2

woraus

I—j-J ein. Die Substitution in obiger Relation giebt C. 0 051

Wir nehmen nun an, es besitze eines der 8 Rohre nur den halben Durchmesser, nämlich 0*06 m., so hätte man

sl =

0*02²

0*06²

—g~ w 5 wogegen s =

ist.

Daraus ergiebt sich|i = (^|)

Die Widerstände in dem 0*12 m. weiten Rohre sind nach obigen Berechnungen: 0*451.6*159 0*024.1*05 0*12

Somit ist (0*451 -]— 0*210    1) = 1*661 der Coefficient, welchen wir

oben mit C bezeichnet haben.

6*159 = 0*210.6*159, und 6*159

Bezüglich des engeren Rohres haben wir blos den Betrag der

0*024.1*05

Reibung zu ändern. Derselbe ist

0*06

= 0*420 und wir erhalten

C¹⁼= 0*451 -f 0*420 -f 1 = 1*871 Die Substitution der gefundenen Werthe in 16) giebt P87Ï 1*661

m¹ *

4*24 oder m = 4*24 m1 Da wir 7 weite Rohre und ein enges voraussetzten, so haben wir

M = 7 m + ml — 30*68 m¹

Nimmt man M = 1 an, so erhält man ml = o7.

;    30*68

l_Q.Q3

Jedes der übrigen 7 Rohre hat daher abzuleiten-=-

0*03 cbm.

Nachdem das enge Rohr nur */₄ des Querschnittes der sieben weiteren hat, so musste es X 1 — 0’0345 cbm. ableiten, wogegen es in Folge des grösseren Widerstandes, wie obiges Resultat zeigt, nur 0‘03 cbm., also um 14 Percent weniger zum Abfluss bringt.

Bewegung der Luft, hervorgerufen durch Temperatur-

Differenzen.

§ 6. Luftabzug durch Saugessen, Wolpert’sche Formel. Es stelle AB (Fig. 12) eine Esse dar. Der äussere Luftdruck pflanzt sich offenbar nach allen Richtungen gleichförmig fort, daher auch nach der Richtung des Pfeiles C nach aufwärts. Die warme Luftsäule, welche ihre Temperatur entweder durch einen Feuerherd in C oder durch eine längs dem Rohre B C circulirende heisse Luft empfängt, wird sich über B erheben und allenfalls erst in der Region MN abgekühlt sein. Man hat daher eine innere warme Luftsäule H, darüber eine solche von abnehmender Temperatur in der Höhe h, und beide zusammen auf A lastend; dann die äussere kalte Säule in der Höhe (H -f- h) auf A hebend wirksam. Ueber MN befindet sich zwar noch der übrige vollständige Atmosphärendruck, allein derselbe vermehrt die warme, sowie auch die kalte Säule um die gleiche Last, daher sich deren Wirkung aufhebt. Die Grösse h ist sehr variabel und kann gleich Null werden, wenn ein Windzug die warme Säule alsbald seitwärts beugt, daher wir diese Grösse nicht in Rechnung ziehen werden. Wäre der Schlot A B nicht vorhanden, so würde die heisse Luft über den allenfalls in C befindlichen Rost auch aufsteigen, und dann würde die ebengenannte Säule h oberhalb der Kohlenschichte beginnen und für die Triebkraft der Luft massgebend sein.

Die allgemeine Formel, Tabelle II, Post 6, ist auch für die Luftbewegung im vollsten Masse giltig. Wir werden nur H₀ und h₀ anstatt H₄ und h₄ schreiben, weil wir für Luft die Nulltemperatur als Grundlage annehmen. Diese Formel nimmt daher die Gestalt an

Fig. 12.

~K---

-X

T°

vdJe

17) . . M₀ =

4 f 2 S [H (A;

w    max g-₂

At) : hu]

und A

+ SCg₂

M₀ A₀

2g[AH₀-h,]

gi + SCfs*

max

Bringt man nun für Warm- und Kaltsäule in allen Querschnitten nur die Mitteltemperaturen T und t der Einfach-

A

heit halber in Rechnung, so kann in max ^ die Grösse A nur den

Werth At oder At haben. Hat man blos eine in das Freie ausströmende Warmsäule, so erhält die imaginäre Kaltsäule gewisser-

massen einen unendlichen Querschnitt, und es wird dann ^ = 0. Daher

kann das max

blos in der Warmsäule gesucht werden. Strömt aber

die Kaltsäule bei ihrer Abwärtsbewegung in eine umgebende wärmere Luft aus, wie dies z. B. bei einem Kühlapparate der Fall

A

ist, so muss aus dem ähnlichen Grunde das max jetzt in der vorhandenen Kaltsäule gesucht werden, daher dieser Ausdruck in max —

At

übergeht. Wenn man nun ferner noch mit s den kleinsten Querschnitt bezeichnet, und alle anderen grösseren nicht weiter berücksichtigt und h₀ = 0 setzt, so gehen unsere Formeln in dem 1. Falle in

in dem zweiten Falle aber in

. _/i /"TgH~(A; - a;)

\ |r[i + sc]

a M₀ At und v ■= —~— o

und v

M A

—^—- über. Die Réduction giebt

— AV) M₀At ~ v — ~S~ M' At

und

-Ai)

Werden die Werthe von M₀ in v substituirt, so erhält man

1 + XC

J/2 g H (Aj — At) At und

y-K ¹

r l + SC

)/2 g h (a;—Ai) a;

Wenn man jetzt für A[, AÎ, At und AT die entsprechenden Werthe substituirt, so ergiebt sich

Iv =

1 + SC 2gH( 1+at '    1 + aT

V 2gH (yA^ -(! + *t)

)(l + aT)

und

Die Réduction giebt

r-V

1-f X C

l.....2g H

- und

a(T— t)

1+aT

Dividirt man Zähler und Nenner des letzten Bruches durch a und

berücksichtigt, dass —

R

0-003665 - 273 ist’ 80 erMt ma“

19) . .

1-f X C

1 + XC

y ¹

V î + ïc

| 2gH(T-t) r    273 —|— t

r 273-j-T

-t)

Wenn man weiters für zahl, etwa c = 0,5 bis 0*3 ansetzt, so erhält man

, und v =

eine

allgemeine Mittel

-\T 2gH(T r 273 + T

Unter dieser Form ist die Geschwindigkeitsgleichung für Luft unter dem Namen der Wolpert’schen Formel bekannt. Die erstere gilt für Ausströmung warmer Luft in kühlere, und die zweite für den umgekehrten Fall. Beide Formeln sind daher blos specielle Relationen, die aus unserer allgemeinen, oben ad 17) angesetzten Relation hervorgehen. Diese Wolpert’sche Formel ist sehr einfach, prägt sich leicht dem Gedächtnisse ein, und hat daher eine Popularität erlangt. Doch geht dieselbe, wie wir gesehen haben, erst nach einer Reihe von Vernachlässigungen hervor und kann daher nur in sehr einfachen Fällen Resultate geben, die gut benützbar sind. Es ist dies schon daraus ersichtlich, dass der gesammte Theil unter dem Wurzelzeichen nur die theoretische Geschwindigkeit giebt, und mit Hilfe derselben die oft so weit davon verschiedene wirkliche

• KW

-t)

Geschwindigkeit durch blosse Multiplication mit einem Coëfficienten c erhalten wird, der je nach Art der vorkommenden Fälle innerhalb weiter Grenzen schwankt. Für Rechnungen, welche verlässlich sein sollen, darf man die Mühe nicht scheuen, alle Umstände so in Calcul zu nehmen, was der Fall ist, wenn von unserer oben angegebenen allgemeinen Formel Gebrauch gemacht wird. Aus dem Gange der Entwicklungen geht hervor, dass der Querschnitt, auf

welchen die Grösse max ^ Bezug hat, in letzter Folge entscheidet, welche

der obigen Wolpert’schen Formeln Giltigkeit hat. Die anderseitig

ausgesprochenen Zweifel, ob etwa eine dieser Formeln nicht berechtigt

Fig.13.

:mr

IW

li Laaii

ff

fV

sei, finden hierin ihre Erledigung. Auch die im Abschnitte II, § 23, offen gelassene Frage beantwortet sich hierin. Denn auch hier ist der genannte Werth, gleichviel ob der betreffende Querschnitt in der Warm- oder Kaltsäule auftrete, für das factisch richtige Resultat massgebend.

nu

§ 7. Beispiel. Eine Saugesse von 10 m. Höhe, wie solche Fig. 13 g darstellt, soll per Secunde 1 cbm. 5 Zimmerluft mit 20° abführ en.

Der quadratische Querschnitt, auch Abzug des Schlotquerschnittes, beträgt 0 5 qm., und der innere Umfang der Esse inclusive des Schlotumfanges, als für hh die Reibung massgebend, betrage “ 3'55 m. Es fragt sich um die Temperaturerhöhung der Luft, welche zu diesem Zwecke nöthig ist.

0-2

Wir werden hier wie in den späteren Fällen die Rechnung vorerst ohne geschlossene Formel, nämlich mit Einzelberechnung der Widerstände vornehmen. Die Einzelresultate, aus denen sich schliesslich das Ganze zusammensetzt, geben eine gute Uebersicht über die Grösse jedes Widerstandes.

Wir nehmen als vorläufigen Versuch eine Temperatur im Schlote von -f- 30° an. 1 cbm. Luft von -f- 20° reducirt sich laut Tabelle IIIc auf 0-932 von 0°, und diese auf

0-932 X 1-11 = 1-035 cbm. von -f- 30°.

Die Luftgeschwindigkeit im Schlot beträgt daher -

1-035

= 2-07 m.

0-5

und die Geschwindigkeitshöhe ist: p = 2 07².0"051 = 0 219 m.

.0-219 = 0-426.0-219

Cp

Die Reibung im Schlote beträgt 0-024.10.3-55 4.0-5

Wir nehmen zwei rechtwinkelige Ablenkungen an, welche die Luft auf ihrem Wege zum Schlote zu beschreiben hat, wofür der Widerstand 2 . p = 2 .0-219 beträgt.

Der Höhenverlust ist daher (0-426 -j- 2) 0*219.

Hierzu noch die theoretische Geschwindigkeitshöhe, giebt (0-426 + 2+ 1)0-219 =3-426.0-219 = 0-750 als Erforderniss.

Die Kaltsäule, welche die Zimmer- und die hiermit gleiche Aussentemperatur von +20° hat, und 10 m. Gesammthöhe besitzt, auf 0° gebracht, verkürzt sich auf 10.0-932 = 9"32 m. und verlängert sich für die Temperatur T im Schlote auf 9 32 (1 +a T).

10-75

Die wirksame Druckhöhe ist daher gleich 9‘32 (1 + aT) — 10. Die Gleichsetzung mit dem Erfordernisse giebt 9-32 (1 + a T) — 10 = 0-75,

1T53 erhält.

9-32

woraus man (1 + a T) =

Aus Tabelle III c ist hiefür der entsprechende Werth für T nämlich T = 42° zu entnehmen, welcher mit der vorläufigen Annahme von t = 30° nicht entsprechend stimmt. Wiederholt man jetzt die Rechnung mit 42°, so erhält man die etwas verschiedene Geschwindigkeitshöhe von 0‘236 = p, die aber auf das schliessliche Resultat keinen merklichen Einfluss hat.

Somit muss die Luft zu dem Vorgesetzten Zwecke von +20° auf circa 42° erwärmt werden.

zu

Geht man nach der Formel 18) vor, so hat man vorerst SC bestimmen, welche nach den besprochenen Widerständen gleich 0‘426 + 2 = 2*426 wird. Man erhält dann

20) .

0’54 und es wird

3-426

■ V rfîc- V

V = 0-54}/2 g H (a; — Al) Ar

Diese Geschwindigkeit gilt für Luft von T°. Man hat daher

Y 2gH+-A;

S V

als Abzugsquantum von 0° M₀ = -j—

-Q'J’

Daraus folgt

Aj At

0-54 S =

Mo²

21) . . substituirt werden —

At

Ax

0*54² S².2 g H; — Al

oder wenn die betreffenden Werthe 0-932²

= 0-0607

0-54².0-5².2.9-81.10

Nachdem t — 20° ist, so giebt die Tabelle III c, Ar = 09317. Man

09317—At

hat daher die Gleichung aufzulösen:

At

= 00607

Nun sind fürTWerthe versuchsweise anzunehmen, aus der Tabelle die Volumszahlen At und AT zu entnehmen und in obige Gleichung

0 9317 —0-8666

zu substituiren. Für T = 42° erhält man factisch den Werth 42 hat.

Aus Gl. 20) ersieht man, dass im vorliegenden Falle

1-0733

0-0607, daher T

10 -J—

r 1 + S C

den Werth 0⁻54 erhält. Es wird auch häufig nach Dr. Wolpert’s Angabe, wie schon früher erwähnt, diese Formel mit einem Coëffi-cienten 0’5 oder 03 gebraucht.

§ 8. Temperatur des Maximal-Effectes. Wenn man die Luft in der Esse bedeutend erhitzt, so wird dadurch die Geschwindigkeit gesteigert, dafür aber die Luft so sehr verdünnt, dass von einer gewissen Temperaturgrenze an dennoch die abströmende Luftmasse, wenn sie auf 0° reducirt oder nach Gewicht gerechnet wird, als eine geringere sich herausstellt. Die Temperatur, bei welcher das Maximum des Effectes eintritt, ist je nach der Art der Luftleitung verschieden und lässt sicht nich allgemein bestimmen.

Betrachtet man die allgemeine Formel 17), so ersieht man, dass eine Aenderung der mittleren Temperatur T, respective des Werthes At auch eine Aenderung der Grössen A nach sich ziehen muss. Die Relationen, in welchen beide Aenderungen stehen, bleiben aber nicht constant und sind oft nicht genau bestimmbar. Heizt man z. B. einen Kessel stärker, so werden die aufeinanderfolgenden Temperaturen der Züge und des Schlotes andere Differenzen und Verhältnisse aufweisen als bei milder Beheizung. Um aber doch im Allgemeinen einen Werth für die gebrachte Grösse T zu erhalten, greifen wir zur vereinfachten

ol f 2 g H (a;

'    At(1-|-^|C')    a< a'

Die Grösse M₀ erhält offenbar den grössten Werth, wenn—

ein Maximum wird. Man erhält:

Formel M₀ =

-AD

At — (At — At) 2 At

JĘ

At —(At— At)² — 0 oder A-r = 2 At, d. i. (1 -}— aT) = 2(1 at). Diese einfache und interessante Beziehung giebt

—}- 21 = 273 —J— 21. Für t = 0 würde daher bei T = 273° das

cl

At At At At

At

A²t

₁ dX

und

Cl At

0, somit

Maximum des Scliornsteineffectes eintreten. Höhere Temperaturen würden daher mit einem Mehraufwande von Brennmateriale sogar schädigend auf den Effect wirken.

Bei einer äusseren Temperatur von t₂ — 20° ergäbe sich T=233°. § 9. Formel für (len Luftabzug, liervorgerufen durch Abkühlung, Wolpert’sclie Formel. Wenn man es mit der Abwärtsbewegung einer Kaltsäule zu thun hat, wenn nämlich die umgebende, abkühlende Luft die Temperatur T und die Luft im Schlote B C (Fig. 12) die Temperatur t hätte, so würde der Fall eintreten, welchen Dr. Wolpert mit dem Ausfliessen von kalter Luft in warme bezeichnet. In der Entwicklung der Formel (Tabelle II, Post Nr. 6) hätte man hiernach zu setzen:

M»At

2g

Mo A At_Mo At_A

S² 2g S²

Erforderniss =

M²At

2g

X max kt

S²

S²

MJ At

[max A+ S = H (A; - At) A

t und

22) . . M„ = 1/

2 g H (A; — At)

max

^ , y CA übereinstimmend mit dem Resultate g2 “T ^ "g2"

des Ausflusses warmer Luft in kalte. Nur werden jetzt durch A die sämmtlichen Einzeltemperaturen der Kaltsäule bezeichnet.

Ist S constant und ebenso die Temperatur t der Kaltsäule an allen Stellen dieselbe, so geht obige Formel über in

:. = L

2gH(A; — At) _

max - j- p SC

“V

2 g H (A( — At)

At (1 -j- S(J)

rn

Nun ist

(A;-A-r)

A₍

l + SC

(1 _i)i =

\At AT/At

K2gH(A; —a;)a;

At— At_(1 -j~ a T) — (1 -f~ 0 t)

A²t At (1 a t)² (1 -f- a T) a (T — t)

(1 + a t)² (1 -f- a T) Die Substitution giebt somit

M₀ =

r i-f£C

a (T — t)

(1 + at)² (1 + aT)

Drückt man den Ausfluss in Luft von der Temperatur der Aus

flusssäule aus, so bat man

o(Ml-fat)

]/l 4- S C

y ²sh

a(T— t) (1 -j- at)2 (1 at)² (1 -j- aT)

TTscb ²«H

a(T-t)

1-faT

23) .

y —

V 14-SC

V ²®h-iVt

Diese Formel stellte Dr. Wolpert für den in Rede stehenden Fall auf. Dieselbe ist, wie die frühere, das Resultat einer Specialisirung unserer aufgestellten, für alle Fälle gütigen Hauptformel (Tabelle II, Post 6).

Abzug der Verbrennungsgase durch Heizapparate

und Rauchfänge.

§ 10. Widerstände des Feuerrostes. Die Schnelligkeit des Rauchabzuges in Schornsteinen, beziehungsweise die Bestimmung des Querschnittes, welcher für ein gegebenes Quantum der Verbrennungsgase erforderlich ist, lässt sich ähnlich berechnen wie die Luftbewegung in Saugessen. Es ist hierbei aber nothwendig, die Bewegung der zum Feuerroste gelangenden Luft, ihr Durchströmen durch den Rost und durch die Kohlenschichte, sowie die Bewegung der Feuergase durch den Apparat und den rundlichen Abzug in den Schornstein in allen Theilen einer Untersuchung zu unterziehen.

Nebenstehende Figur, Fig. 14, stellt zwei Roststäbe dar, deren Kopfenden eine Spaltweite von 9 mm. bilden, die unteren in der Seitenansicht parabelförmig gekrümmten und in der Mitte durchbrochenen

Fig. 14.

J<r Ï0-—-*>jÇ— 9 16~ ->;

k—3—

so

! Il ±Jk

Theile dienen zur Verstärkung der relativen Festigkeit der Stäbe, und bieten der eindringenden Luft den breiteren Raum von 14 mm. dar. Der Rost sei OB m. lang und breit; er besitzt daher eine Fläche von

24) . . 0⁻09 qm. = 9 qdcm.

Auf je 1 qdcm. und 1 Stunde rechnen wir rund 1 kgr. Kohle. Dies giebt

25) . . 9 kgr. Kohle per Stunde.

Nach Tabelle V erfordert die Ver

!<-.......2 §—->

brennung von 1 kgr. Kohle 16"496 cbm. atmosphärische Luft von 0°.

16'496 cbm.. 9 kgr.

3600 Secunden daher 0-04124. L044 = 0-0429 von —J—12° rund 0-04124.1-733 = 0-0725 von 4- 200°

Es wird daher per Secunde eine Luftzufuhr erfordert von

= 0-04124 cbm. von 0°,

wenn wir nämlich annehmen, es lange die Luft mit + 12° unter dem Roste an und erhitze sich durch die Roststäbe bis auf + 200°.

Die Anzahl der Rostspalten bei der angenommenen Rostgrösse ist 12, der Durchgangsquerschnitt daher gleich 12.0 009.0"3 = 0-0324 qm.

und die Geschwindigkeit zufolge 26): vt =

0-0725

0-0324

Die Geschwindigkeitshöhe mit Rücksicht auf —

=2-238 m.

27) . .

2.9-81

p, =0-051.2"238 = 0*1141 m. Luftsäule von —j— 200° = 0-1141.0-577=0-06584 m. von 0°

2g

0-051

Innerhalb der Wandtheile hat man 12.0-013.0 3 = 0 0468 qm.

als Lufträume, v₂ =

0-0429

= 0-917 m. als Geschwindigkeit.

28) . .

0-0468

p₂ =0*051.0-917 = 0-0468 m. von -f- 12° und 0"0468.0*958 = 0-0448 m. von 0°

Für einen Spalt am Kopfende ist die Oeffnungsfläche St = 0-3.0-009 = 0-0027 qm., und der Umfang Ui =2 (0-3 + 0-009) = 0-618 m.

Innerhalb der Wandtheile für einen Spalt:

2 = 0-3.0"0013 = 0"0039 qm.

= 2 (0-3 + 0-013) = 0-626.

Um in keinem Falle zu günstig zu rechnen, nehmen wir nicht den von Péclet gegebenen allgemeinen Coëfficienten 0⁻024, sondern die grössere Reibungszahl, welche aus den Fi scher’schen Daten nach Tabelle III6, Columne 2, mit Rücksicht auf obige Geschwindigkeiten V| und v₂ mit K = 0'034 zu entnehmen ist.

29) . .

30) .

s₂

• iü₂

Die Reibung zwischen den Kopfenden der Stäbe ist daher 0-034.0-0618.0-017

31) . . CPl

4.0-0027 die zwischen den Wandtheilen:

0-0658 = 0-033.0-0658 = 0-0022 und

32) . . Cp₂

0-034.0-626.0-05

0-0448 = 0-0682.0-0448 = 0-0031

4.0-0039

Die Verengung von letzteren Zwischenräumen zu ersteren beträgt

im Sinne des Falles 2 c, Tabelle III«: ^ = ^ = 0'7, wofür C

= 0-21

zu nehmen ist. Der Druckverlust beträgt daher 33) . .

c(P'+Ü

= 0-21

0-0658 + 0-0448

= 0-0116. Die Einströmung

vom Aschenfallraume unter die Stäbe erfordert nach Fall 2c genannter

13

= 0*5 zu nehmen ist, an Druckhöhe

Tabelle, und weil ⁼ yr}

34). . C p₂ = 0-35.0-0448 = 0-0157

Das gesammte Druckerforderniss beträgt daher nach 31) bis 34)

35) . . 00022, 0‘0031, O’Ollß, 0 0157, zusammen 0B326 m. Luftsäule

von 0°.

§ 11. Widerstände der Brennstoffschiclite. Nach vorgenommenen Anemometer-Versuchen wird die Stärke des Luftstromes durch den Rost nach der jedesmaligen Beschickung des Feuers wesentlich, in Folge der Abkühlung des Feuerherdes, und zwar etwa auf den vierten Theil reducirt. Erst allmählich verstärkt sich der Luftdurchzug wieder und gelangt bis zur herannahenden nächsten Beschickung wieder zur früheren Stärke.

Je nach Beschaffenheit des Brennmateriales können sich übrigens die Zwischenräume allmählich verstopfen, wie dies bei Backkohle vorkommt, wonach sich während der Verbrennung der Zug sogar vermindert, anstatt vermehrt.

Die Stadien, welche dieser Luftzug durch die Kohlenschicht von einem Beschickungs-Intervall zum andern durchzumachen hat, werden wesentlich davon abhängen, ob der Heizer den Rost stets gehörig lüftet.

Einen grossen Einfluss auf die Zugwirkung hat auch die Höhe der Brennmaterialschichte.

Bei der Unbestimmtheit und Veränderlichkeit der Widerstände, welche die Luft in ihrem Durchzuge durch die Schichte zu überwinden hat, haben unsere bezüglichen Entwicklungen insoferne einen akademischen Werth, als durch sie einigermassen gezeigt werden soll, wie sich die Widerstände zu denken seien, die der Luftstrom zu überwunden hat. Das gesammte Widerstandsresultat muss sich in jedem Falle dem Erfahrungs-Ergebnisse anschliessen.

Die Zwischenräume des geschlägelten Schotters betragen bekanntlich O'öund die des groben Sandes 0'38 Volumentlieile der ganzen Schichtung Diese Verhältnisse wenden wir auf die Kohlenschichtung an, die aus grösseren Stücken, aus einem Gemische solcher mit Gries oder auch gänzlich aus Kohlengries bestehen kann.

Die verschiedenen Hohlgänge der Schichte, welche alle möglichen Richtungen und Richtungsveränderungen annehmen, denken wir uns gleichmässig durch gerade Canäle ersetzt, welche die Lagerung von unten nach oben, von rechts nach links und von vorne nach rückwärts gleichmässig durchziehen, so dass die Gesammtsumme der Querschnitte dieser Canäle dem Hohlraume gleichkommen, welche mit 05 bis 038 des Volumens bemessen worden ist. Ein horizontaler Querschnitt wird

hiernach an Oeffnungen — ab zeigen, wenn a die Breite und b die

Tiefe der Lagerung bezeichnet; und der betreffende Hohlraum wird

gleich i ab X h sein, wobei h = schnitt wird in gleicher Weise a h X b und der gegen diesen senkrecht gestellte — b h X a als Hohlräume ergeben. Wenn man,

ungünstig zu rechnen, für eine Ueberkreuzung von Hohlgängen nichts

abrechnet, so hat man die Gleichung

111    3

— a b h -|— a h b -j— b h a, woraus — = 0*5, also n= 6 folgt.

3

Setzt man — = 0-38, so ergiebt sich n = 8. Die Erfahrung lehrt,

dass die Querschnitte von Rauchfängen für Dampfkessel, deren Hohlzüge, Abzugscanäle und Schlote allerdings geräumiger sind als in unserem Falle und daher verhältnissmässig weniger Widerstände verursachen, noch genügen, wenn sie bei Steinkohlenfeuerung mit 7$ der Rostfläche angetragen werden. Daraus wollen wir schliessen, dass die Luftdurchgänge durch die Brennschichte keinesfalls zu klein angenommen werden, wenn für dieselben die kleinere der obigen Ziffer, nämlich n = 8 beibehalten wird.

Der Durchgangsquerschnitt wäre dann g(H39 qm. = 0 0113 qm.

die Schichthöhe ist. Ein Vertical-

uin

0'5 x a b h =

Wenn wir uns die Luft im Momente ihrer Ankunft an der unteren Schichte mit 200° denken und aus Tabelle IIJZ> die Volumenzahl entnehmen, so erhalten wir mit Rücksicht auf 26)

= 6 332 m. Geschwindigkeit.

36) . . v₃ = Somit wird

0-04124.1-733

0-Ö113

37) . . p₃= 0-051.6-332² = 2-0448 als Luftsäule von 200° oder auf 0" reducirt; ps = 0-577.2-0448 = 1-1798.

Im Durchzuge durch die Schicht vermehrt sich das Luftvolumen durch die Entwicklung der Verbrennungsgase und insbesondere durch die hochgradige Erhitzung. Das Gasgemisch beträgt nämlich laut Tabelle V per 1 kgr. Kohle 16-820 cbm. mit 0° gedacht, daher für die Initial-Temperatur von 1416°, wovon in Wirklichkeit aber höchstens 1200°

zu

erreichen sind. Somit 16-820 (1 -j- 0-003665.1200)

90*794 cbm. X 9 kgr.

= 90-794 cbm. und für stündlich 9 kgr. daher -

3600 Sec.

= 0-227 cbm. per Secunde.

Die Austrittsgeschwindigkeit der Gase aus der Schicht ist hiernach 0-227

— 20-08 m. und p₄ = 20⁻08 als Luftsäule von 1200°, die daher auf 0° reducirt übergeht in

v₄ =

0-0113 qm.

38) . . p₄ =

26-98

= 3 720

1+0-003665.1200 Die mittlere Geschwindigkeitshöhe der Schichte ist daher:.

39) . . g (P3 "b P-0 — 2-45

Wenn man sich die Schichtoberfläche mit einem rechtwinkeligen Netze überzogen denkt, dessen Felder einmal Kohlenstücke von 4 cm. und dann solche von etwa 1 cm. Durchmesser vorstellen, und nimmt die Zwischenräume so breit, dass sie Vo der Fläche einnehmen, so gelangt man ungefähr zu 3 mm. mittlerer Weite dieser Spalten. Dies giebt mit Rücksicht auf die Rostfläche eine Gesammtlänge der Zwischen-0*0113 qm.

U-O03

= 3*76 m. Ausdehnung, und 2.3-76 = 7"5 m.

räume von

Umfang. Die Höhe ist gleich der der Kohlenschichte, die wir mit 0-1 m. annehmen wollen. Wegen Krümmungen nehmen wir hiefür

0-1 + 2 0‘1 = 0"133 m.

Den Reibungs-Coëfficienten nehmen wir nach Tabelle III b, Columne 5, mit K = 0 082 an. Somit haben wir als Reibungswiderstand

0-082.7-5.0-133 4.0-0113

Die gedachten Zwischenräume werden Verengungen, Erweiterungen, Biegungen etc. bilden, die sich stets ändern, und können kaum im Wege der Schätzung einigermassen bewerthet werden. Nimmt man die verschiedenen Daten der Tabelle lila zu Hilfe, so könnte man allenfalls hiefür C = 1 annehmen. Der Druckhöhenverlust wäre dann

1X2-45 = 2-45

Hiernach berechnet sich der Höhenverlust durch die Schichte mit 41) . . 4-435+ 2-45 = 6-885 m.

Wir geben in Tabelle IIId die von Professor H. v. Fischer veröffentlichten Daten über die Druckhöhenverluste, und finden für Steinkohlen eine Verlustsäule von

42) . . 2-32 bis 618 m.

Diese Ziffer nehmen wir als massgeb end an und betrachten die oben ad 42) gefundene wesentlich als das Resultat eines Calculs, dessen Zweck es war, von den Entstehungsursachen der Verluste einen Begriff zu geben.

§ 12. Fortsetzung. Vergrössert man die ■ Rostfläche um das xfache, so wird die Geschwindigkeit der durchziehenden Luft nur

der früheren. Hiernach

wäre der Widerstand durch die Schichte im quadratischen Verhältnisse

40) . .

• 2-45 = 1-81.2-45 =4-435

^ und die Geschwindigkeitshöhe

nur

x²

der vergrösserten Fläche verringert. Allein die geringere Höhe der Schichte verkleinert auch die Durchzugswege, daher die Abnahme des Widerstandes in noch grösserem Verhältnisse erfolgen wird. Geht man die Rechnung mit Rücksicht auf die xfache Rostvergrösserung noch einmal durch, so erhält man ad 36) bis 40) der Reihe nach folgende

Resultate: 0'051

6-332²    20448

—t—■ oder auf 0° reducirt x²

1-1798    _ 0-2603    20-08    3-720

Ps— X2 ’v4— 0-0113 x ,    , v 1 /1-1798 , 3-7204    2-45

(p₃ + PJ) = 2l^+-^)= x

0-133

x'²

X²

tH \C<\

d. i.

0-082.7-5 x

2-450    4-435 und 1 X

2-45    2-45

4.0-0113 x

x²

X³

X²

X²

4-435 , 2-45

Endlich als summarischen Widerstand der Schichte :

Nimmt man eine blos 8 cm. hohe Schichte, so muss die Rostfläche gegen früher im Verhältnisse von 8:10 = 4:5 vergrössert

werden. Es ist daher x =

x³

x²

5

-r zu setzen und man erhält dann 4

= 3-52 m.

4 435 . 2 45

tfH Oi

Verringert man diese Zahl in demselben Verhältnisse, als das von Professor H. Fischer angegebene Maximum [ad 42) 6"18 m.] von dem ad 41) gefundenen Resultate abweicht, so erhält man 3*16 m. Verlust, dem ad 42) angegebenen Minimum sich annähernd.

§ 13. Widerstände im Heizapparate. Zur Berechnung der Widerstände, welche die Luft in einem Heizapparate und im Schornsteine zu überwinden hat, wählen wir einen Luftheizapparat der Wiener Firma W. Brückner, welcher in der nebenstehenden Skizze, Fig. 15, dargestellt ist.

Die Wirkung des Apparates ist eine einfache. Die Luft tritt unter den Rost, steigt in die ausgemauerte Zone A und im Raume B der Glocke auf und wird durch die Wölbung im Bogen nach dem rückwärts der senkrechten Abmauerung befindlichen engeren Raume c abgelenkt. Am unteren Ende treten die Gase in das Rauchrohr D ein, welches den Abzug in den Kamin E vermittelt.

Die Glocke und eventuell auch das Rauchrohr geben die Wärme an die Heizkammer ab und bilden daher die Heizflächen.

Der Querschnitt des Apparates ist ein Kreis.

Wir nehmen an, dass die Verbrennungsgase im unteren Tlieile A des Apparates circa 600° Mitteltemperatur, und bei ihrem Eintritte in den Schornstein noch 200° haben. Darnach ergiebt sich eine annähernde Temperaturvertheilung im Apparate nach den in die Figur eingeschriebenen Mittelzahlen von 450°, 275° und 225°. Der Kost ist 0 35 m. lang, 0¹42 m. breit und hat daher an Quadratmass

43) . . 0-42.0¹35 = 0-147 qm. = 14-7 qdcm.

Für jeden Quadratdecimeter Rost wie früher 1 kgr. Kohle gerechnet, giebt zusammen 14-7 oder rund 15 kgr. Kohle per Stunde.

0-104 cbm.

S₈ = 0-063 qm. v₈ = 1-651 m. p₈ = 0140 m.

0-106 cbm.

S, = 0-063 qm. v, = 1-682 m. p, = ü'144 m.

0122 cbm. S₆ = 0-063 qm., ve = l⁻937 m., p₆ = 0'191 m.

0-128 cbm., S₅ = 0 063 qm., v₅ = 0 032 m., pö = 0’210 <p g

Fig. 15.

0-082 m.

JT~........

O'lä"¹

<-0'28->

130°

ii u

ar s

32'3m

JL_

200‘

.0-78ni

225

-0¹28->

4’7in

0-141 cbm.

S₄ = 0 066 qm, v₄ = 2-137 m. p₄ = 0-233 m. U₄ = 1-357 m.

0'65m

C-1S:

27.7

800" 1

o-brn

096-

----->

-²-

0'85m

0-08 :

■4 V 3m

0¹v7» com. «-S, = 0-081 qm. Uj = 1-16 m. v₄ = 0 889 m. Pj = 0 040 m.

<?—0’42m-

+12°

< k;->

0'35m

0-186 cbm., S₃ = 0¹352 qm., U₃ = 2¹297 m., v₃

0-276 cbm., S₂ = 0¹218 qm., U₂ = 1¹778 m., v₂

-0’96™-

Mithin nach Tabelle V, Abschnitt II, 15 kgr. k 16¹496 cbm, =247 44 cbm. Erforderniss an atmosphärischer Luft von 0°, d. i. per Secuude

— 0"069 cbm.

44)

247-44 3600

Nach derselben Tabelle beträgt das erzeugte Gasgemisch, und zwar gleichfalls mit dem Volumen von 0⁽⁾ gedacht

15 kgr. X 16-820= 252 3 cbm. per Stunde, also

45) .

der übrigen Tlieile entsprechenden Volumen wurden in die Figur eingeschrieben.

Für irgend einen Raum, z. B. für B, findet man:

v²

0-528 m. = v₃ und p₃ =    = 0‘051.0’528 ² = 0’014

0186 cbm.

0352 qm.

Sämmtliche Druckhöhen, sowie die Geschwindigkeiten und Querschnitte, wurden gleichfalls in die Figur eingetragen. Auf Grund dieser Daten kann zur Ermittlung der Widerstandshöhen geschritten werden.

Wir gebrauchen hierbei die aus Tabelle III b zu entnehmenden Reibungs-Coëfficienten und setzen unter Berücksichtigung der Geschwindigkeiten für den Aschenfall K = 0034, für den theils mit glatten, theils mit rauhen Flächen versehenen-Apparat K = 0'06, für die Rauchrohre K = 0 05 und für den Rauchschlot K = 0'084.

46) . .

0-040 = 0-117 .0-040 = 0-0047

Im Aschenhalse ist die Reibung: 0-034:1-16.096

4.0-081

Die Geschwindigkeitshöhe im Aschenfalle ist p₍ = 0"040 und die des Luftdurchzuges durch den Rost ist zufolge 28) vergleiche

p -ÿ (0-0383 -j- 0"0448) ==• 0*0415. Für die rechtwinkelige Brechung des

Luftstromes zum Roste hat man

47) . . sin²90.0-0415 ■= 0"0415

Zufolge 46) und 47) erhält man als Widerstand unterhalb des Rostes 48) . . 0-0047 -f 0-0415 = 0-0462 m. Luftsäule.

Der Reibungsverlust in der ausgemauerten Zone A ist: 0-06.1-778.0-5 4.0-218

und darüber im Raume B

0-06.2-297.0-65

49) . .

0-082 = 0-0612.0-082 = 0-0050

50) . .

4.0-352

0-014 = 0-0636.0-014 = 0-0009

Für die bogenförmige Abschwenkung von B nach C um 180° ist — 9.Q¹⁴ H~ ⁰    ₌ 0-1235 zu nehmen, und beträgt der Verlust

0-1235 =0-1235

180°

• * 180°

Im rückwärtigen Theile C ist die Reibung 0-06.1-357.1-23

0-233 == 0-3793.0-233 = 0-0884

52) . .

Für die Brechung des Stromes gegen die Rauchrohrmündung D wird Pi+PL ₌    0-2215 und

4.0-066

53) . . sin²90.0'221 = 02215 die Contraction in dieser Mündung* D ist 54) . . 0-210.0-451 = 0-0947

Reibung :

Im Knierohr, dessen Länge 0⁻85 + 1-7 + 0⁻78 = 3-33, ist die

55) . .

005.3-33

0-28

0-210 = 0-666.0-210 = 0T398; zwei Brechungen:

56) . . 2. sin² 90.0-210 = 0-420 Eine solche gegen den Schlot:

57) . . sin² 90

0-2005

0-210-f-0-191 ,

§ 14. Widerstände im Rauchfange. Für die Reibung im Schlote ist zu nehmen — (p₆ + P7) = ^ (0*191+ 0-144) = 0-1675 Mithin :

58) . .

0 084.32-3

0-25

0-1675= 10-853.0-1675 = 1-8177

Die Reibung im Aufsatze ist

59) . .

0-12.0-142 = 0-0170

0-05.0-6 . 0-144 +0-140

0-28

Für die Beugung des Rauchabzuges durch die Kopfplatte nehmen wir

60) . . sin²90.0-140 = 0-140

§ 15. Widerstände der Luftzufuhr zum Apparate. Damit die Luft eine Be-wegung zum Aschenfalle annehme, ist eine gewisse Geschwindigkeit erforderlich, die aber in Folge der Grösse des Stromes verschwindend klein ist, daher die betreffenden Reibungsverluste nicht in Anbetracht kommen. Dagegen wollen wir annehmen, es ströme die Aussenluft durch eine zu diesem Zwecke vorhandene Oeffnung mit etwa 0‘5 m. Geschwindigkeit in den Raum, und es sei dabei eine Contraction und eine rechtwinkelige Brechung in Rechnung zu nehmen. Die Geschwindigkeitshöhe beträgt 0⁻051.0"5² = 0-0128 und der Höhenverlust wird

61) . . (0-451 + 1)0-0128 = 0-0186 § 16. Zusammenstellung der Widerstände. Die berechneten Verluste beziehen sich zum grösseren Theile auf Luft von hoher Temperatur und müssen daher auf 0° reducirt werden. Die Temperaturen sind aus der Figur abzulesen und die betreffenden Reductionszahlen,

d. i. die Grössen

-=—r—— aus Tabelle III c zu entnehmen. Wir erhalten 1 + at

sonach unter Beziehung auf die Nummern der betreffenden Relationen:

0-2005. 0-562 = 0-1127

n 57)

ad 49) Temperatur » 50)

800° .

450°

0-0050. 0-254 = 0-0013 0-0009.0-378 = 0-0003

Ol Ol

450 4- 275

275°

0-1235. 0-430 = 0-0531 0-0884. 0-498 = 0 0440

lQ in i-O iO

275 + 225

225°

0-2215.0-522 = 0-1150 0-0947.

0-1398. 0-548 = 0-3587 0-4200.

62) . . Zusammen für die Widerstände im Apparate Ferner:

0-6857

ad 58) Temperatur

„ 59)

200 + 140

140 +130

1-8177. 0-616 = 1-1197 0-0170. 0-669 = 0-0114

„ 60)

. . 0-1400. 0-677 = 0-0948

130° . .

1-2259

63)    . . Zusammen für die Widerstände im Schornstein . .

Man findet aus Tabelle IVc, dass 1 cbdcm. des Gasgemisches, welches aus der Verbrennung von Kohle entsteht, auf 0° reducirt, 22-288

lgg9Q- ~0-001332 kgr. wiegt. Das Specifische der Luft ist aber zufolge

Tabelle I 0"001294. Somit erhält man aus 0-001294 x = 0*001332

64)    . . x =0029, daher 1 m. Säule des Gasgemisches gleich 1-029 m. Luftsäule derselben Temperatur zu setzen ist. Sämmtliche Zahlen der Gruppen 62) und 63) sind daher mit 1-029 zu multipliciren. Die ad 42) angegebene Grösse ist schon als Luftsäule entstanden, und bleibt daher ebenso wie die Höhenverluste des Durchzuges der Luft durch den Rost und der Luftzuleitung zum Roste umgeändert. Werden die besagten Multiplicationen verrichtet, so lässt sich aus oben ermittelten Ziffern die nachfolgende Uebersicht zusammen stellen.

Die Zahlen der vorstehenden Resultate sind belehrend. Sie zeigen, dass die Widerstände der Luftzuleitung zum Apparate unter den angenommenen Verhältnissen, sowie die Widerstände des Rostes verschwindend klein sind. Weitaus das grösste Hemmniss des Luftzuges bildet die Kohlenschichte, indem derselben 52"9 bis 74"9°/₀ zukommen.

Der Schlot betheiligt sich an dem Ganzen nur mit 15'3 bis 28‘8°/₀. Daraus ist aber zu entnehmen, wie unrichtig es ist, wenn man bei Querschnittsberechnungen des Schlotes blos den Widerstand welchen dieser hervorbringt, als massgebendes Moment behandelt.

Verluste

Höhenverluste

Anmerkung

in

Percenten

zusammen^

einzeln

«    n 35)

„    „ 42) u. schwankt

innerhalb der Grenzen von 2"32 u. 6 18 m. „    4, ist entnommen aus Gl. 62) und Multipli-

Post 1 ist entnommen aus Gl. 46) 47). » 2 „ n 3    „

cation mit 1-029.

r 5, ist ' entnommen aus Gl. 63) und Multiplication mit 1029.

Sämmtliche Zahlen sind als Luftsäulen von 0° in Meter zu verstehen.

Das Percentverliältniss modificirt sich, wenn zu Post 3 die untere Grenze von 2 32 angenommen wird, nach den eingeklammerten Zahlen.

08

0-0648

0 0047 00415 0 0186

(1-5)

04

0-0326

(0-7)

74 9

(52-9)

86

(16-1)

15-3

(28-8)

100°/o

6-1800

(2-3200)

0-7056

1-2614

8-2444

(4-3844)

0 0013 00003 0-0546 0-0453 01190 0 3691 01160

1-1522

00117

0-0948

Object

Luftzufuhr zum Aschenfalle

Luftdurchzug durch den Eost . . .

Durchzug der Feuergase durch die Kohlenschichte

Durchzug der Feuergase durch den Apparat und das Kauchrohr ....

Abzug der Gase durch den Schornstein

Zusammen . .

Post-

Nr.

Den kleinsten Durchzugsquerschnitt der gesannnten Leitung weist die Kohlenschichte auf, welchem nach 38) eine Gesclrwindigkeitshöhe von 3*720 entspricht. Dieselbe bildet die theoretisch erforderliche Geschwindigkeitshöhe. Das gesammte Erforderniss stellt sich demnach mit Rücksicht auf die Tabelle mit

65) . . 4*3844 + 3*72 = 8*1044 bis 8*2444+ 3*72= 11*9644 heraus, und ist als Luftsäule von 0° zu verstehen.

§ 17. Bestimmung der disponiblen Drucksäule. Zur Bestimmung der beiden Säulen, welche die Action bewerkstelligen, suchen wir den tiefsten Punkt, nämlich die durch das Rohr D gezogene Horizontale auf, und rechnen von dieser nach links die Warmsäule und gegen die Kaltsäule. Dabei setzen wir die in den Aschenhals einströmende Luft

+15° an, entnehmen der Fig. 15 die übrigen Temperaturen und Höhenmasse, und berücksichtigen das ad 64) ermittelte Gewichts-verliältniss. Man erhält sonach 0*08

zu

66) .

-a+[

0*5

0*65

1*23

1 —J— 800. a * 1 -j- 450. a 1 + 2 i 5 . a

1*7

32*3

0*6

1 + 225 . a

1 + 1(200 + 140) a

A

1 + 4 (140 + 130) a

1*029

Aus Tabelle IIIc kann man die sämmtlichen Brüche

1 + a t

entnehmen, und erhält 0.08.0*9479 + [0*5.0*2543 + 0*65.0*3775 — 1*23.0*498 + 1*7.0*5481 + 32*3.0*6161 + 0*6.0*669] 1*029 = 0*0758 + [0*1271 + 0*2454 — 0*6125 + 0*9318 + 19*9000 + 0*4014] 1*029 67) . . = 21*6778

Die Kaltsäule setzt sich zusammen aus dem wärmerenT heile im Kellerraum bis zur Höhe der Einströmöffnung, von etwa 5 m. mit der Mittel-

der Ergänzung der Luftsäule von der

temperatur vor + 15°, dann aus äusserenTemperatur, die wir mit — 15° annehmen wollen. Die gleiche Höhe der Kalt- und Warmsäule ist, wie Figur zeigt, 0*6 + 32*3 + 1 7 = 34 6 m.,

. noch 31*6 m. verbleiben. Aehnlich

Avovon nacb Abzug der genannten 3 m Avie oben erhält man daher

31*6

= 3.0*9479

1 + 15 a ' 1 — 15 a 68) . . 31*6.1*0582 = 36*2828. Die Differenz gegen 67) giebt 69) . . 14*605 m. als zu Gebote stehende Ueb erdrucksäule, welche wegen des ad 65) mit 8*10 bis 11*96 m. ausgewiesenem Erfordernisses noch ein Uebermass ergiebt. Es wäre daher zulässig, den Queischnitt des Schornsteines zu reduciren.

§ 18. Verhältnis der erforderlichen Schornsteinqnerschnitte.

den Schlotquerschnitt gleich S, so erhält man mit Rücksicht

Setzt

auf die in Fig. 15 eingeschriebenen Daten

man

Paul, Heiz- und Lüftungstechnik.

0*051 inß2 P7= “S2“⁰'¹⁰⁶ P8 =

0-051

1 0-122²

7m    0-051

70) . . pG = -gy-

Die ad 58) bis 60) ausgemittelten Coëfficienten gehen über in 0-084.32-3    2-7132 0-05.06

0*122²

2g S*

S²

0-104²

⁷¹).—

0-03

—î-und sin² 90° = 1, wenn

d

d ’

man die Seitenlangen des quadratischen Schornsteines mit d bezeichnet, und den Aufsatz der Einfachheit halber auch als quadratisch in Rechnung setzt. Man erhält analog zu

58), 59), 60)

72).. r^¹³²¹

(P7 + Ps) 2" — d

4- o-ooo33

•^(Pe + P-) d

1    0-03 0-106² + 0-104²

2-7132 0T22² + 0T06²    0 03

0-051

0-051

+ 0T04²]

0-001807    0-000017 , 0-000552

' dft +

d⁴

= 0-03543

d⁵

+ 0-01082

als Widerstände, die aber wie ad 63) auf 0° zu reduciren sind. Es ergiebt sich dann:

d⁵

di

0-001807.0-616 , 0-000017.0-669 , 0-000552.0-677

d⁵

d⁵

d⁴

0 001113 . 0-000011

0-000374

d⁵

d⁵

d⁴

0*001124 , 0-000374

73) . .

Die Umwandlung auf das specifische Gewicht der Luft giebt zufolge 64) das l-029fache, d. i.

74) . .

d⁵

d⁴

0 00116 , 0-00039 + d⁴

Zufolge Tabelle Post 1, 2 und 4 kommen hierzu noch 75) . . 0-0648-f-0-0326-f-0*7056 =0*8030, ferner der Widerstand der Kohlenschichte mit 2*32 bis 6T8„und das ad 65) berechnete theoretische Erforderniss von 3"72. Man erhält daher zusammen 0-00116    0 00039

d5 + d⁴

d⁵

0-00116 , 0-00039 . —45- H----

6-843, eventuell

als Erforderniss, welches dem ad 69) mit 14*605 gefundenen Ueber-drucke gleich zu setzen ist. Dies giebt nach einer kleinen Transformation 77) . . 7*762 d⁵ — 0*00039 d — 0*00116 = 0, eventuell 3-902 d⁵ —0*00039 d

— 0-00116=0

76) . .

Nach vorläufiger Weglassung des zweiten Gliedes erhält man annähernd

5    5

äy

0-00116

lung giebt:

7*762

, eventuell d =

0-00116

3-902

log 0-00116 = 2-064 4580 — 5 log 7-762    = 0-889 9736

= 1*174 4844 — 5

Diff.

V₅ hievon

Die logarithmische Behand-

= 0-234 8968 — l=log 0-17

Wird der Werth von d = 017 m die frühere Gleichung-, und zwar in das zweite Glied substituirt, so giebt dasselbe 0-00039 d = 0⁻00007 und man erhält als zweiten Näherungswerth

78t d - 1/ °'00109 78). . d J/

0*17 = 17 cm., also denselben Werth wie früher.

Die gleiche Methode führt bezüglich der zweiten Alternativgleichung zu

79) . . d = 0-20 = 20 cm. Die Querschnitte werden daher:

80) . . S = d² = 0-17² = 0-029 qm., eventuell S = 0‘2² = 0"04 qm.

Im Vergleiche zur totalen Rostfläche, welche ad 43) mit 0"147 qm. bemessen ist, resultirt daher der Schornsteinquerschnitt von

¹ H *•    °'⁰⁴

— alternativ von ^ .. ._

0-14<

der Rostfläche. Nachdem bei guter Lüftung der Gluthschichte jedenfalls auch die ad 42) angegebene kleinere Widerstandsgrösse von 2 32 erreichen kann, so wird man bei guter Bedienung auch mit dem abberechneten kleineren Querschnitte von l/₅ auslangen können.

Setzt man ein stündliches Verbrennungsquantum von nur 0"6 kgr. per 1 qdcm. Rostfläche anstatt 1 kgr. voraus, so vergrössert sich letztere im Verhältnisse von 6 : 10, und es verwandelt sich das ad 81) gefundene Verliältniss in

82) . . ^»20 = i bis

dass die Kohlenschichte nun eine geringere Höhe erhält, und zufolge der Nachweisung § 13 die Widerstände der auf eine grössere Fläche ausgebreiteten Kohlenschichte bedeutend abnehmen, daher der Schorn-steinquerscbnitt sogar noch eine Réduction zuliesse.

Wir haben zufolge § 22 des Abschnittes II noch zu untersuchen, ob der Durchzugsquerschnitt der Kohlenschichte, welcher für die theoretische Geschwindigkeitshöhe als massgebend angenommen wurde, auch factisch derjenige ist, für welchen im gesammten Systeme

das Maximum sei.

81)..

0-029

0-147

= 0-20 =

= 0-27, d.i. >4 ’    4

G    1

^0⁻27 =- -, wobei noch zu berücksichtigen ist,

S²

Man hat mit Rücksicht auf 36) und 38) für denselben A 14-0-003665.1200°

0-0113²

Der ungünstige Querschnitt im übrigen Theile des Systèmes, der hiermit in Vergleich käme, ist der des Schornsteines, für welchen bezüglich der wärmsten Stelle zufolge 80)

A _ 14-200.0-003665₁. A _ 1 + 200.0-003665 S2_~    0-0292 blsS²~ 0-04²

S²

wird.

¹

   = 0-0701 cbm. per Secuude.

²

3600

Dieses Gasgemisch nimmt im Raume A der Glocke das Volumen 0-0701 (1 -j- 600.0-003665) = 0-2242 cbm. an. Die den Temperaturen

Die Vergleichung zeigt, dass der Kohlenschichte, wie voraus-gesetzt, der grössere Werth für also max

zukommt.

Es ist noch zu erwähnen, dass wir das Rauchrohr D, sowie das

Aufsatzrohr auf den Schornstein mit einem Querschnitte gleich dem des Schornsteines angenommen haben. Wäre das Rauchrohr oder der

Aufsatz sehr enge, so könnte je nach Umständen max G

A

auch in diesen

Querschnitten auftreten.

Jedenfalls aber ist es rationell, denselben nahe oder eben so gross zu machen, als der Querschnitt des Schornsteines, vorausgesetzt, dass dieser letztere nicht etwa aus anderen Rücksichten eine über das directe Erforderniss hinausgehende Grösse zu erhalten hat. In unserem Falle wurde das Rauchrohr in einer etwas grösseren Dimension als die des Schornsteinquerschnittes beibehalten.

§ 19. Durchführung der Rechnung mit direcfer Anwendung der Hauptformel. Wir haben die Berechnung des Schornsteinzuges absichtlich so durchgeführt, dass für jeden Theil der Leitung sich die Widerstandsgrösse einzeln herausstellte, um einen Einblick in die Antheile zu gewinnen, welche die verschiedenen Stellen der Leitung an den Bewegungshindernissen nehmen. Diese Art der Rechnung ist zwar sehr instructiv, dafür aber etwas umständlicher. Einfacher gelangt man durch directe Anwendung der Hauptformel, Formeltabelle II, Post 6, zum Ziele. Hierbei ist nur vorauszuschicken, dass ein Widerstandsausdruck

der Form C

, wie solcher in unserem durchgeführten Calcule

C C

wiederholt vorkam, sich darstellen lässt durch    pn + — pn +,

p,, + pn+1

In den Fällen, wo eine mittlere Geschwindigkeitshöhe

anzuwenden wäre, wird man daher den Coëfficienten C halbiren und diese Hälfte der einen wie der anderen Geschwindigkeitshöhe beigeben.

Man erhält aus 49) bis 57) C₂ = 0 0612, C₃ = 0-0636 + 0-5 = 0-5636, C₄ = 0-5 + 0-3793 + 0-5 = 1-3793, C₅ = 0-5 + 0-451 + 0666 + 2 + 0-5 = 4-117, C₆ = 0-5.

Die zugehörigen Temperaturen und Querschnitte sind aus Fig. 15 die Werthe A aus Tabelle III b zu entnehmen. Man erhält daher für den Durchzug durch den Apparat

VCA_

' " S² 0-218²

00612.3-932 , 05636.2649 , 1-3793.2-008

41170.1-825 , 0-5.1-733

0-031²

0 063²

= 5-06 + 1-27 + 635-82

+ 7818-44 + 218-32 = 8678-91

10-853    10853

= 5-426, C₇ —. g '

. 0012 ' 2

Ebenso erhält man ad 58) und 59) C₀ —

00 2

= 5-486 und Ca = -+ + 1 = L06

Somit

84) . . X

CA 5-426.1-733 , 5486.1*513 , 1-06.1-477

0-063²

0-063²

= 4854-90

S² 0-0632 Aus 83), 84) erhält man zusammen

S ^ = 8678-91 + 4850-90 = 13529-81

Diese Ziffer vergrössert sich zufolge 64) auf 85) . . 3529-81.1029= 13922-17

An fix berechneten Widerständen hat man ad 46), 47) für die

Luftzuleitung zusammen..........

ad 42) als Widerstand der Schichte.....

Hierzu auch die theoretische Druckhöhe gerechnet

zufolge 39) mit............•_

giebt als Erforderniss...........

Die Ueberdrucksäule beträgt zufolge 69) 14-605 m.

Wir haben demnach in Formel Post 6, Tabelle III, folgende Substitutionen zu machen:

h(a; —a;) = 14-605-g =

CA

max ——, als theoretische Druckhöhe wurde die Grösse h einbezogen,

und zwar h = 6-1374 bis 9-9974.

Somit wird

1 +"2.9-81 (14-605 — 6-1374)

M° \    13922-17

_ 1^2.9-81 (14-605 - 9-9974) = m Secunde.

*— r    13922-17    ¹

Es kann daher der Schornstein etwas mehr als erforderlich, nämlich mindestens 0’08 cbm. per Secunde abführen, wogegen zu-0-07 cbm. erfordert werden, womit sich das im Anhänge zu 69) gefundene Ergebniss in Uebereinstimmung befindet.

Das Uebermass der Zugkraft ist selbstverständlich je nach der äusseren Temperatur und dem Verbrennungszustande der Kohlenschichte veränderlich.

00974

2-32 bis 6 1800

3-72

6-1374 bis 9-9974

9-81 1^ = 13922-178

S²

= 0-106 bis

folge 45)

nur

Die beständige Regulirung des Zuges erfolgt mittelst der Asclien-fallthüre und auch mittelst Schornsteinklappen oder den Schiebern.

§ 20. Einfluss der Rauchfangliölie auf den Zugeffect. Die Höhe des Schornsteines, Fig. 15, vom Roste an gerechnet, beträgt 34’52 m.,

die mittlere Temperatur der Gase in demselben-^ (200 + 140) = 170°,

u

und deren Differenz gegen die Temperatur des Freien 170+ 15= 185°. Die Temperatur-Abnahme im Schlote ist gleich 200 — 140 = 60°. Bezeichnet man die Abkühlung per 1 m. Höhe und 1° Temperatur Differenz gegen aussen mit k, so hat man 185.34-3 . k = 60, woraus k = 0'0095° erhalten wird. Giebt man nun dem Rauchfang die doppelte Höhe, nämlich 69.04 m., so beträgt die Entfernung von der Einmündung des Rauchrohres bis zum Kopfe 66'82 m.

Setzt man versuchsweise eine Abkühlung auf 96° voraus, so

erhält man ^-(200-]-96) = 148° als Temperatur-Mittel, 148 —15 = 163^

Li

als Temperatur-Differenz, und 163-67.0-0095=104° als Abkühlung. Die Temperatur am Kopfe beträgt dann 200 — 104=96°, übereinstimmend mit der Voraussetzung.

Die Temperatur am Ende des Aufsatzes nehmen wir zu 86° an. Man erhält dann in der Reihenfolge der früheren Rechnung: M₀ = 0-0701 cbm. von 0° sind auf 96° und 86° zu bringen und dehnen sich dadurch auf

0-0701.1-3588 = 0-095 cbm. und 0 0701.1-3152 = 0 092 cbm.

aus.

Wie ad 70) wird erhalten: p,₅ =

^0-122’, p,

-+ 0-0952,

_ 0-051 PS — S2

0 092¹ 2. Ferner wie ad 71):

0-084.66-82    5-6129 0-05.0-6    0-03 . 0 nA ,

= —:— sm³ 90 = 1 d

Mit Hilfe dieser Grössen erhält man wie ad 72): 5-6129 0-122²-f 0-095³ , 0+3 Q-Q95²-f Q-Q92³

0-051

0-003421 , 0-000014 . 0 000032

b 0-0922] d_

d⁵

d⁵

d⁴

0-002228 , 0-000328

d⁵

d⁴

und im Weiteren, mit Rücksicht auf die Temperaturmittel von

91° und 86° die Réduction- wie

d⁵

d⁵

d⁴

Die Modification wie ad 74) ergiebt

0-002293 , 0-000338

d³

d⁴

Analog zu 76) erhält man:

0-002293 , 0-000338

0-002293    0*000338

f 10-703

In der Summe ad 66) ändern sieb in Folge der Schlothöhe und der grösseren Abkühlung blos die zwei letzten Posten, welche in

0"4499 übergehen,

d³

d⁴

-j- 6'843, eventuell

d³

d⁴

66-82

1 + ^(200 + 96)

= 43-3127 und

0-6

1+2 +86)

wodurch die ad 67) bestimmte Warmsäule sich auf 45"4242 m. erhöht.

Bezüglich der Kaltsäule, die sich laut Fig. 15 und der angenommenen Schornsteinhöhe aus 0⁻6 + 66"82 + 1"7 = 69-12 = 3 + 66-12 zusammensetzt, hat man ähnlich wie 68):

66-12 1 —15 a

Der Ueberdruck analog zu 69) stellt sich daher mit 72-8119 — 45-4242=27*3877 m. heraus, und man gelangt wie ad 77) zu den Alternativ-Gleichungen: 20*5447 d⁵ — 0-000338 d — 0-002293 = 0 und 16-6847 d⁵ —0 000338 d — 0 002293 = 0, woraus wie ad 78) erhalten

1 + 15 a

= 3.09479 + 66-12. P0582 = 72-8119

0002293

0-002293

0-163, eventuell d =

= 0-170

wird: d =

Die Schornsteinquerschnitte sind daher: S = 0 163² = 0-0266 qm. bis 0‘17² = 0 0289 qm., und ihr Verhältniss zur Rostfläche, wie ad 81) zu berechnen, bewegt sich von 0-0266 ' 0-Ï47

Wir haben dem Schornstein die doppelte Höhe gegeben. Würde die Zugkraft im Verhältnisse der Quadratwurzeln

20-5447

166847

84 a) .

= 0-18 =

0-0289

0-147

-i = 02 =

rH |lO

aus

den Höhen

Querschnitt sich auf das ⁼ 0"7fache

wachsen, so müsste der neue

verkleinert haben. Mit Rücksicht auf 80) hätte man daher 0"7.0 029 = 0-0203 bis 0 7.0-4 = 0-028 qm. erhalten müssen, wogegen sich 0-0266 bis 0-0289 qm. als erforderlich ergaben.

Daraus ist zu entnehmen, dass Formeln, in welchen \/ H als Factor functionirt, auf die Berechnung von Schornsteinen nicht anwendbar sind.

Es wächst somit die Zugkraft in einem kleineren Verhältnisse, was sich schon daraus erklärt, dass viele Widerstände unabhängig von der Schornsteinhöhe sind, und dass die Abkühlung des Schorn-

steines bei grosser Höhe die Zugkraft schwächt. Dieselbe wird demnach von einer gewissen Höhe an nicht mehr erheblich zunehmen.

Das zu erlangende Maximum an Zugkraft dürfte 27 bis 30 m. Luftsäule von 0° betragen.

Ueber Rauchfänge von Stubenöfen.

§ 21. Praktische Regeln für die Weite gewöhnlicher Rauchfänge. Für kleinere Feuerungen werden folgende Regeln zur Bestimmung der Rauchfangquerschnitte dienen:

Für einen Zimmerofen genügen 70 qcm, für zwei bis drei Zimmeröfen ergeben sich daher 140 bis 210 qcm. Diese Querschnitte entsprechen bei quadratischer Form den Seitenlangen von beziehungsweise 8-3, ll⁻8 und 14'5 cm. Ein kleiner Küchenherd erfordert circa 140 qcm. Man wird aber in der Praxis unter 12 bis 15 cm nicht herabgehen. Die lichte Weite russischer Schornsteine geht bis 25 cm.

Für grössere gewerbliche Feuerstellen und für offene Feuerungen dienen besteigbare Schornsteine mit quadratischem Querschnitte von 0'2 qm. Ist die Weite grösser als 60 cm., so sind Steigeisen erforderlich.

§ 22. Einmündung mehrerer Rauchrohre in denselben Schornstein. Wenn mehrere Rauchrohre in demselben Geschosse in einen gemeinschaftlichen Schornstein münden sollen, so dürfen sich die Mündungen nicht gegenüberstehen. Man giebt denselben daher eine etwas verschiedene Höhe, oder stellt diese Einmündungen schräg nach aufwärts. Dadurch gelangen die Rauchströme, ohne sich gegenseitig zu stören, in ihre Zugrichtung. Wird einer der Oefen nicht geheizt, so wird aus demselben durch den erwärmten Rauchfang Luft aufgesogen, welche abkühlend wirkt und den Zug abschwächt. Je nach Umständen kann auf solche Art eine lästige Behinderung des Rauchabzuges entstehen. Noch bedeutendere Zugstörungen können entstehen, wenn der Schornstein Einmündungen in verschiedenen Geschossen aufzunehmen hat. Näheres erwähnt Professor Dr. Meidinger in der in der „Badischen Gewerbezeitung” 1875 erschienenen diesbezüglichen Abhandlung.

Beispiel über die Ventilationswirkung eines Warmwasser-Röhrenofens.

§ 23. Wir wollen uns einen Zimmerraum mit einem von Röhren .'durchzogenen Warmwasserofen denken. Die Fig. 15 a enthält in schematischer Darstellung eines dieser Luftcirculationsrolire in CD. Die Aussenluft strömt in A durch eine Maueröffnung ein, welche mit einem durchlöcherten Bleche belegt ist, zieht durch den mit einfacher Linie angedeuteten Canal ABC, sodann durch die Röhren C D, wird

daselbst erwärmt, und steigt daher von D noch eine Strecke aufwärts gegen E. Die Abströmung erfolgt durch eine Jalousie bei H, nahe amFussboden, durch den Ventilationscanal H J. Die äussere imaginäre Luftsäule A K hat -j- 14°, und die innere gleichhohe H J hat -f- 0⁰. Alle Längen- und Querschnittsmasse, die Umfänge der Querschnitte, sowie die constanten und für jedes Stockwerk verschiedenen Temperaturen, letztere mit 0 benannt, wurden in die Figur eingetragen.

Wir haben nun folgende Widerstände zu berücksichtigen, wofür die Coëfficienten aus Tabelle lila zu entnehmen sind.

Fig. 15 a.

-r

Q5

AJ JE'

+22"

-u*

+48°~

+ 20°

<-

S₅

2 m.

KK-------I —

in

co

Cx

5i 52

Sj = 0 025, S, =0 075, S₂ = 0*1, Sj = 0-04!2, S₄ = 0 0983 S₃ = 0 1, U, =13, U₂ = l’4, D₃= 0 05, U₄ = 45-06

D₃ = 0-316

L = 0 08

Für den I. Stock h = 21 6, 0 = -f- 16 5°

II.

„ li = 17-2, 0 = -|- 16-75°

„ „ III. „    h = 12 8, 0 = -J- 170

„ „ IV. „ h = 8-4,0 = -f-17-25°.

Im Durchgänge durch die Oeffnungen bei A, welche in eine Blechvorlage gestanzt sind und zusammen eine Fläche von S= 0025 qm. haben, eine Contraction mit

85 a) . . Cp₀ = l,367

Im Luftcanale AC eine horizontaleBrechung, wofür C = sin² 90°= 1 ist, somit ein Widerstand, bestehend aus

. — sin ² 90°. p, = 05 pt und 87) . . 0-5 p₂

86) .

In der Strecke B C zwei ähnliche Richtungsveränderungen, zusammen mit

Die Contraction bei Einströmung in die Rohre CD 91) . . 1-367 p₃

92) . .

p.3 = 1'32 p₃

Der Reibungsverlust in diesen Röhren ist 0-33.2

0 05

Der Verlust durch Einschaltung des Locales in die Leitung zufolge Fall 7, Tabelle lila

89)..

Die Reibung im Canale AB

0*33.0-6. U,

0033.06.1-3

4.0075

X Pi =

X Pl = 0*086 pt und im CanaleBC

90) . .

0-33.1-5.1*4

4.01

X p₂ = 0-173 p₂

93) . . =l.p₈

Die Luft, welche von D gegen E aufsteigt, beschreibt einen Rundgang durch das Locale, indem sie sich an den Wänden und Fenstern abkühlt, dadurch herabsinkt, um zuletzt in der Nähe des Fussbodens bei H die Abzugsöffnung zu erreichen. Die zu dieser Bewegung nöthige Kraft wird durch die Temperatursentziehung der Luft gewonnen, welche die Wände erwärmt und die Bewegung einleitet. Würde keine solche Abkühlung stattfinden, so käme die Luft bei H mit -j- 48° zum Abzüge und es würde sich ein ungleich grösserer Ventilationseffect ergeben, als es bei dem Abzüge von Luft mit —|— 18° Luft der Fall ist.

Die Contraction im Durchgänge durch die bei H eingesetzte Jalousie ist

94) . . 1-367 p₄

Die Reibung an den Jalousieblättern, welche eine Breite von 0*08 m. haben, wobei der summarische Umfang aller Oeffnungen gleich 45-06 m. sein möge, ist

95) . .

0-033.0-08.45-06

4.0-0988

p₄ = 0-297 p₄

Der bisher gebrauchte Reibungs-Coöfficient ist gemäss der ungefähren Geschwindigkeit der Tabelle III & entnommen. Eine Brechung der Zuströmung in Locale, um in die Richtung der Jalousieblätter einzulenken von etwa 90°, dann eine solche im Uebergange der Luftströmung in die Richtung nach aufwärts um etwa 45°, berechnen sich mit

96) . . (sin ² 90 —sin ² 45°) p₄ = L5 p4 Im Durchzuge durch den Schlot beträgt die Reibung mit der in Tabelle III b für die Luftbewegung in gemauerten Canälen enthaltenen Angaben

0-081 h

99) . . S C g* = 1-367.1682 + 0-586.187 + 2-673.105 4- 3-687.656 + 3-164.109 + 25-6 h A₀ = 5453 + 25-6 h A₀

Aus dieser Summe entnimmt man, dass max = 1682 sei, also

der Querschnitt bei A der der grössten Geschwindigkeitshöhe ist. Das Erforderniss wird daher repräsentirt durch 5453 +1682 + 25"6 h Ao 100) . . =7135 +25-6 hAG

Wir nehmen an, es seien alle umschliessenden Flächen des Locales luftdicht, so dass daselbst die AtmoSphäre nicht störend oder modificirend auf die Luftbewegung einwirken könne, und behalten uns die Betrachtung einer solchen Einwirkung für später (Abschnitt Luftheizung) vor. Die von D aufsteigende Luft wird auf eine gewisse Höhe D E eine Fortsetzung der wärmeren Säule bilden, beginnend mit der Temperatur von+48°, und zuletzt in die Temperatur von etwa 4- 22° übergehend. Wir nehmen aber nur die Säule CD in den Calcul und vernachlässigen den Theil DE. Somit hat man anstatt der aufsteigenden Säulen CD und DE, dann der abfallenden E'D' und D'C' blos die erstgenannten, nämlich CD

1+i (14° + 48°) a

und C' D'. Die auf 0° reducirte Warmsäule ist:

2m

= 2.0-898 —2.0-935-f

1 4-^(20°+18°) a

101) . . = — 0-074 4-

Die Summirung von 85a) bis 97) giebt 98) . . 1-367 Po + 0-586 Pl + 2-673 p₂ + 3-687 p ₃ + 3-164 p₄ -f0-256 h p5 Nach Formel 6), Tabelle II, erhält man daher:

A (+ 14°)

0-025²

vCA

+ 0-367

-f 0-586

A (+ 14°)

0-075²

+ 2-673

A (+14°)

OT²

4- 3-687

A (14° 4-18°) -f

A (4-18°)

+ 0 256 h

+ 3-164

wobei wir

die Temperatur der Luft im Schlote mit o bezeichnen. Die Werthe von A findet man aus Tabelle III c, die von S aus der Figur und erhält :

0-0412°

0-0988²

O-l²’

1 + a e

Die Höhe der Warmsäule ist hiernach 2 — 2 4~h = h, welche mit der der äusseren Kaltsäule AK stimmen muss. Diese letztere auf 0°

reducirt, giebt

Die Ueberdrucksäule beträgt daher zufolge 101) und 102) O-Oölli+ 0-074- h

103) . . = L (o-951

1 -j⁻ a o

-) +0-074

1 + a

Mit Hilfe von 101) und 103) giebt die erwähnte Formel 6), Tabelle II:

2.9-81

|h ^0-951

h+v+°h

7135 + 25-6h(l + a₀)

104) . . =

YÄ

0-951

1 —f— a o

) + 0-074

363-66 +1-304 h (1 + a e )

Substituirt man in 104) für h und 0 die in die Figur ein

geschriebenen Daten, so erhält man

für    den I.    Stock    0"025cbm.    per Secunde

welche Quantitäten mit 0° zu verstehen sind.

Die Quadratwurzeln aus den Höhen der Abzugsschlote stehen im Verhältnisse von }/ 2T6 :} +7 2 : ]/12*8 : |/ 8⁻4 = 4"65:4-15: 3⁻57 : 2-53 = 0-025: 0-022: 0-018:0-14.

105) . .

Der Vergleich dieser Zahlen mit denen ad 105) zeigt, wie bedeutend sich die Leistungsfähigkeiten von dem Verhältnisse dieser Quadratwurzeln entfernen, und wie unverlässlich die Formeln sind, welche sich auf ein solches Verhältniss gründen.

Aus dem Summenausdrucke 99) ist zu ersehen, dass der Quer-

schnitt A eine bedeutende Verengung bildet, indem sich max

weit von den übrigen Werthen entfernt. Setzt man zur Bedingung, es dürfe im Vergleiche zu den Rohren CD, Fig. 16, keine Verengung

A (~b 14₀)

S²o

= 1682

vorhanden sein, so muss max A (+14°)    _ 1-0513

A (14° + 48°) i

S‘²o

S²o

, d. i.

= 656 werden, woraus S₀ = O‘O4qm. folgt. Unter dieser Voraussetzung geht die Summe 99) über in

S‘²o

sc|= 1-367.656 + 0-586.187 + 2-673.105 + 3-687.656 + 3-164.109 + 25-25-66 h Ae = 4050-5 + h A₀

^ = 656 giebt 4706-5 + 25-6 h A₀ als

Hierzu das jetzige max Erfordernisssumme.

Die Formel 104) geht dann über in 2.9-81 [h(o-951

f-0-074]

-T-- d. i.

M°⁼ *    4706-5 + 25-6h(l+ae)

..n

0-951 —

, i-1 + 0074

1 + a e / 240 -f-1*304 h (1 -j- 2 e )

Für den I. Stock ist h = 21"6 und 0 = -j- 16⁻5° zu setzen, und

man erhält

21-6 (0-951 — 0-943) -f 0-074 240    1-304.21-6.1-0608 =0 030 cbm.

somit gegen 105) um Vs mehr. Nach diesem Verhältnisse erhält man Für    den    I.    Stock 0-030    per Secunde, und 108 cbm. per Stunde

Gewöhnlich fragt es sich um die Ventilations-Quantitäten von Luft mit der Zimmertemperatur. Es mussten demnach die obigen Zahlen noch mit (1 -f- 20 a) = 1-073 multiplicirt werden. Man erhält dann per Stunde:    Für    den    I. Stock    116 cm.

M₀ =

rt

ii

ii

CO CD O

ri

ii

ii

ii

ii

Ursachen des Rauchens, störende Wirkung des Windes auf den Zug von Rauchfängen etc.

§ 24. Die Ausströmung des Rauches aus den Schornsteinen und der Luft aus den Ventilationsschloten erleidet oft durch die äusseren Luftströmungen und Temperaturswechsel eine Störung. Es tritt dann oft ein Zurücktreiben der Verbrennungsgase, nämlich ein sogenanntes Rauchen ein. Diese Erscheinung kommt häufig während des Anheizens vor, wenn der Schornstein und somit auch die Luftsäule in demselben erkaltet ist. Die Säule wird zwar in Folge der Luftverdünnung im Heizapparate etwas gehoben und es drängt wärmere Luft nach, die aber sofort an den kalten Wänden des Schornsteines eine starke Abkühlung erfährt. Somit kommt die Luftbeweguiig nicht in Fluss; im Gegentheile behauptet die Kaltsäule des Schornsteines ein gewisses Uebergewiclit und bewegt sich nach abwärts. Dadurch wird aber ein Herausdrängen von Rauch durch die Fugen des Apparates bewirkt. Diese Rauchbelästigung verliert sich erst, Avenn durch fortgesetztes Heizen der Schlot allmählich von einer hinreichend warmen Säule erfüllt wird.

Man kann aber durch ein Lockfeuer am unteren Ende des Schlotes direct eine Warmsäule in demselben erzeugen und dadurch gleich mit Beginn der Heizung eine entsprechende Zugwirkung erzielen.

Wenn der Luftzug gegen eine über Dachhöhe stehende Wand stösst, so entsteht daselbst eine Luftpressung. Befindet sich in deren Bereich die Mündung eines Rauchfanges, so erfährt dieselbe einen Luftdruck, welcher der Rauchausströmung entgegenwirkt. Je nach der Höhe, Gestalt und Gruppirung solcher über das Dach herausragenden Objecte und der vorkommenden Windrichtungen entstehen Rauchbelästigungen, die auch nicht durch saugend wirkende Schornsteinaufsätze behoben werden können. Man ist dann genötliigt, solche Rauchfänge bis über die umgebenden Objecte zu erhöhen.

Luftabführungscanäle, welche über Dach gehen, sind unter den angeführten Umständen in noch höherem Grade der störenden Einwirkung des Windes ausgesetzt, weil die Triebkraft der abziehenden Luft gewöhnlich eine kleinere als die des Rauches ist.

Lässt man aber solche Ventilationscanäle im Dachraume ausmünden, so entfallen alle Rückwirkungen des Winddruckes. Denn die Dachflächen lassen so viele Oeffnungen frei, dass ein eindringender Wind keine Luftstauung hervorbringen kann, weil er allseitig wieder Oeffnungen zum Austritte findet. Prof. H. Fischer hat aber die Wahrnehmung gemacht, dass bei einer solchen Anordnung das Gehölze des Dachbodens der Gefahr einer Fäulniss ausgesetzt ist, weil die abziehende warme Luft bei Berührung mit den Dachflächen in dem Masse abgekühlt wird, dass sie ihren Feuchtigkeitsgehalt zum Tlieil abgeben muss, daher Niederschläge auf das Holzwerk entstehen. Die in den Dachraum auströmende warme Luft bewirkt auch einThauen der Schneemassen, welche auf dem Dache liegen. Das Schmelzwasser friert aber in der kalten mit Schnee gefüllten Rinne und belegt dieselbe mit Eis, wozu noch die reichliche Bildung von herabhängenden Eiszapfen kommt.

Aspirations-Essen sind in Folge ihrer grossen, alle Dachobjecte überragenden Höhe von der Rückwirkung reflectirter Windströme frei, und sichern eine gleichförmige Ventilationswirkung. Wenn demnach störende Objecte der erwähnten Art vorhanden sind, so kann man die Ventilationscanäle ihrer Einwirkung auch dadurch entziehen, dass man dieselben nach abwärts führt und mittelst Sammelcanälen in Aspirations-Essen mündet.

Wenn täglich andauernd geheizt wird, so kann ein Erkalten des Schornsteines über Nacht wohl nicht in dem Masse Vorkommen, dass bei dem Anbeizen nicht sofort eine entsprechende Zugwirkung sich einstelle. Es kommt jedoch vor, dass bei Sonnenschein das Gebäude von aussen so ergiebig erwärmt wird, dass dadurch auch die unmittelbar umgebende Luft in ihrer Temperatur eine erhebliche Steigerung erfährt. Nun wissen wir aber aus unserem durch geführten Calcul, dass die Temperaturtiefe der Aussenluft im Vergleiche zur warmen Säule im Schornsteine den Motor für die Zugerzeugung bildet. Unter den besagten Umständen kann aber die Luft im Schornsteine bei Beginn des Heizens sogar noch kühler sein als die umgebende und erwärmte Aussenluft, so dass eine umgekehrte Zugwirkung, also ein Rauchen eintritt. Erst bei fortgesetzter Heizung oder wenn zu dem erwähnten Lockfeuer Zuflucht genommen wird, verschwindet das Rauchen. Nachdem im gedachten Falle des Sonnenscheines auch der Rauchfang beschienen wird, so bringt dies die irrige Meinung hervor, es sei der auf die Schornsteinmündung wirkende Sonnenschein die Ursache des Rauchens.

Wenn der Fall eintritt, dass in den senkrechten Wänden oderim Erdhorizonte befindliche Ventilationsöffnungen störende Einwirkungen durch den Windanfall erleiden, so kann durcli schief gestellte, in dem horizontalen Theile der Canäle angebrachte selbstspielende Vorrichtungen abgeholfen werden. Dieselbe haben horizontale Schlitzen zu erhalten, die mit undichten, aus Gitter und Leinwandüberzug con-struirten Klappen automatisch verscliliessbar sind.

Im gewöhnlichen Zustande hängen diese Klappen unterhalb der schrägen Rahmvorrichtung herab, und die Luft strömt durch die Schlitzen ein. Kommt ein Windstoss, so drückt derselbe die Klappen mehr weniger zu, und es kann die Luft dann noch durch die offen bleibenden Theile der Schlitzen, oder wenn dieselben gänzlich verschlossen sein sollten, nur mehr durch die Poren der ganzen Vorrichtung eindringen.

Luftwechsel durch undichte Fenster und Thüren.

§ 25. Schon aus der gewöhnlichen Erfahrung ist es bekannt, dass bedeutende Luftquantitäten durch die Fensterfugen in die Räumlichkeiten dringen, namentlichbei Windanfall. Dennoch istüberdie dadurch entstehende Abkühlungswirkung kein Calcul angestellt worden.

Von besonderem Werthe würden directe Versuche sein, weil eine theoretische Ermittlung allein sich nur auf Wahrscheinlichkeitsannahmen stützen kann, und somit der Erfahrungs-Coöfficienten entbehren muss, die dem Calcul als sichere Daten zu dienen hätten. Diese Coëfficienten fehlen bis zur Stunde, daher wir uns einstweilen mit der Aufklärung* begnügen müssen, welche die Theorie für sich zu geben vermag.

ziehen, deren Länge etwa

zu

Wir denken uns nun, dass der Wind wesentlich durch die ihm zugekehrte Fuge der senkrechten Anschlagleiste des äusseren Fensters dringe. Somit ist eine Fuge in Betracht mit 2*5 m. anzunehmen ist. Die Weite derselben wird von der Genauigkeit der Arbeit und auch davon abhängen, ob nicht ein Schwinden des Holzes eingetreten ist. Wir nehmen die Fugenweite mit 0*0005 m. an.

Somit wird in dem Falle, als man blos die verticale Fuge der 2.5 m. langen Anschlagleiste in Betracht zieht,

106) . . S, = 0*00125 qm., Ul = 2.2*5 = 5 m. und Lt = 0*04 m. = der Fugentiefe mit Rücksicht auf zwei rechtwinkelige Brechungen in Folge der Falze.

Die sämmtlichen horizontalen und verticalen Fugen des äusseren sowie eventuell des inneren Fensters haben eine Länge von

3.1*33 + 4.2*5 = 14 m.

Hiefür ergiebt sich ähnlich wie oben

107).. S₂ = 0*007 qm., U₂ = 2 X 14 = 28 m. und L₂=0*04m.

Die Thtire mit der gesammten Fugenlänge von 10 m. und einer Breite derselben von 0*001 m. giebt

108) .. S =0*01 qm., U = 2.10 = 20 m. und L = 0*04m.

Der Reibungs-Coefficient ist, wenn wir allgemein K = 0*024 setzen,

109) . .ad 106)0,==

0*024.0*045.5

4.0*00125

= 0*96, ad 107) C₂ =

0*024.0*04.28

4.0*007

0*024.0*04.20 4.001

Für jeden der drei Fälle ist zu rechnen:

1    Contraction mit C =..........

2    rechtwinkelige Brechungen mit C =.....

I plötzlicher Uebergang in ruhige Luft mit C =

= 0*96 und ad 108) C =

0*48

. . 1*367 . . 2.000 . . 1.000

Zusammen .    . 4*367

licienten :

Mit Rücksicht auf 109) ergeben sich folgende summarische Coöf-

110) . . ad 106) 0*96 + 4*367 = 5*327, ad 107) 0*96 + 4*367 = 5*327, ad 108) 0*48 + 4*367 = 4*847

von . per

Wir legen der weiteren Rechnung vorläufig einen Wechsel der Zimmerluft in Folge der Fensterundichtheit von 1 cbm. zu+20° per h enster und Secunde zu Grunde, und erhalten als Geschwindigkeitshöhe für den Durchzug durch die Thüre unter Voraussetzung ^ Fenstern, d. i. unter Voraussetzung des Eindringens von 3 cbm Secunde, mit Rücksicht auf 108)

(ir=°Mo-4)

111) . . ^ = 0-051. v² = 0 051

2g

= 4590

1 cbm. von —|— 20° ist nach Tabelle III c gleich 0932 cbm. von 0°, und diese werden 0932.0945 = 0881 cbm. von—14°. Bei dieser Temperatur erhält man daher die Geschwindigkeitshöhe für die äussere Anschlagleistenfuge eines äusseren Fensters mit

ii2) ••⁰⁰⁶¹ fây¹⁼²⁵³³⁴

/0-939V²

113).. 0-051 (^1 =904

Im Falle eines Doppelfensters wird die Temperatur zwischen den Fenstern circa Null sein, daher erhält man für einen Durchzug durch alle Fugen des inneren Fensters

Für — 20° Aussentemperatur geht aus ähnlicher Rechnung wie oben ein Quantum von 0-864 cbm. entsprechend 1 cbm. von -f- 20° hervor. Man hat daher für einen Durchzug durch alle Fugen

114).. 1-051 Q² = 777

Für ein beliebiges Quantum von M cbm. hat man die ad 111) bis 114) gefundenen Geschwindigkeitshöhen blos mit M² zu multipliciren.

Ein sogenannter frischer Wind, den man bei einer Temperatur von — 15° immer noch vernehmen kann, hat nach unserer im Abschnitte VII angegebenen Formel eine Kraft von c²QP sin² IO², P. sin²80° g    9-81

der Windanfall die Fuge annähernd senkrecht treffe. 1 cbm. Luft von— 15° ist nach Tabelle IIIc gleich P058 cbm. von 0°, wovon per Kubikmeter nach Tabelle Ia 1-294 kgr. zu rechnen sind. Hiernach wird P = P058 -1*294,

kgr. per 1 qm. oder

115) . . = D

und D =

IO².1-058.1-294.0-97

9-81

-, wobei angenommen ist, dass

116) .

10².l-058.0-97

' 1*294

9-84

= 10"46 m. drückende Luftsäule von 0°.

Obige 10’46 m. gehen zufolge Tabelle III c über in

117) . . 10-46.1-0733 = 11-226 m. von +20°.

Der Windzug soll wie erwähnt, wesentlich die Verticalfuge der Anschlagleiste treffen, daher beträgt der Druckverlust zufolge 100) u. 112)

5-327.25334 M² =

134954 M²

Der Verlust durch die Thürfugen beträgt zufolge 110) u. 111) :

22248M²

4-847.4590 M²=..............

25334 M²

Die grössere Geschwindigkeitshöhe als theoretisches Druckerford erniss laut 112)    ............

118) . . Zusammen an Druckliöhenerforderniss .    .    182536M²

Die Gleichsetzung mit 117) giebt 182226 M²= 11*226, woraus

119)    . .M = 0-00785 cbm. per Secunde, = 28-3 cbm. per Stunde zu -}-20n, = 28-3.0-932 = 26"4 cbm. per Stunde zu 0° für einfache, dem Windanfalle bei —15° des Freien ausgesetzte Fenster.

Sind Doppelfenster vorhanden, so vermehren sich die Widerstände zufolge 110) und 113) um 5⁻327.904 M² = 4816 M², somit ist jetzt wie ad 118) 182536M²-}-4816M² = 1P226 zu setzen, woraus

120)    . . M = 27⁻9 cbm. per Stunde zu -f- 22°, — 26 cbm. zu 0° für Doppelfenster folgt, welche bei —15° dem Windanfalle ausgesetzt sind.

Für Windstille bei einer Temperatur des Freien von — 20° ist vorerst die Druckdifferenz der Aussen- und Innenluft zu berechnen. 1 cbm. Luft von—20° ist nach Tabelle III c gleich L079 cbm. von 0°, welche einer Säule von P079. P073 = P158 m. von —|— 20° mit der Basis von 1 qm. gleichkommen. Die Druckdifferenz von Zimmerluft mit -(-20° und Aussenluft mit — 20° ist demnach per 1 m. Höhe gleich 1T58 — 1 — 0T58 m. Für jeden Punkt des Fensters aufwärts bis zur Deckenhöhe gerechnet wäre nun die Druckdifferenz der Innen- und Aussen-säule zu rechnen, oder es wäre diese Rechnung blos für den Höhenmittelpunkt des Fensters als Mittelresultat durchzuführen. Vernachlässigt man die geringe Höhe vom Fenstersturze bis zur Decke, so erhält man mit Rücksicht auf die Fensterhöhe von 2’5m.

121) . . — 0T58 = OT98 m. als active Drucksäule.

Nunmehr erhält man für ein einfaches Fenster an Widerständen bei — 20° Aussentemperatur zufolge HO), 114), 111):

4149 M2 22248 M2 4590 M2 30977 M²

5-327.777 M² =.......

4- 847.4590 M² =......

Das theoretische Druckerforderniss

122) . . Gesammterforderniss Die Gleichsetzung mit 121) giebt 30977 M² = 0’198, woraus M = 9 cbm. von —}— 20° oder

123)    . . =8-4 cbm. von 0° für Doppelfenster bei Windstille bei einer Temperaturdifferenz von 40° folgt.

Ist ein Doppelfenster vorhanden, so kommt zu 122) noch der Verlust durch das innere Fenster hinzu, welcher zufolge 110) und 113)

5- 327.904 M² — 4816 M² beträgt.

Man findet sonach aus Gleichung 30977 M² -j- 4816 M² = 0" 198

124)    . . M = 8-5 cbm. von -}- 20° per Stunde = 7-9 cbm. von 0° für Doppelfenster bei Windstille, und eine Differenz der Aussen-und Innentemperatur von 40°.

Die Fenstergrösse beträgt 3 3 qm., daher man durch Division aus den Resultaten 119), 120), 123) und 124) beziehungsweise die stündlichen Durchzugsquantitäten von respective 8, 7*9, 2‘6 und 2*4 cbm. Luft (auf das Volumen bei 0° reducirt) per 1 qm. Fensterfläche unter den vorausgesetztenBedingungen erhält.

Betrachtung verschiedener Ventilationsfälle.

§ 26. In den bisher vorgetragenen Rechnungsmethoden sind zwar schon die Vorgänge der Luftcirculation gekennzeichnet, welche als Folge der Temperaturdifferenzen in der Mehrzahl der Fälle sich ergeben; doch scheint es der Vollständigkeit wegen als wünschenswerth, die verschiedenen Fälle noch einer speciellen Erörterung zu unterziehen.

Wir denken uns nun vorerst das Profil eines Zimmers, Fig 16 a, an dessen Vorderwand zwei Oeffnungen a und c angebracht sind, die

Fig. 16 a.

?»

i-

,'f »

lc0

«+20°

0~

cC

KN\\\

^+18°

eine Luftcirculation hervorbringen werden, weil wir Innen- und Aussen-temperatur verschieden annehmen; erstere nämlich gegen den Fuss-boden mit -}-18° und gegen die Decke mit -j- 20°, und letztere mitO⁰.

Die Circulation bedingt eine Gegenströmung in den Punkten a und c. Die Luft wird nämlich bei c ausströmen, im Freien als warme Luftsäule aufsteigen, die sich aber sehr bald bis zur Temperatur der äusseren Luft, nämlich bis auf 0° abkühlen wird.

zu thun, dessen

innere Säule a b die Temperatur von -|- 18° bis -j- 20°, und in der Fortsetzung bis MN die Temperatur -f- 20° bis 0° hat. Ueber MN hinaus

Die Höhe MN, in der diese Abkühlung vollzogen sein wird, wollen wir die Gleichgewichtsregion nennen. Die Oeffnung a steht gegen aussen unter dem Drucke einer Luftsäule a d von der Temperatur 0°. Man hat es bezüglich dieses äusseren und des von innen wirkenden Druckes hier mit einem eommunicirenden Gefässe

Fig. 165. R

haben aber beide bis zum Ende der Atmosphäre sich verlängernde Luftsäulen gleiche Temperaturen und gleiche Höhe und somit auch gleiches Gewicht, daher diese über MN hinausgehenden Verlängerungen zur Luftbewegung nichts beitragen. Das grössere Luftgewicht von MN nach a übt gegen das Gewicht der Luft von c bis MN einen Ueberdruck aus, daher die Luftsäule a c gehoben wird. Die Höhe der sich abkühlenden Luftsäule in dem Theile von c bis M N ist nicht bekannt, es ist dieselbe aber jedenfalls nur gering und verschwindet, sobald die Ausströmung in Folge einer äusseren Luftbewegung abgelenkt wird. Dieselbe ist daher bei ruhiger Aussenluft höher, und es kann jede der Höhen a bis MN und c bis MN bei nur etwas bewegter Luft gleich

Null werden.

Man wird diese Höhen vernachlässigen, und somit blos die Distanz a c in Rechnung ziehen. Die innere Säule b hat 18 -J- 20

-N

19°

Temperatur von

ii

v_.

0°.

NC

und verkürzt sich daher durch Verwandlung auf 0°. Die äussere Säule ac hat, wie vorausgesetzt, bereits 0°, die Differenz von ac gegen die verkürzte Säule b giebt die Ueberdrucksäule von Denkt man sich jetzt a und c ein-| ander näher gebracht und schliess-1 lieh vereinigt, so werden die Gegenströmungen nunmehr in eine einzige Oeffnung zusammengedrängt. Der obere Theil der Oeffnung dient dann zur Abströmung und | der untere zur Einströmung. Beide Theile werden annähernd gleich sein, und der Abstand ihrer Mittelpunkte wird dieselbe Grösse vonb bilden. Es ist übrigens Jedermann bekannt, dass geöffnete Fenster und Thüren eine solche Gegenströmung erzeugen.

§ 26. Fortsetzung. Wir nehmen jetzt an, dass ein Zimmerraum B, Fig. 166, durch einen Heizapparat erwärmt werde, und MN wieder die

Gleichgewichtsregion bezeichne, d. i. jene Höhe, in der die durch g abziehende Warmluft sich auf den äusseren Temperaturgrad abgekühlt habe. Wie früher ist wieder eine äussere imaginäre Säule a b hinzuzufügen. Wir haben somit ein coinmunicirendes Rohr abcdefgh, in dessen linksseitigem Theile a b sich die kalte Luft befindet, welche durch ihren Ueberdruck die aus wärmeren Theilen bestehende Säule c d e f g h hebt, und dadurch einen beständigen Durchzug frischer, zur Erwärmung gelangender Luft einleitet. In diesem Beispiele haben wir eine Ventilations-Luftheizung vor uns. Denkt man sich aber anstatt des Theiles f g h die Führung eines abwärts in b c einmündenden Canales, und die Communication von b c nach aussen verschlossen, so entfällt die Säule b a, und wir haben es jetzt blos mit einer Rundbewegung der Zimmerluft nach b c d e f b zu thun.

Die Säule f b enthält die abgekühlte Luft, welche sich mit Uebergewicht senkt und die warme Säule c e hebt. Eine in dieser Art functionirende Heizung wird eine Circulations-Luftheizung genannt.

§27. Fortsetzung. Fig. 16 c veranschaulicht ein mittelst Spiralofen A beheiztes Zimmer B.

Wfi '

Fig. 16 c.

TT

Die bei b einströmende frische Luft steigt nach c d auf, um dann bei e nach abwärts in der Richtung e f und durch den Aspirationsschlot g h wieder abzuziehen. In dem so entstehenden communicirenden Rohre ab cdefghi enthält der Theil a b die schwerere kalte Luft, die in früher erörterter Weise die Luftbewegung (Ventilation) nach den angedeuteten Pfeilen einleitet.

j|.i

-dt

Ti

§ 28. Fortsetzung. Wir werden nun noch einige Einzelfälle von Luftbewegungen in’s Auge fassen.

Eine Oeffnung c im Fensterparapete, Fig. 1 Qd,

i!

ff

JVL

Fig. 16d.

.X

\c

gleichviel ob sie nach auf-$ wärts gerichtet oder horizontal ist, wird zur Zeit der Zimmerbeheizung immer eineEin-strömung kalter Luft bewirken, weil die äussere Luftsäule a b die schwerere ist. Wäre aber in der warmen Jahreszeit, etwa bei Sonnenschein, diese Luftsäule die wärmere, so müsste die Bewegung umgekehrt, nämlich in der Richtung f e d c b a erfolgen.

Bei der Disposition Fig. 16 e ist offenbar zur Heizzeit die

äussere Säule d e f die kühlere, daher die Bewegung nach der Rich-

im Vergleiche zur Säule b tung der Pfeile eintreten muss. Auch bei der Disposition Fig. 16/

würde zur Heizzeit die Be-

a,

wegung nach derselben Richtung erfolgen, weil selbst in dem Falle, als anfänglich in beiden Schläuchen b b' und c d gleich warme Zimmerluft vorhanden wäre, doch der ge-sammte Theil von c bis e die schwerere Masse Luft enthielte, indem dessen Antheil d e an kalter äusserer Luft im Vergleiche zur Säule vis-a-vis der grössere ist.

Nach den nunmehr klargestellten Grundursachen, von welchen die Luftbewegung abhängt, wird es nicht schwer sein, sich für alle gegebenen Fälle die Luftbewegung auch für die Zeit ausser der Heizperiode zu ermitteln.

Es kommt hierbei immer nur darauf an, ob man mit einiger Annäherung sich die Kenntniss der Lufttemperaturen, welche die sich bewegenden Säulen haben, verschaffen könne. Denn mit Hilfe dieser

AL_.

tr

Fig. 16 e.

//

—?i—

fl

Temperaturen kann man sich die gegenseitigen Gewichte der Luftsäulen, von denen die Bewegung abhängt, berechnen. Würde z. B. die Mauer c d, Fig. 16f, gegen einen Lichthof, und b b' der Sonnenhitze ausgesetzt sein, so müsste dieselbe Bewegung eintreten, die in dieser

Fig. 16/.

Æ-----

7Tà

à*

------r-

ui

I

dj

V/

\ c

x__.

Figur für die Hauptsache angedeutet ist, weil der Canal c d der kühlere sein wird.

Würde aber umgekehrt die Wand c d von der Sonne beschienen, so hätte die nunmehr gegen den Lichthof gelegene Säule b b' die grössere Höhe, und entstände daher ein grösserer Ueberdruck als im früheren Falle.

IV. ABSCHNITT.

¹

(200 -f 96) = 148°, i (96 + 86) =

²

ad 73) vorgenommen, wird erhalten:

³

0-003421.0-648 , 0-000014.0'750 . 0000432.0-76

Der Verbrenmmgsprocess und die in ihm thätigen Stoffe.

Einleitung.

§ 1. Bemerkungen über die chemischen Verbindungen. Die Tabelle IV a enthält die Uebersicht der einfachen und zusammengesetzten Stoffe, die im Verbrennungsprocesse eine wesentliche Kolie spielen, mit deren Eigenschaften wir uns v<fr Allem bekannt machen wollen. Dabei werden wir uns aber nicht darauf beschränken, nur so weit zu gehen, als es zum Verständnisse des Verbrennungsprocesses nöthig ist, sondern wir werden unsere Betrachtungen zugleich nach Massgabe des Gesammtzweckes dieses Buches ausdehnen.

Im Allgemeinen ist zu erwähnen, dass die Grundstoffe nur nach bestimmten Gewichtsverhältnissen, respective Volumenverhältnissen in chemische Verbindungen eingehen. Die betreffenden einfachen Verhältnisszahlen nennt man beziehungsweise Gewichts- und Volumen-Aequivalente.

Für jeden Grundstoff wird das Aequivalent mit einem bestimmten Buchstaben benannt. So z. B. bezeichnet man mit 0 ein Aequivalent (8 Gewichtstheile) Sauerstoff, mit N ein Aequivalent (14 Gewichts-theile) Stickstoff u. s. w.

Die chemischen Verbindungen kommen nach einfachen und multi-plicirten Verhältnisszahlen vor. Es geht z. B. ein Aequivalent Kohlenstoff mit einem Aequivalent Sauerstoff zu einer Verbindung ein, die mit C 0 bezeichnet wird und Kohlenoxydgas heisst. Es gehen aber auch zwei Aequivalente Sauerstoff mit einem Aequivalent Kohlenstoff zu einer chemischen Verbindung ein, und zwar zu Ko hl en säure gas (C 0₂). Die Benennung der Grundstoffe und ihrer Verbindungen, sowie auch der chemischen Bezeichnungen sind in der genannten Tabelle IV a übersichtlich dargestellt.

§ 2. Bemerkungen über die chemischen Verbindungen. Setzt man anstatt der Gewichte die Volumen der Grundstoffe, so ergeben sich andere Verhältnisszahlen, weil diese Stoffe eine verschiedene Dichte haben. Diese Volumen-Aequivalente enthält die achte Colonne der Tabelle IV a. Aus dieser Tabelle ist auch zu entnehmen, dass nicht immer das Volumen der Verbindung gleich ist der Summe der Volumina, welche die einfachen Stoffe vor ihrer Verbindung haben. So z. B. giebt 1 Volumen Kohlenstoff mit 2 Volumtheilen Sauerstoff nur 2 Volumtheile Kohlensäure.

Eigenschaften der chemisch einfachen und zusammengesetzten Stoffe.

§ 3. Sauerstoff. Der Sauerstoff ist eine geruch-, farb- und geschmacklose Luftart, welche 21 Volumenpercente oder durchschnittlich 22‘8 Gewichtspercente der atmosphärischen Luft ausmacht. Der Sauerstoff ist bekanntlich eine Bedingung des thierischen

Lebens.

Im Athmungsprocesse wird der Sauerstoff der atmosphärischen Luft verbraucht, dagegen wird von den Pflanzen der Sauerstoff abgegeben, indem durch die Einwirkung des Sonnenlichtes in der Pflanze eine Zersetzung entsteht, die eine Ausscheidung von Sauerstoff zur Folge hat.

Bei — 200° Temperatur und 300 Atmosphären Druck ist es L. Cailletet gelungen, Sauerstoff zu einer Flüssigkeit zu verdichten.

Der Sauerstoff bewirkt den Verbrennungsprocess, indem er als Bestandtheil der atmosphärischen Luft mit dieser dem Feuer zugeführt wird. Aus Tabelle IV a ist zu entnehmen, dass Sauerstoff um circa ³/₁₀ schwerer ist, als die atmosphärische Luft.

§ 4. Wasserstoff. Der Wasserstoff ist gleichfalls eine geruch-, farb- und geschmacklose Luftart. Derselbe bildet keinen unmittelbaren Bestandtheil der atmosphärischen Luft.

Dieser Grundstoff findet sich in fester chemischer Verbindung in den Brennmaterialien vor und gelangt erst durch den Verbrennungsprocess in den gasförmigen Zustand, indem durch Verbindung von Sauerstoff und Wasserstoff sich V⁷asserdampf mit der Zusammensetzung H 0 bildet.

Die Verbrennung von Wasserstoff erzeugt eine schwach bläuliche

Flamme.

Dieser Stoff bildet ein intensiv wärmegebendes Element, indem 1 kgr. desselben bei der Verbrennung 34462 WE. entwickelt. Obwohl, wie aus der Tabelle zu ersehen, diese Intensität circa die vierfache des Kohlenstoffes ist, so giebt doch der Wasserstoff für den Werth des Brennmateriales nicht den Ausschlag, weil der Kohlenstoffgehalt immer in überwiegender Mehrheit vorhanden ist.

§ 5. Kohlenstoff. Der Kohlenstoff bildet den Hauptbestandtheil der Brennmaterialien, und zwar im festen Zustande. Die Holzkohle enthält ungleich mehr Kohlenstoff als Holz und nähert sich schon dem reinen Kohlenstoffe.

Die Verbrennung des Kohlenstoffes beginnt bei circa 300° C., und es entwickelt 1 kgr. desselben bei vollständiger Verbrennung, nämlich bei Verbindung zu Kohlensäuregas (C 0₂) laut Tabelle IV a, ein Quantum von 8080 WE.

Der Kohlenstoff kann für sich nicht als Gas dargestellt werden, sondern er geht erst als Sauerstoffverbindung, nämlich durch Verbrennung in den gasförmigen Zustand über.

Die in der Tabelle angesetzten Gewichte sind daher in dem Sinne aufzufassen, als liesse sich der Kohlenstoff als selbstständiges Gas darstellen. Die solcherart ermittelten hypothetischen Gewichte werden als Rechnungsfactoren bei chemischen Analysen benöthigt, wie sich bei den späteren Betrachtungen zeigen wird.

§ 6. Stickstoff. Der Stickstoff ist eine geruch-, geschmack- und farblose Luftart, welche sich im Verbrennungsprocesse indifferent verhält und gewissermassen nur als Verdünnungsmittel des Sauerstoffes in der atmosphärischen Luft auftritt. Es kommen darin auf 21 Volumtlieile Sauerstoff 79 Volumtheile Stickstoff. Letzterer ist um circa ³/₁₀ leichter als atmosphärische Luft.

Der Stickstoff findet sich in den Brennmaterialien in fester Verbindung vor und ist ein wesentlicher Bestandtheil der rück; bleibenden Asche.

§ 7. Kohlenoxyde. Wenn im Verbrennungsprocesse die Zufuhr von atmosphärischer Luft eine ungenügende ist, so verbrennt der im Brennmateriale enthaltene Kohlenstoff nicht vollständig, sondern er geht mit dem Sauerstoffe blos in eine niedrigere Oxydationsstufe ein, bestehend aus 1 Aequivalent (8 Gewichtstheile) Sauerstoff und 1 Aequivalent (6 Gewichtstheile) Kohlenstoff.

Diese Verbindung heisst Kohlenoxyd gas und wird, wie schon erwähnt, C O geschrieben.

um

Das Kohlenoxydgas ist geruch-, geschmack- und farblos und ist circa 3 Percent geringer als atmosphärische Luft. Dasselbe wurde

unter gleichen Umständen wie Sauerstoff von Cailletet zur Verflüssigung gebracht.

Im Kohlenoxyd gase erlischt ein brennender Span.

Wenn im Verbrennungsprocesse blos Kohlenoxyd als Product hervorgeht, so entwickelt 1 kgr. Kohlenstoff nicht 8080, sondern blos 2473 WE. Hieraus ist zu entnehmen, welche Wichtigkeit für die Ausnützung des Brennmateriales die Zufuhr des zur vollständigen Verbrennung erforderlichen Quantums atmosphärischer Luft zum Feuerroste hat.

Das Kohlenoxydgas wirkt als Gift auf den thierischen Organismus. Bei Steinkohlen entwickeln sich gleichzeitig mit dem Kohlenoxyde stinkende Gase, welche in das beheizte Locale eintreten, sobald die Feuerung nicht einen so guten Zug hat, dass diese Gase schnell genug in den Kamin abgeführt werden. Bei Holzkohle und Coaks bleibt das Kohlenoxydgas geruchlos, daher bei diesen Brennstoffen das Ausströmen des Kohlenoxydgases in den Zimmerraum oft zu spät wahrgenommen wird.

§ 8. Kohlensäure. Das Kohlensäuregas entsteht, wenn die Verbrennung von einer hinreichenden Luftzufuhr (Sauerstoffzufuhr) begünstigt wird. Dasselbe ist eine höhere Oxydationsstufe als Kohlenoxyd, nämlich eine Verbindung von 2 Aequivalenten (16 Gewichts-theilen) Sauerstoff mit 1 Aequivalent (6 Gewichtstheilen) Kohlenstoff. Diese Verbindung hat daher die chemische Bezeichnung C 0₂.

Das Kohlensäuregas (die Kohlensäure) ist gerucli- und farblos und hat einen säuerlichen Geschmack. Unter 60 Atmosphären Druck verwandelt sich die Kohlensäure in eine Flüssigkeit.

Wie aus Tabelle IV a hervorgeht, ist die Kohlensäure circa lV₂mal so schwer als atmosphärische Luft und sinkt daher zu Boden, wenn sie nicht durch Temperaturerhöhung ausgedehnt und dadurch » specifisch leichter gemacht wird. Die Kohlensäure lässt sich, ähnlich wie eine tropfbare Flüssigkeit, in Folge ihres erwähnten specifisch grösseren Gewichtes von einem Gefässe in das andere leeren.

Die zur Ausathmung gelangende Luft enthält circa 3'/₂ Percent Kohlensäure. Durch den Verwesungsprocess von Pflanzen und Thieren entsteht Kohlensäure, welche in die atmosphärische Luft übergeht. Der Antheil Kohlensäure, welchen diese letztere enthält, ist ein nahezu constanter und beträgt circa ¹/₂₅ Volumpercent = 0⁻9 per mille.

Die Kohlensäure ist das Endproduct der Zersetzung aller thierischen und pflanzlichen Stoffe. Während des Lebensp'rocesses der Pflanzen nehmen die Wurzeln die im Wasser gelöste Kohlensäure auf und bewirken unter dem Einflüsse des Sonnenlichtes die Zersetzung in die einfachen Bestandteile derselben, nämlich in Kohlen- und Sauerstoff. Aus ersterem bildet sich wesentlich die Pflanzensubstanz, und der verbleibende Sauerstoff wird von den Pflanzen wieder ausgeathmet.

§ 9. Wasser. Das reine Wasser ist gerucli- und geschmacklos und zeigt in stärkeren Schichten eine blaue Farbe. Dasselbe ist elastisch und wird durch den Druck einer Atmosphäre um 0000047 seines Volumens zusammengepresst.

Das Wasser ist eine chemische Verbindung aus 1 Aequivalent Wasserstoff (1 Gewichtstheil) mit 1 Aequivalent Sauerstoff (8 Gewichts-theile) und hat daher die chemische Bezeichnung H 0.

Die Verbindung dieser beiden Gasarten zu Wasser erfolgt entweder durch einen Druck, welcher 150 Atmosphären übersteigt, oder durch Entzündung, entweder mittelst Flamme, Gluth oder elektrische Funken. Diese Verbindung, wenn sie durch Entzündung hervorgerufen wird, erfolgt unter heftiger Explosion. Demnach wird durch ein Gemisch von Sauerstoff und Wasserstoff Knallgas erzeugt, welches am heftigsten explodirt, wenn die Mischung dem obgenannten Aequivalentenverhält-nisse möglichst genau entspricht.

Ueber das Gewicht des Wassers und dessen Dichteverhältniss bei verschiedenen Temperaturgraden giebt die schon dem II. Abschnitte beigegebene Tabelle Aufschluss.

Das Wasser übt eine lösende Wirkung aus, und zwar auf feste Körper durch Umgeben derselben mit Wasser, auf flüssige Substanzen durch Mischung und auf Gasarten durch Absorption. Es kommt in reinem Zustande in der Natur nie vor. Die wenigste Beimischung enthält Regenwasser und aufgethaute Schnee- oder Eismassen. Das Regenwasser enthält per Liter circa 0*002 bis 0*005 gr. feste Stoffe. Ungeachtet dessen kann es vielfältig als destillirtes Wasser verwendet werden.

Das Wasser kommt zumeist als tropfbare Flüssigkeit, dann auch als fester Körper, nämlich als Eis, endlich auch als Dampf in Gasform vor.

Dasselbe findet sich in allen Brennmaterialien als Feuchtigkeit (hygroskopisches Wasser) vor. Die später folgende Analyse wird übrigens darthun, in welch bedeutendem Grade das hygroskopische Wasser die Heizkraft der Brennmaterialien reducirt.

Wenn sogenanntes hartes Wasser (kalkhaltiges Wasser) zum Sieden gebracht wird, so setzt es an der Wandung des Gefässes eine kalkartige Substanz ab, welche in Dampfkesseln in Folge der grossen und stets sich erneuernden Wasserquantitäten endlich zu einer steinartigen Kruste wird, die unter dem Namen Kesselstein bekannt ist.

Die Eigenschaft der Kesselsteinbildung kann dem Wasser durch Destillation ganz oder zum Theile benommen werden. Regenwasser setzt keinen Kesselstein ab.

Das Wasser verdampft (verdunstet) bei allen Temperaturen, und zwar im flüssigen Zustande und als Eis. Bei vollkommener Ruhe kann das Gefrieren des Wassers bis auf — 15° C. verzögert werden. Ist dasselbe in einem Gefässe eingeschlossen und an der Ausdehnung gehindert, so kann das Gefrieren sogar bis — 24° verzögert werden.

§ 10. Wasserdampf im Allgemeinen. Der Dampf ist ein vollständig durchsichtiges Gas, und ist als Wasser im luftförmigen Zustande zu betrachten, und zwar umso mehr, als der Dampf die allgemeinen Eigenschaften der Gasarten besitzt. Sowie der Luftdruck (die Spannung derselben) als Eigenschaft der Luft auftritt, so hat auch der Dampf, gleichviel, ob er sich im luftleeren oder im lufterfüllten Raume befindet, seine eigene Spannkraft.

Die Dampfbildung im luftleeren Raume geht sehr rasch vor sich. Unter gewöhnlichen Umständen hat sie jedoch den atmosphärischen Druck zu überwinden und kann daher bei niedriger Temperatur nur langsam erfolgen. Erst bei 100° C. vermag die Kraft der Dampfentwicklung den mittleren atmosphärischen Druck von 760 mm. (Quecksilberstand des Barometers) mit sichtlichem Erfolge zu überwinden, weil die Spannung des Dampfes dieser Temperatur der Atmosphärespannung gleichkommt. Die Dampfausstossung erfolgt dann rasch unter der Erscheinung des Siedens. In hoch gelegenen Gegenden, und daher insbesondere auf Bergen, woselbst der Luftdruck bekanntlich ein geringerer ist, erfolgt somit das Sieden des Wassers schon bei geringerer Temperatur.

§ 11. Sättigungsgrad, überhitzter Wasserdampf. Ein begrenzter Raum vermag bei einer bestimmten Temperatur nur ein gewisses Maximum von Wasserdampf aufzuuehmen. Für jede Temperatur giebt es daher ein Maximum der Dichte und Spannkraft (Expansivkraft), welches erreicht wird, sobald die Sättigung eingetreten ist. Es ist hierbei auf das Maximalquantum von keinem Einflüsse, ob der betreffende Raum mit Luft gefüllt oder luftleer ist. Der Dampf treibt allmählich so viel Luft aus, als nöthig ist, um sich in der seiner Temperatur entsprechenden Maximaldichte ansammeln zu können. Somit bildet der Dampf gewissermassen eine Beimischung der atmosphärischen Luit. Bei der Temperatur der Rothglühhitze kommt die dem Sättigungsgrade entsprechende Dichte des Dampfes der des Wassers gleich.

Wenn sich der in der Luft enthaltene Dampf im Sättigungsgrade befindet und es tritt eine Abkühlung der Luft ein, so muss sofort ein

Tlieil des Dampfes condensiren und als dunstförmige Masse, d. i. als ein Niederschlag sichtbar werden, der aus feinen dunstförmigen Wasserbläschen besteht. Es verbleibt dann der Luft nur noch jenes Maximum von Dampf, welches der eingetretenen niedrigeren Temperatur entspricht. Im Falle die Temperaturerniedrigung unter Null herabgegangen wäre, so bestünde der besagte Niederschlag aus Schnee.

Wird die Temperatur eines im Sättigungsgrade befindlichen Dampfes erhöht, ohne dass die Nachbildung von Dampf ermöglicht wird, so entsteht ein sogenannter überhitzter Wasserdampf, der bei gleicher Dichte eine höhere Temperatur besitzt als im gesättigten Zustande. Behält man aber die Temperatur bei und ver-grössert nur das Volumen, so erhält man gleichfalls einen überhitzten Wasserdampf, weil die Temperatur eine höhere ist als die, welche seiner jetzigen Dichte entspricht.

Die Widerstände, welche der Dampf in einer Leitung zu überwinden hat, vermindern dessen Druckkraft. Dadurch dehnt sich derselbe aus und verliert an Dichte. Wenn nun gleichzeitig eine hiermit Schritt haltende Abkühlung durch die Rohrwände eintritt, so kann der Dampf gesättigt bleiben. Nur entspricht dann der Sättigungsgrad und die Dichte einem geringeren Temperaturgrade. Wenn jedoch ein plötzliclierWiderstand, wie z. B. eine Querschnittsverengung, sich ergiebt, so entsteht nicht ebenso schnell auch eine Abkühlung. Der Dampf verliert dann jedenfalls an Spannkraft und Dichte bei gleichbleibender Temperatur und kommt dadurch in einen etwas überhitzten Zustand.

Im Wege des Versuches hat man die Spannkräfte ermittelt, welche dem Zustande der Sättigung bei verschiedenen Temperaturen entsprechen. Die Tabelle IVb enthält diese Versuchsresultate.

§ 12. Specifisclies Re wicht des Wasserdampfes und Beispiele. Mit Hilfe der Zahlen dieser Tabelle lässt sich die Dampfmenge bei beliebigen Temperaturen finden. Man hat nämlich nach Tabelle I bei 0° und 760 mm. Luftdruck das Gewicht von 1 cbdm. Dampf

1) . . 0*805 gr. = 0'000805 kgr. Bei einer Temperatur von t° würde zufolge Formeltabelle I jenes Quantum einen Raum einnehmen von 1.(1-j-0*0036651) dem., daher das Gewicht per Cubikdecimeter, d. i. das

0*00805

specifische Gewicht sich mit

1-f 0*003665 t

sich der Druck, d. i. die Spannung gleich geblieben Aväre. Dieselbe verändert sich aber mit der Temperatur und wäre demnach mit 6 mm. anstatt 760 mm. abzunehmen.

heraussteilen würde, wenn

per 1 cbdcm., d. i. das specifische Gewicht noch im Verhältnisse von 6:760 zu rectificiren, und man erhält 0-000805 b (1+0-0036651) 760 § 13. Fortsetzung. Welches Maximalquantum Wasserdampf kann ein Locale von 200 cbm. bei einer Temperatur von 20° + aufnehmen?

2) . .

als die gesuchte Dichte.

Die Tabelle IV c giebt bei + 20° eine Spannkraft von b = 17-39,

0-000805.17-39

daher durch Substitution in Formel 2) s =

(1+0-003665.20)760 3) . . —0-0000172 kgr. per 1 cbdcm.

Nachdem das Locale 200000 cbdcm. misst, so hat man als gesammtes Dampfgewicht 0"0000172.200000 = 3"44 kgr., daher dem entsprechend

4) . . 3"44 cbdcm. Wassergehalt der Luft.

§ 14. Fortsetzung. Das specifische Gewicht des Wasserdampfes bei 100° Temperatur und 760 mm. Spannung berechnet sich aus Formel 2) (Formeltabelle I) und mit Rücksicht auf die bereits in § 13 angewendeten Zahlen mit

5) . .

0-000805

= 0-000589

1+0-003665.100 Demnach erhält man von der betreffenden Zahl aus Tabelle IV b

ein um eine Kleinigkeit abweichendes Resultat. Aus 0000589 kgr. Wasser erhält man daher 1 cbdcm. Dampf von 100°; folglich aus 0-000589

0-000589

kgr. Wasser,

0-000589

cbdcm., d. i. aus

5a) . . 1 kgr. oder 1 cbdcm. Wasser 1698 cbdcm. Dampf.

Das in obigem Beispiele erwähnte Locale würde demnach ein Quantum Wasserdampf von 100° per 200000.0-000589 kgr. fassen und

200000.0-000589

daher mit Rücksicht auf 4)

200000.0-0000172

= 34mal so viel, als bei

20° Temperatur. Oder umgekehrt zur Sättigung bei + 20° ist nur V34 Raumtheil des Dampfes von 100° erforderlich.

Die Zahl 0-000805 der Tabelle I entstand dadurch, dass das specifische Gewicht des Dampfes im Vergleiche zur atmosphärischen Luft bei allen Temperaturen nach Gay-Lussac mit 0-6225 und somit im Vergleiche zu Wasser mit 0-6225 X 0-00129318 = 0-000805 angesetzt wurde, wobei 0-00129318 das specifische Gewicht der Luft bezeichnet. Nach Holzmann müsste

man

0-55964

272-63+ t

aber bei grösserer Genauigkeit

236-22+ t

anstatt 0 6225 nehmen.

§ 15. Die atmosphärische Luft im Allgemeinen. Die atmosphärische Luft besteht, wie erwähnt, wesentlich aus einer Mischung von sehr nahe 21 Volumtheilen Sauerstoff und 79 Theilen Stickstoff, nebstdem aber noch aus einer Beimischung von etwas Kohlensäuregas und Wasserdampf. Mit Rücksicht auf diese letzteren Beimengungen hat dieselbe durchschnittlich eine Zusammensetzung von annähernd 78’35 Volumpercenten Stickstoff, 2077 Volumpercenten Sauerstoff, 084 Volum-percenten Wassergas, 0*04 Volumpercenten Kohlensäure.

In verschwindnd kleinen Mengen enthält die Atmosphäre noch Ammoniak.

Das Gewicht der atmosphärischen Luft ist bei 0° und dem Normal-Barometerstande laut Tabelle IV a per Kubikdecimeter, L294 gr.

Die atmosphärische Luft spielt eine Hauptrolle im Ver-brennungsprocesse, indem durch Zuleitung derselben zum Feuerroste dem Brennmateriale der zur Unterhaltung des Feuers nöthige Sauerstoff beigeschafft wird.

§ 16. Feuchtigkeitsgehalt derselben. Lässt man in einem mit der Aussenluft communicirenden Raume Wasser verdampfen, so stellt sich die summarische Spannung des Dampfes und der Luft im Raume mit dem Drucke der äusseren Luft in das Gleichgewicht. Dabei wird nach Massgabe der Dampfentwicklung ein Theil der Luft aus dem Raume verdrängt.

Ist demnach B = dem Barometerstände in Millimeter, t= der Lufttemperatur, p°/₀ = dem Sättigungsgrade des in der Luft enthaltenen Wasserdampfes, und b = der dem vollen Sättigungsgrade entsprechende

Dampfdruck, so bezeichnet den factiscli wirksamen Dampfdruck,

und es erübrigt daher ein noch wirksamer Luftdruck von

Bezeichnet ferner unter Festhaltung obiger Grössen t, p und B s das specifische Gewicht der feuchten Luft, st das specifische Gewicht der trockenen Luft, s₂ das specifische Gewicht des vorhandenen Dampfes, und entnimmt man der Tabelle IV a die specifischen Gewichte 0000805 und 0G01294 für gesättigten Wasserdampf und für trockene Luft

0-000805

als

1 —)— a t

specifisches Gewicht des gesättigten Dämpfes von t° bei 760 mm. Druck. Somit erhält man nach dem Mariotte’schen Gesetze

bei 0° und 760 mm. normalem Luftdruck, so erhält man

^ 0-000805 Sa 1 a t

8) . . s₂

0 000805 b p

100 (1 +a t) 760

Luft bei t° und 760 mm. Druck ist

ergiebt. Das specifische Gewicht der trockenen und weil der Druck nach 6)

0-001294

die Grösse

(» - B&)

1 —J- a t

hat, so erhält man analog zu 4) die Proportion

(B

, 0-901294 Sl ’ 1 -j- a t

, daher

: 760 = 0-001294 ( B

100

9) • • sj =

100.

wird.

760(1 + a t)

Das specifische Gewicht der feuchten Luit stellt sich hiernach mit

0 000805 ,bX

100

+ 0-001294 (b

bp

100

heraus,

10) . . s = Si -f~ s₂ =

wobei a den Ausdehnungs-Coëfficienten 0-003665 bezeichnet.

§ 17. Feuchtigkeitsgehalt derselben. Aus 6) ist zu entnehmen,

760 (1 +a t)

dass für B —

bp

100

0, d. i. für

100

= B der Luftdruck, und somit das

Vorhandensein von Luft gänzlich aufhört, daher im Raume nur noch Dampf vorhanden wäre.

Gelangt derselbe in den Sättigungsgrad, so ist p = 100 Percent zu setzen, und es geht eben genannte Gleichung überinb = B. Es müsste nämlich der Dampfdruck dem Barometerstände, d. i. einer Atmosphäre gleich werden. Hätte man blos gesättigten Dampf vom Drucke B im Raume, so wäre in Gl. 10) die Grösse p = 100 und p = B zu setzen, um das specifische Gewicht desselben 0-000805 B ' ⁸² — (I-)-at) 760

11) .

zu

erhalten. In gleicher Weise erhält man aus 9)

12).. s;=

0-001294 B

760 (1 —}— a t)

Sonach wird 1 cbdcm. gesättigter Dampf unter dem Drucke B das Gewicht von s» kgr. haben. Wenn man den Dampf, wie ihn GL 8) darstellt, ebenso verdichtet, so wird er in dem Masse ein kleineres Volumen v₂ annehmen, als das Gewicht s₂ im Vergleiche zu s2 kleiner ist,, und man hat v₂ : 1 cbdcm. = s₂ : sä oder

i3)..y₂ = s2

für die Luft ad 9), wenn sie unter das

von

Ebenso erhält man Spannungsverhältniss ad 12) gesetzt wird, ein verkleinertes Volumen

14) .

S|

•Vl=iT

Die Substitution der Werthe von s₁₇ s₂, sj, sä giebt

b-Łl

100

b-2-

100 ,

—g— und vt =

15) . . Vl -f- y₂ = 1 folgt.

Beide Volumen ergänzen sich daher zu 1 cbdcm. Hieraus folgt die nachstehende Thatsache:

v₂ =

woraus

Wenn man die feuchte Luft eines Raumes, bestehend aus einem Gemenge von Wasserdampf und trockener Luft, in beide Medien geschieden denkt, und jedes derselben unter den vollen Druck setzt, welcher dem Barometerstände entspricht, und den Dampf bis zur Sättigung comprimirt denkt, so nehmen diese Medien Volumen an, die sich wie die Spannungen verhalten, welche ihnen in der feuchten Luft zukommen. Denn wir erhielten:

b-2_ B —b-£-

100 100

b-E— : B — b -E-

100 100

v₂ : Vi =

wobei die letzteren Ausdrücke die gedachten Spannungen darstellen.

§ 18. Beispiel. Wir nehmen eine Barometerablesung von 755 mm. bei —10° Temperatur, und eine relative Feuchtigkeit der Luft von 60 Percent an. Nach Formeltabelle I, Gleichung b), wird der in Bezug der Länge der Quecksilbersäule rectificirte Barometerstand

755

0-000180.10

sein, wozu noch im Falle einer besonderen Genauigkeit eine von der Einrichtung des Barometers abhängige Correction käme.

Der Maximaldruck des Dampfes bei -j- 10° ist nach Tabelle IV b gleich 9-16 mm., und 60 Percent hiervon geben

17) . . 5-496 = iE-

als factisch vorhandenem Druck des Dampfes.

Es erübrigt daher noch als Druck der trockenen Luft

18) . . 753-6 —5-496 = 748-104 mm. = B

16) . . B=r

= 753"6 mm.

100

Durch Substitution in Formel 5) erhalten wir: 0-001294.748-104 Sl ~ 760 (1 -f 0-003665.10) “ 787-854 19) . . s1 = 0-001229

0-968047

d. i.

Ferner nach. Formel 8)

s₂ =

0-000805.5-496

0-004424

760 (1 —|— 0-003665.10) . 787-854 20) . . s₂ =0-000006

Somit ergiebt sieb: s₂ ~\~ si ⁼ 0*000006 -|-0001229

21) . . = 0*001235 als specifisches Gewicht der feuchten Luft.

Wäre die Luft bei dem vorausgesetzten Drucke von 753*6 mm. und der Temperatur von -[-10° vollkommen trocken, so ergäbe sich das specifische Gewicht derselben wie folgt:

1 ebdem. von 0° bei 760 mm. Druck wiegt nach Tabelle I, 0*001294 kgr., daher bei 753*6 mm. Druck:

0*001294 : x — 760: 753*6 (nach dem Mariotte’schen Gesetze,! Formeltabelle I, Gleichung 7) und es wird x = 0*001283 kgr., und zwar bei 0°, somit bei —[—10° (Formeltabelle I, Anmerkung)

= 0*001238 kgr.

>    0*001283

; x —1+0-003665.. 10

als Gewicht per 1 ebdem., d. i. als specifisches Gewicht.

Im Vergleiche zu 17) ergiebt sich daher das Gewicht der trockenen Luft grösser als das der feuchten Luft, was übrigens auch aus einer näheren Betrachtung der Formel 6) klar wird, welche einen desto

wird.

' '    .    i ; I.    ' I

100

§ 19. Beispiel. Die Resultate 19) und 20) besagen, dass sich unter den vorausgesetzten Verhältnissen in 1 ebdem. Raum 0*001229kgr. atmosphärische Luft und 0*000006 kgr. Wasserdampf befinden. Mit Rücksicht auf die specifische Wärme (Tabelle I) ergeben sich demnach die Wärmegehalte per 1° mit respective

grösseren Werth ergiebt, je kleiner

23) . . 0 001229.0*2377 = 0*000292 WE. und 0*000006.0*4750 = 0*000003    ,,

Zusammen mit 0*000295 WE.

als specifische Wärme der feuchten Luft. Nach Gl. 22) hat

man als specifische Wärme der trockenen Luft.

24) . , 0*001238.0*2377 = 0*000294 WE.

Daher hat in Hinblick auf 23) die trockene Luft eine geringere specifische Wärme. Uebrigens zeigt schon die Tabelle I, dass die Wärmecapacität eine grössere ist als die der trockenen atmosphärischen Luft, und dass daher die letztere Luft ihre Capacität durch Beimischung von Dampf als feuchte Luft vergrössern muss.

§ 20. Beispiel. Mit Rücksicht auf 14), 15), 16), 17) und 18) erhalten wir, als auf je 1 ebdem. des Raumes entfallendes Luftvolumen:

25) . . v. =-

748*104

753*6

- =0*993 ebdem., und als Dampfvolumen

26) . . v₂

5*496

753*6

= 0*007 ebdem.

Diese Luftvolumina gründen sich auf die am Schlüsse des § 17 erwähnten Voraussetzungen, und bilden Rechnungsresultate, von denen wir erst später in diesem Abschnitte gelegentlich der Essengas-Analyse Gebrauch machen werden.

Apparate zum Messen des Feucłitigkeitszustandes

der Luft.

§. 21. Psychrometer und Beispiel. Zur Messung des Feuchtigkeitsgrades der Luft bedient man sich verschiedener Instrumente, von welchen wir dasjenige näher betrachten werden, welches bei gehöriger Vorsicht der Handhabung, nach dem Urtheile des Meteorologen Dr. C. Je 11 inek das Psychrometer, sich als das geeignetste darstellt.

Dasselbe besteht aus zwei Thermometern, deren Uebereinstimmung bei verschiedenen Temperaturgraden erprobt ist, und bezüglich allenfalls sich zeigender kleinerer Differenzen die Rectificatiönsziffern ermittelt sein müssen. Eine der Kugeln ist mit einer Mousselinhülse versehen, welche in einem Zopf endigt, der in destillirtes Wasser (Regenwasser) taucht und durch Capillaritätswirkung der Hülse beständig Feuchtigkeit zuführt. Ist die Luft mit Feuchtigkeit gesättigt, so findet keine Verdunstung an der Hülse statt. Widrigens aber wird je nach dem Grade der Sättigung die Verdunstung befördert, wodurch der Thermometerkugel Wärme entzogen und somit der Thermometerstand sinken wird.

Daraus erhellt, dass die Differenz der beiden Thermometerstände mit dem Sättigungsgrade der Luft, d. i. mit dem Dampfdrücke in einer gewissen Relation stehen muss.

Régnault fand hiefür zwei Gleichungen, nämlich

0-480 (t —t') 689—t'

für t' <C 0, und

27) . . e"=e'

0-480 (t — t') b ~ 610 — t'

für t'>»0

28) . . e" = e' —

Hierbei ist: e' = dem Maximum der Dampfspannung für die Temperatur t', welches das feuchte Thermometer anzeigt, ferner e" = der vorhandenen Spannkraft der Dämpfe, t = der Temperatur des trockenen, t' — der des feuchten Thermometers, b = dem Barometerstände auf 0° Quecksilbertemperatur reducirt.

Ist t/ = 0, so findet die erstere obige Formel Anwendung, wenn die Kugel des feuchten Thermometers mit einer Eishülle überzogen ist. Wäre dieses nicht der Fall, so hätte die zweite Formel zur Anwendung zu kommen.

Bei niedriger Lufttemperatur friert das Wasser im Gefässe und auch die Mousselinhülse. Daher kann das Befeuchten durch Capil-

laritätswirkung nicht eingeleitet werden, sondern es muss die Thermometerkugel von Zeit zu Zeit mit einem Pinsel direct befeuchtet werden, wodurch sich eine verdunstende Eiskruste bildet. Damit diese Ver

dunstung entsprechend rasch erfolge, muss die Eiskruste stets sehr dünn gehalten werden.

Das Psychrometer soll zur Beförderung der Verdunstung dort aufgestellt werden, wo ein Luftwechsel stattfindet.

Reinliche Behandlung der feuchten Kugel und des Mousselin-Ueberzuges sind zur Erzielung richtiger Resultate von Wesenheit.

Eine ausführliche Abhandlung über dieses Instrument findet man in Dr. Carl Jellinek’s „Anleitung zur Anstellung meteorologischer Beobachtungen”. Für unsere Zwecke genügen jedocli die vorstehenden Angaben.

§ 22. Beispiel. Für eine Temperatur von 20° des trockenen, von 29° des feuchten Thermometers, und bei einem Barometerstände von 756 mm. hat man t = 20, F = 19, b= 756 zu setzen.

Der Temperatur des feuchten Thermometers, d. i. der Temperatur von 10°, entspricht nacli Tabelle IV b eine Maximalspannung von e' = 16*35 mm., für F>0 ist Formel 28) zu wählen, daher 0*480 (20—19) 756

16*35 — 0*00081, d. i.

e" = e' -

e" = 16*35 mm. als vorhandene Dampfspannung.

Das Maximum, welches der Lufttemperatur t = 20° entspricht, ist aber nach Tabelle IV b gleich 17*39 mm. Daher beträgt der Sättigungsgrad x, zufolge Proportion 16*35 : 17*39 = x : 100 x = 94 Percent.

§ 23. Fortsetzung.Wäre die Lufttemperatur unter Null, und somit t = — 15°, ferner t' = — 15*6, b = 740, so wäre für F < 0 die Formel 27)

0*480 (—15 + 15*6) 740 689 + 15*6

Für F —— 15*6 findet man aus Tabelle IV & die Maximalspannung proportional 1*12 mm.

Daher e" = 1*12 — 0*3 = 0*82.

Die Maximalspannung für t = —15° ist 1*4, somit wie früher zu rechnen: 0*82: 1*4 = x: 100, x =58*6 Percent als relative Feuchtigkeit.

§ 24. Schwackliöfer’sclies Volum - Hygrometer. Ein vorzügliches Instrument zur Bestimmung des Feuchtigkeitgehaltes der Luft ist das von Professor Schwackhöfer erfundene Volum-Hygrometer, durch welches der in der Luft enthaltene Wasserdampf und auch die allfällige Nebelmenge nicht nur mit besonderer Genauigkeit, sondern auch durch eine blos mehrere Minuten dauernde Operation ermittelt werden kann. Der ganze Apparat ist, wie es Fig. 17 zeigt, in einen

610—19

zu wählen, und man hätte e// = e/

= e' — 0*30.

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Fig. 17.

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Zur Zuleitung der Luft sind circa 3 mm. weite Glasröhren in Stücken von 30 bis 40 cm. Länge, dicht aneinander gestossen und mit Kautschuk verbunden, zu verwenden, weil das Glas nicht hygro-metrisch ist und daher den Feuchtigkeitszustand der eingeleiteten Luft nicht ändert. Diese Zuleitung ist mit dem Glasrohre a oder b des Apparates in gleicher Weise dicht zu verbinden. Doch dürfen die Rohre, sowie auch der Apparat keine niedrigere Temperatur haben als die Luft, damit keine Condensirung und somit keine Aenderung der Luftfeuchtigkeit eintrete. Wir wollen annehmen, dass die Zuleitung durch das Rohr a erfolge.

Das aus Glas bestehende Absorptionsgefäss A enthält concentrirte Schwefelsäure, welche bekanntlich die Luftfeuchtigkeit begierig ansaugt. In diesem Gefässe befindet sich ein Glasrohrsystem, damit nebst der inneren Gefässwand noch zahlreiche Wandflächen vorhanden seien, die nach dem Zurückdrängen der Säure befeuchtet bleiben und der eingetriebenen Luft ein reichliches Mass von Absorptionsflächen darbieten.

Man öffnet nun den Schraubenquetscher q, stellt die Bohrung des oberhalb b befindlichen Hahnes ß senkrecht, und drückt den Kautschukballen so lange, bis die Schwefelsäure, mit der anfänglich die innere Fläche A, sowie die sie umhüllende Flasche A' bis auf halbe Höhe gefüllt sind, in Folge der eingetriebenen Luft in solcher Quantität durch die unteren Bohrungen 0 eindrang, dass die Oberfläche der Säure in der Flasche A die Marke m erreicht hat. Hierbei entwich ein entsprechendes Luftquantum durch den Hahn ß und das Rohr a, wie aus II zu Fig. 17 zu entnehmen ist. Nunmehr schliesst man den Quetscher q und den Hahn ß. Hiermit wäre das Absorptionsgefäss in den für einen Versuch geeigneten Zustand gebracht, und man wird nun daran gehen, auch die zu untersuchende Luft in richtiger Beschaffenheit und in dem richtigen Quantum in den Apparat zu bringen.

dem Raume unterhalb desselben verdrängt wird. Man

aus

Zu diesem Behufe wird der Hahn a in die Stellung I gebracht und mittelst der Kurbel k, den Zahnrädern r' und r die Schraube S (Fig. 17, ad II) gedreht) und hiermit der Holzcylinder F niedergedrückt. Dadurch wird das Quecksilber, mit welchem der umhüllende Glascylinder F' (Fig. 17) bis zum Niveau der unteren Basis des Holzstempels, d. i. bis zur Horizontalen n' anfangs gefüllt ist, nicht blos in dem 1 mm. breiten Raume zwischen Stempel und Glascylinder, sondern auch gleichzeitig in den mit dem Glascylinder communicirenden Röhren c und d aufsteigen müssen, weil es durch den niedergehenden Stempel

geht mit dem Niederschrauben des Stempels so weit, bis das Quecksilber in die Bürette B eingedrungen und daselbst seinen höchsten Stand bis zu einer mit dem Buchstaben n bezeichneten Höhenlage erreicht hat. Hiernach wird die Luft, welche über dem früheren Quecksilber-Niveau n' im Rohre c und in der Bürette vorhanden war, ihren Abzug durch dieses Rohr, welches sich oben horizontal nach links biegt, zum Hahne a (Detail I, Fig. 17) nehmen, die Bohrung des Hahnes a passiren und durch den Rohransatz b in das Freie ausströmen. Wenn nun der Hahn a in die Stellung II, Fig. 17, gebracht, und durch Aufschrauben des Stempels F die entgegengesetzte Operation eingeleitet wird, so fällt das Quecksilber wieder bis zum Niveau n' und es wird Luft aus dem Zuleitungsrohre a, nämlich eine zu untersuchende Luft angesaugt. Nunmehr befindet sich im Apparate eine Mischung aus einem Theile der früher in demselben vorhanden gewesenen und der jetzt angesaugten Luft. Erst durch Wiederholungen der beschriebenen Operation verschwindet allmählich jede Beimischung der früheren Luft, und es enthält dann der Apparat nur noch Untersuchungsluft.

Den Schluss dieser Operationen bildet die Drehung des Hahnes a nach Stellung III, und nunmehr ist das Rohrsystem von diesem Hahne bis zum Nullpunkte des Rohres c (inclusive der Bürette) in sich abgeschlossen und mit der zu untersuchenden Luft gefüllt. Dieser Abschlussraum ist derart rectifieirt, dass ein Intervall der Scala des Rohres c ein Hundertstel dieses Raumes, d. i. Volumtheil misst. Gleichzeitig mit besagtem Schluss dieser Vorbereitungs-Operation muss an dem Thermometer t, welches sich in der Bürette befindet, die Temperatur der Untersuchungsluft abgelesen werden. Das Detail V, Fig. 17, zeigt, dass nur das Quecksilbergefäss in die Bürette hineinragt, dagegen das Thermometerrohr mit der Säule in dem Glasgefässe aufsteigt, welches die Bürette umgiebt und zur Hintanhaltung etwaiger von aussen einwirkender Temperaturschwankungen mit Clycerin gefüllt wird. Das Thermometer muss sehr empfindlich sein und wird in Zehntelgrade getheilt. Um eine so genaue Ablesung zu ermöglichen, wird die verschiebbare Loupe L angebracht.

Nunmehr ist die Absorption der Luftfeuchtigkeit einzuleiten.

Zu diesem Zwecke öffnet man den Quetscher q, bringt die Bohrung des Hahnes ß in die Verticalstellung und schraubt den Stempel F nieder. Dadurch wird Luft in der schon beschriebenen Weise zum Abzüge gezwungen, jedoch mit dem Unterschiede, dass dieselbe jetzt ihren Weg durch den Hahn ß nach dem Absorptions-gefässe A zu nehmen gezwungen ist und daselbst mit den säurebenetzten Flächen der Gefäss- und Rohrwandungen in Berührung

kommt, wogegen die Säure durcli die Oeffnungen o theilweise abgezogen und in den Zwischenraum beider Gefässe A und A' aufgestiegen ist. Nach Verlauf einer halben Minute saugt man die Luft wieder durch Aufschrauben des Stempels in die Bürette zurück. Durch die Berührung der Luft mit den benetzten Flächen trat bereits eine Absorption ein. Doch muss die ganze Operation drei- bis viermal wiederholt werden, um die Absorption vollständig und hiermit die Luft völlig trocken zu machen. Dann wartet man ab, bis alle Luftbläschen im Rohre m aufgestiegen sind, stellt die Schwefelsäure wieder auf die Marke m ein, und schliesst die nunmehr getrocknete Luft ebenso ab wie früher die feuchte, indem man q und ß sperrt. Da früher die Spannkraft der Luft aus der Spannung des Dampfes und der eigentlichen Luft bestand, wird dieselbe nunmehr eine kleinere geworden sein, weil sie nur mehr aus der letzteren Spannung besteht. Den Unterschied zeigt das Controlrohr d, welches einerseits mit der äusseren Luft, andererseits mit dem Rohre c in Communication steht. Es steigt nämlich jetzt das Quecksilber in c höher als in d, und zwar um so viel, bis die comprimirte, trockene Luft der Bürette im Zusammenhänge mit dem Gewichte der Queck-silber-Ueberhöhung der äusseren feuchten Luft die gleiche Gegenspannung darbietet. Nun schraubt man den Stempel F so lange nieder, bis die dadurch erzeugte Comprimirung der Luft im Apparate einer Spannung gleich der der äusseren Luft erhält, d. i. bis die Quecksilbersäulen in c und d gleiches Niveau zeigen.

so war

drei- oder viermalige Berührung mit der Säure Absorption.

Das Luftquantum von der Marke m bis ß ist offenbar stets von vollkommener Trockenheit, daher sich dasselbe bei seiner Vermischung mit der zu untersuchenden indifferent verhält.

Um sicher zu sein, ob die Luft im Apparate absolut keine Feuchtigkeit mehr enthalte, ist eine nochmalige Leitung in das Ab-sorptionsgefäss und Zurückleitung in die Bürette zu bewerkstelligen, und zeigt sich nach dem Rückgänge in die Bürette derselbe Quecksilberstand in c, d. i. dieselbe Ablesung an der Scala dieses Rohres, die Absorption bereits eine vollständige. Zumeist genügt eine

zur vollständigen

Da das Quecksilber im Rohre c bei feuchter Luft auf Null eingestellt war, wird nunmehr der höhere Quecksilberstand dem verschwundenen Wasserdampf-Volumen entsprechen, und die Ablesung dieses Standes wird direct die gesuchten Volumpercente Feuchtigkeit ergeben. Hätte sich aber das Thermometer in der Bürette seit Beginn geändert, so müsste an der Ablesung noch eine Correction angebracht werden. Angenommen, die Temperatur wäre um OT Grad gestiegen, so würden

sich die annähernd im Apparate vorhandenen 100 Volumtheile um 100.0-003665.0’1 = 0-03665 Volumtheile ausgedehnt haben (siehe Nr. 2, Formeltabelle I), um welches Mass daher die Quecksilbersäule im Rohre c zu tief hinabgedrückt worden wäre.

Somit wären zur Ablesung noch 0-03665 Volumtheile hinzuzu-addiren. Mit Hilfe der Loupe kann man ohne Anstand am Thermometer bis auf 0-03° genau ablesen, wodurch eine Genauigkeit in der Bestimmung der Feuchtigkeit bis auf i/XM Volumpercent erreicht wird.

Nach Angabe Prof. Schwackhöfer’s können mit dem Apparate tausende Bestimmungen vorgenommen werden, bis eine Erneuerung der Absorptionsfllüssigkeit nöthig wird.

§ 25. Messung der Feuchtigkeit nebeliger Luft. Wollte man den Feuchtigkeitsgrad einer nebeligen Luft messen, so müsste das Ansaugrohr ein erwärmtes Wasserbad passiren, welches die Luft in diesem Rohre so weit zu erwärmen hätte, dass sich der Nebel in Wasserdampf verwandelt. Eine Temperatur-Erhöhung um 10 bis 15° ist hinreichend, um das Sättigungsvermögen der Luft für die Aufnahme der Nebelbläschen geeignet zu machen. Nach den bereits vorgetragenen Gesetzen (Formeltabelle IV, Post 4) hat man: 100 —v:v = b — e : e, wenn durch 100 die Volumtheile der im Apparate zu untersuchenden feuchten Luft bezeichnet werden, b = dem Barometerstände, e — dem Dunstdrucke und v= den am Apparate abgelesenen Volumtheilen des Wasserdampfes ist. Es ist dann: 100—v = dem Volumen trockener Luft unter demDruckantheile b — e, während das Volumen v des Dampfes unter dem Drucke e steht. Aus obiger Proportion erhält man 100 : v = b, e

und daraus e = v 100

Ist nun e'das Maximum des Dunstdruckes, welches der herrschenden Lufttemperatur entspricht und aus der Tabelle entnommen werden kann, so ist nach der von Dr. J. H ann (Director der meteorologischen Reichsanstalt, Wien) gegebenen Theorie. N = e — e' gleich dem Plus, welches der Nebelmenge entspricht.

Die nebelige Luft ist stets mit Wasserdampf gesättigt, dessen Menge sich leicht berechnen lässt. Die Ablesung am Apparate giebt aber das Gesammtquantum an Dampf und Nebel, daher die Differenz der Nebelmenge anzeigt. Diese Volumdifferenz kann mit Rücksicht auf die Lufttemperatur leicht in Wassergewicht umgerechnet werden.

Der Verbrennungsprocess im Allgemeinen.

§ 26. Definition. Wir begreifen unter Verbrennung eine Sauerstoffverbindung, die bei Entwicklung von Luft und Wärme vor sich geht. In den Fällen, welche wir hier rücksichtlich der Beheizung zu betrachten haben, sind Kohlen- und Wasserstoff die verbrennenden Elemente, unn zwar verbrennt Kohlenstoff zu Kohlensäure (C 0₂) und Wassersoff zu Wasser (H 0).

Die Entzündungstemperatur ist 500°.

§ 27. Chemische Vorgänge im Verbremmngsprocesse. Zur Erläuterung der Verbrennung nehmen wir Holz als Beispiel an. Der wesentliche Stoff ist Holzfaser (Cellulose), bestehend aus einer chemischen Verbindung von Kohlenstoff, C mit Wasser- und Sauerstoff, nämlich mit H und 0.

Die Holzfaser enthält überdies noch freien H, d. i. einen mit derselben nicht chemisch verbundenen Wasserstoff. Zudem findet sich im Holze noch hygroskopisches Wasser, nämlich eine mit demselben ebenfalls nicht verbundene Quantität Wasser, mit H 0 zu bezeichnen.

Ueberdies ist das Zellengewebe des Holzes noch von verschiedenen Materien incrustirt, welche aber bei der Verbrennung keine wesentliche Rolle spielen und von denen die unorganischen Bestandtheile als Asche Zurückbleiben.

Durch die Zuleitung von atmosphärischer Luft wird jenen Holz-bestandtheilen eine Mischung von Sauer- und Stickstoff, d. i. von O und N zugeführt.

Die Verbrennung geht rücksichtlich der Grundstoffe, welche das Brennmateriale enthält, in folgender Weise vor sich:

falls

Der Sauerstoff O der zuströmenden atmosphärischen Luft verbindet sich mit dem Kohlenstoffe C der Holzfaser zu Kohlensäure C 02 oder zu Kohlenoxyd C 0 unter Wärme-Entwicklung. Die Bestandtheile H und 0 der Holzfaser werden dadurch aus der festen Verbindung frei und gestalten sich zu Wasser in Dampfform. Der freie Wasserstoff H der Holzfaser enthält durch die Zufuhr von atmosphärischer Luft Sauerstoff 0 und verbindet sich unter Wärme-Entwicklung gleich-zu Wasser in Dampfform. Der Stickstoff N der atmosphärischen Luft, welcher nach Abgabe des Sauerstoffes verbleibt, verhält sich neutral. Das hygroskopische Wasser des Zellengewebes, nämlich das freie HO, verdampft bei diesem Verbrennungsprocesse.

Der unorganische Theil der Incrustirung des Zellengewebes bleibt nach beendetem Verbrennungsprocesse als Asche zurück. Derselbe Process geht auch bei anderen Brennmaterialien vor sich, da in ihnen gleichfalls die obgenannten Grundstoffe C und H die wärmegebenden Elemente sind. Doch sind die quantitativen Verhältnisse und die Einzelverbindungen, in welchen die genannten Verbrennungsstoffe in den verschiedenen Arten der Brennmaterialien verkommen, gleichfalls

verschieden, daher das geschilderte regelmässige Ergebniss des Ver-brennungsprocesses vielfach modificirt und beeinträchtigt werden kann. Holzkohlen, Coaks und Anthracit nähern sich dem reinen Kohlenstoff und verbrennen daher sehr regelmässig und vollkommen.

Der Kohlenstoff kommt in mannigfacher Verbindung vor. Bei trockener Destillation (Erhitzung unter Luftabschluss oder bei mangelhaftem Luftzutritt) erfahren die Brennstoffe eine Zerlegung; es entstehen: Freier Wasserstoff, Kohlenwasserstoffe (vornehmlich Sumpfgas und ölbildendes Gas), Kohlenoxyd, Wasserdampf, ferner Verbindungen von Kohlenstoff, Wasserstoff und Sauerstoff. Im Rückstände verbleiben fast nur Kohlenstoff mit den Mineralbestandtheilen.

Wenn nun die Verbrennung eines kohlenwasserstoffhältigen Brennmateriales eingeleitet wird, so befindet sich je nach der Schichthöhe und der Begünstigung des Luftzuzuges nicht die gesammte Schichte in gleichem Brande, sondern es bilden sich ungleich begünstigte Partien und daher auch solche, die sich mehr weniger nur im Zustande der trockenen Destillation befinden. Die sich hierbei verflüchtigenden Verbindungen verbrennen nachträglich, wenn sie auf ihrem Wege durch die Brennstoffschichte oder durch den Feuerraum einen entsprechenden Luftzutritt erhalten und noch den nöthigen Hitzegrad haben. Sind dieselben auf diesem Wege zwar hochgradig erhitzt, aber ohne Luftzufuhr, so tritt eine weitere Zerlegung ein. Namentlich ist es Aethylen (ölbildendes Gas), welches unter diesen Umständen in Methan (Sumpfgas) und freien Kohlenstoff zerfällt. Der abgeschiedene Kohlenstoff befindet sich in feinster Vertheilung, wird als Flugruss fortgeführt und bedingt das Auftreten schwarzer Rauchwolken.

Erfahren hingegen die Destillationsproducte auf ihren Wegen eine Abkühlung, so entweichen sie theils unverändert, theils werden sie condensirt und geben Veranlassung zur Bildung dicker, grauer oder graubrauner Rauchwolken. Ist der Weg, den die Rauchgase zurücklegen, ein langer und die Temperaturerniedrigung eine bedeutende, so werden die condensirten Producte sogar theilweise zu Tbeer verdichtet — ein Fall, der in den Hauskaminen, namentlich bei Braunkohlen- und Torfheizung nicht selten vorkommt.

Der Rauch kann aber auch bei entsprechend hoher Temperatur und bei Luftzufuhr vollständig verbrannt werden.

§ 28. Ursachen der Rauchbildung. Aus diesen Vorgängen ist zu entnehmen, dass Abkühlungen des Brennmateriales und Verlegungen der Luftdurchgangswege die Verbrennung reduciren und die Rauchbildung begünstigen müssen. Derlei Abkühlungen entstehen, wenn plötzlich ein grösseres Quantum Brennstoff aufgelegt wird, weil die

Temperatur desselben ganz enorm tiefer als die der Gluthschichte ist. Auch die Feuchtigkeit, wenn sie in bedeutendem Masse im Brennstoffe vorhanden ist, wirkt ab kühlend, weil sie zur Dampfbildung Wärme absorbirt.

Das Oeffnen der Heizthüre behufs Beschickung des Feuers giebt Gelegenheit zum überreichlichen Einströmen der Luft in den Feuerraum, da dieselbe hier nicht, wie bei dem Durchzuge durch Rost und durch die Schichte, auf bedeutende Widerstände stosst. Diese zur Heiz-thiire einströmende Luft leistet aber zur Verbrennung nichts Nennenswertes, weil sie die Kohlenschichte nicht passirt, sondern nur darüber hinstreicht, und vermehrt daher wesentlich die der Rauchbildung dienende Abkühlung.

Bei Beschickung des Feuers wird mit der eben erwähnten Luft-einströmung auch Kohlenstaub vom neu zugelegten Materiale in ungleich grösserer Quantität mitgerissen, wodurch der Rauch verdunkelt wird.

Die Raucherscheinungen von einer Beschickung zur anderen sind nach Burnat’s Beobachtungen je nach der Beschaffenheit des Brennstoffes mehr weniger verschieden, und bestehen in Folgendem:

1 bis 2Y₂ Minuten: dunkelster Rauch,

weniger stark gefärbter Rauch, kein sichtbarer Rauch.

67₄ „    7

1774 „ 157-2

Diese Beobachtungen beruhen auf einer Verbrennung von0⁻54kgr. Kohle per 1 qdcm. Rostfläche und 1 Stunde, bei Beschickungs-Intervallen von je 25 Minuten.

§ 29. Die Raucliverbremmng, rauchverz ehren de Einrichtungen. Das Ideal der zum Zwecke einer Rauchverbrennung zu treffenden Dispositionen hat Crappton angegeben (siehe Dingler’s Journal, Band 193, Seite 293).

Die Kohle wird zu Pulver zermalmt und mit Beimischung des erforderlichen Luftquantums in den Verbrennungsraum getrieben.

Bei dieser Einrichtung ist weder ein Rost noch ein Aschenraum erforderlich. Es giebt dabei keine Schichtung, somit auch keine Destillationsproducte, es entfällt jedes Nachlegen von Kohle und verschwinden daher auch alle Uebelstände, die durch das Oeffnen von Heizthüren entstehen.

Die mit Kohlenpulver geschwängerte Luft gleicht einem flüssigen Brennstoffe, der in vollkommenster Weise verbrennt.

Bezüglich der Detaileinrichtung einer solchen Heizung ist zu bemerken, dass die durch Mascliinenthätigkeit zermalmte Kohle in einen verticalen, mit Siebboden versehenen Trichter gelangt und das durchgesiebte Pulver mittelst vier auf einer horizontalen Stelle sich drehenden Flügeln durch seitliche regulirbare Oeffnungen weiterbefördert wird. Das Pulver fällt dann in den Zwischenspalt zweier Walzen, deren Abstand gleichfalls regulirbar ist, und gelangt in den Druckventilator, der die Mischung mit atmosphärischer Luft und das Einblasen des Gemisches in den Verbrennungsraum besorgt. Der Verbrennungsraum ist in fortwährender Drehung begriffen, um das gleichförmige Vertheilen der eine Schutzdecke gegen die bedeutende Hitze bildenden Schlacken an den Wänden zu erzielen.

Eine solche Einrichtung erfordert aber Maschinenkraft und einen complicirten Mechanismus, daher man für die Zwecke der gewöhnlichen Heizung hierauf wohl nicht reflectiren kann.

Zu einfacheren Auskunftsmitteln übergehend muss man sich gegenwärtig halten, dass es wesentlich darauf ankommt, die abgehenden Kohlenwasserstoffe durch Vermischung mit anderen heissen Gasen bei entsprechender Luftzufuhr nachträglich noch zur vollständigen Verbrennung zu bringen. Ist nun der Rost gross genug, so dass die Kohlenschichte nicht zu hoch wird und der Luftdurchzug daher begünstigt ist, so wird man auch Rostfläche genug haben, um bei dem Nachlegen die Gluthschichte nach rückwärts schieben und für die frische Auflage mit dem vorderen Theile des Rostes das Auslangen finden zu können. Alsdann wird die trockene Destillation blos in der vorderen neuen Auflage entstehen und deren Producte bei ihrem Abzüge sich mit den Verbrennungsgasen der rückwärtigen Gluthschichte , mengen und zur vollständigeren Verbrennung kommen.

Man hat auf Einrichtungen gedacht, um auch bei kleineren Rösten denselben Zweck zu erreichen.

Darcet, Wye Williams und Combes brachten rückwärts der Peuerbrücke durch den Aschenfall oder durch die Seitenwandungen des Verbrennungsraumes regulirbare Oeffnungen an, welche äussere Luft den Verbrennungsgasen zuführten und dadurch die vollständige Verbrennung der Destillationsgase begünstigten. Die Oeffnungen waren entweder siebartig oder behufs Vertheilung und Mischung so angebracht, dass Gegenströme entstanden. Der Erfolg war ein sehr guter. Doch ist es wuchtig, die Luft in nicht zu grosser : Quantität einströmen zu lassen, da sie ab kühlend auf die Gase wirkt. Durch verglaste Einblicköffnungen kann man sich von dem Vorsichgehen der Rauchverbrennung überzeugen, und sich hinsichtlich der Regulirung der gedachten Luftzuführung orientiren.

Treppenröste oder Füllschachte, welche ein langsames Nachrutschen des Brennmateriales bewirken, begünstigen eine Rauchverbrennung.

Denn die Destillationsgase werden durch die frische Luftzuführung', welche die Kohlenschichte von aussen gegen hinein durchzieht, mitgenommen und über die Gluthschichte geführt, woselbst sie vollständig verbrennen. Das oftmalige Oeffnen der Feuerthüre zum Behufe des Nachlegens entfällt, und ebenso die plötzliche Abkühlung der Gluthschichte durch Beschickung des Feuers, weil die Kohlen in dem Masse, als sie der Gluthschichte sich durch Nachrutschung nähern, sich auch erwärmen.

Auch die Anwendung von Fülltrichtern, die eine Nachrutschung des Brennmateriales und die Beseitigung des oftmaligen Oeffnens von Heizthüren bezweckt, wirkt rauchvermindernd.

Bei Anbringung von zwei durch eine Zwischenmauer isolirten Rösten, wodurch gewissermassen zwei Verbrennungsräume entstehen, kann man gleichfalls eine Rauchverminderung bewirken. Man legt nämlich in einem dieser Räume unter Absperrung des Rauchabzuges Kohle nach und öffnet dann den Schieber für eine Oeffnung zum zweiten Rost. Die Destillationsproducte müssen dann ihren Weg durch diese Oeffnung über die Gluthschichte des zweiten Rostes nehmen und verbrennen dadurch vollständiger. Die nächste Beschickung wird man mit dem zweiten Roste vornehmen und wiederumgekehrt manipuliren.

Man hat auch mechanische Vorrichtungen gleichen Zweckes versucht, indem man z. B. den Rost automatisch drehbar eingerichtet hat und immer nur den Theil mit Kohle belegte, welcher der Heiz-thüre zugekehrt war, wogegen der andere Theil, der die Gluthschichte enthält, durch Vermischung mit den Destillationsproducten der neuen Auflage die Rauchverbrennung bewirkte.

Auch ein Nachlegen auf den Rost durch eine selbstthätige mechanische Vorrichtung hat man in Anwendung gebracht, um der Noth-wendigkeit eines Heizthüröffnens zu entgehen.

Im Ganzen genommen zeigte es sich, dass mechanische Vorrichtungen, abgesehen von ihrer Reparatursbedürftigkeit, weniger praktisch seien, als die Manipulation eines geschickten Heizers, ferner dass die Einführung von Luft in die Verbrennungsgase leicht eine merkbare Abkühlung derselben bewirkt, und dass eben die Anwendung grosser Feuerröste mit der früher beschriebenen Manipulation des Nachlegens am vorderen Theile derselben zu verhältnissmässig guten Resultaten führte.

ist die

ihrer Wesenheit durch Fig. 18 dargestellt wird.

§ 30. Tenbrink-Feuerung und Schachtfeuerung. Ein in letzterer Zeit als vorzüglich bekannt gewordener Apparat für Rauchverzehrung vom Ingenieur Ten-Brink erfundene Einrichtung, welche in

Der horizontale, mit Wasser gefüllte und durch zwei schräge Stutzen E mit dem Oberkessel A verbundene Unterkessel K besitzt ein oder zwei senkrecht gegen dessen Axe gerichtete runde Durchdringungen J, welche als Feuerrohre functioniren, und als solche den schief gestellten Rost L enthalten. Durch die Füllöffnung B wird die Kohle, welche in kleine Stücke zerschlagen werden muss, eingebracht, und sinkt während ihrer Verbrennung allmählich am Roste herab, dessen Neigungswinkel daher so einzurichten ist, dass bei der in Verwendung stehenden Kohlengattung diese Rutschung regelmässig vor sich gehen

Fig. 18.

"iir

i..:

könne. Entsprechend dieser Bewegung der Schichte sind Kohlen nachzufüllen.

Am Ende des Rostes stauen sich die Kohlenrückstände etwas auf, verschliessen in erforderlicher Weise die Oeffnung N zwischen Rost und Aschenkasten, und hindern auch das zu schnelle Nachgleiten der Kohle. Diese Oeffnung N würde, wenn sie nicht geschlossen wäre, die Luft über den Rost führen, anstatt dass dieselbe genöthigt wäre, durch die Rostspalten in die Kohlenschichte zu dringen. Durch die Oeffnung H wird mittelst Haken der Rost gelüftet, und die Schlackenanhäufung nach Erforderniss vom rückwärtigen Ende des Aschenraumes hervorgeschoben. Die schliessliche Beseitigung¹ der Schlacke erfolgt durch die Thüre 0.

Unmittelbar auf den stiegenförmig angebrachten Rostplatten werden nach den früheren Erörterungen die trockenen Destillationen vor sich gehen und somit die Kohlenwasserstoffe daselbst aufsteigen, die aber über der Gluthschiclite von dem Feuerstrome getroffen werden, der nach den Pfeilen J, G, D gegen den Oberkessel zieht und dadurch in einen hohen Hitzegrad versetzt werden.

Mit den Kohlenwasserstoffen steigt zugleich auch ebenso erhitzte Luft auf, welche durch die Spalten des Rostes angesaugt wird, und dieser Mischung von Kohlenwasserstoffen und heisser Luft tritt nach Pfeil F noch ein Strom frischer Luft entgegen. Demnach wirken Hitze und Luftzufuhr an dieser Stelle auf die rauchbildenden Gase ein, was unvermeidlich ihre Verbrennung zur Folge haben muss. Dem Roste wird nach dem Gesagten unterhalb durch die Thüre 0 und oberhalb durch die gleichfalls regulirbare Oeffnung C die Luft in erforderlichem Verhältnisse zugeführt. Die jeweilige Regulirung der letzteren Oeffnung hängt von der Raucherscheinung ab, die sich am Schornsteine oder in dem mit verglasten Schaulöchern versehenen Verbrennungsraume zu zeigen beginnt. Ein Oeffnen von Heizthüren entfällt bei dieser Feuerungsart, daher auch die rauchfreie Verbrennung keine Unterbrechung erleidet. Bei geschickter Bedienung des Apparates wird in bedeutendem Grade das Verschwinden der Raucherscheinung erzielt.

Eine derartige Feuerung gewährt nicht blos den Vortheil der Vermeidung von Rauch, sondern ermöglicht auch ein vorzügliches ökonomisches Resultat. Denn es gehen nahezu keine unverbrannten Stoffe durch die Esse ab, und es kann die Zufuhr äusserer Luft, weil sie oben und unten nach Bedarf zur Einströmung gebracht werden kann, auf das geringste Mass gestellt, also die Abkühlung des Feuerstromes, auf das möglichste vermindert werden. Durch den so zu erzielenden grösseren Hitzegrad wird auch der Wärme-Uebergang in den Kessel ein schnellerer, und es wird dieser Wärme-Uebergang auch nicht durch Russansetzung an die Kesselwände abgeschwächt, weil sich bei dieser beinahe vollkommenen Verbrennung nur sehr wenig Russ erzeugen kann. Auch ist es von bedeutender Wirkung, dass die strahlende Wärme des Feuers sofort von den Heizflächen des Unter- und Oberkessels aufgefangen wird, und daher nur geringe Strahlungsverluste durch die Kesselmauerung nach aussen Vorkommen können.

Ein ähnlicher Zweck wird durch die Schachtfeuerung angestrebt, deren Anwendung für den von Dr. Wolpert construirten Luftheiz-

Apparat in Fig. 19 dargestellt ist. Die frische Luft wird hier von unten durch die Thüre A und von oben durch das Rohr B zugefiihrt. Aehn-lich wie bei dem Tenbrink-Apparate kommen auch hier die heissen, noch nicht völlig* verbrannten Gase im Punkte C mit der zuströmenden frischen Luft zusammen, wodurch die gänzliche Verbrennung erzielt wird. Die nachrückende Kohlenschichte erhitzt sich allmählich, und die einmal hergestellte Füllung ist für lange ausreichend. Somit entfällt die Abkühlung der glühenden Schichte durch plötzliches Auflegen frischer Kohle und das oftmalige, den Feuerraum ab-f kühlende Oeffnen der Heizthüre als rauchbildende Ursachen.

Fig. 19.

Lj

ÄlifJ

,1* \ #

L'MA

Effecte des Verbrennungsprocesses.

§ 31. Essengas - Beschaffenheit. Wir nehmen nun als Beispiel 1 kgr. = 1000 gr. Holz an, mit der Zusammensetzung:

386 gr. C (Kohlenstoff),

400 „ HO (Wasser- und Sauerstoff in fester Verbindung),

200 „ H 0 (hygroskopisches Wasser),

4 „ H (freier Wasserstoff),

10 „ unorganische Bestandteile als Asche.

Die Verbindung dieser Bestandteile mit dem Sauerstoffe der atmosphärischen Luft zu C 0₂ und H 0 bildet die Hauptrolle der Verbrennung, und ist daher für den Effect massgebend.

Wir haben: C0₂ = 1 Aequivalent C mit 2 Aequivalenten 0, daher nach Tabelle IVa = 6 Gewichtstheilen C mit 16 Gewichtstheilen 0 = 1 . 16

Gewichtstheil C mit -g- Gewichtstheilen 0, also obige 386 gr. Kohlen-

1 A

stoff mit -g- X 386 = 1029 gr. Sauerstoff.

1415 gr.

Das Gewicht der erzeugten Kohlensäure ist daher 386-1- 1029 = 1415 gr.

7191.

1*967 gr.

Nach genannter Tabelle P967 gr. per 1 1., also

Es werden daher gebildet:

29) . . 1415 gr. = 7191. C 0₂ (Kohlensäure) und dazu benöthigt:

30) . . 1029 gr. 0 (Sauerstoff). H 0 = 1 Aequivalent Wasserstoff mit 1 Aequivalent Sauerstoff nach Tabelle IV a = 1 Gewichtstheil H mit 8 Gewichtstheilen 0, daher sich die in dem Holze befindlichen 4 gr. freier Wasserstoff mit 4 X 8 = 32 gr. Sauerstoff verbinden.

Das Gewicht des erzeugten Wasserdampfes ist daher

31) . . 4 -j- 32 = 36 gr., wozu benöthigt werden

32) . . 32 gr. Sauerstoff; im Ganzen werden somit laut 30) und 32) benöthigt 1029 -f- 32 = 1061 gr. Sauerstoff, nach Tabelle IVa 1-430 gr.

per 11., daher ⁼ 7421- Sauerstoff.

Die atmosphärische Luft enthält 21 Theile Sauerstoff auf 79 Theilen

79

Stickstoff, d. i. 1 Theil 0 auf Th. N., mithin auf

79

7421. O aufgj X 742 =27911. N, somit Bedarf

an

atmosphärischer Luft,

an Sauer- und Stickstoff zusammen

33) . . 742-f-2791 = 35331. nach Tabelle II L294 gr. per Liter, daher nach Gewicht

34) . . 3533.1-294 = 4572gr.

In der Praxis stellt sich aber der Bedarf eines Ueberscliusses

an atmosphärischer Luft heraus, weil ein Theil derselben schneller durch den Rost und das Feuer zieht, als dessen Zersetzung erfolgt, so dass bei Planrosten die Zufuhr des circa doppelten Luftquantums bei Steinkohle nothwendig wird. Im Falle einer künstlichen Luftzufuhr, deren Regelung man in der vollen Gewalt hat, könnte man mit etwas weniger ausreichen. Das Holz benöthigt das L5- bis 2fache Quantum, wofür wir das grössere in Rechnung nehmen.

Somit praktischer Luftbedarf mit Rücksicht auf 33) und 34):

35) . . 2 X 3533 = 70661., d. i. 2 X 4572 = 9144 gr.

Die frei werdende Stickstoffmenge, 27911., giebt laut Tabelle IV a an Gewicht

36) . . 2791 X 1-257 = 3508 gr.

zusammen

Die Dampfbildung ist folgende: Nebst der schon ad 31) berechneten, noch die Verdampfung der im gedachten Holzstücke enthaltenen Wasserelemente, die sich vor der Verbrennung theils in fester Verbindung und theils als hygroskopisches Wasser vorfinden,

37) . . 36 + 400 4-200 = 636 gr.

Nach Tabelle IV a, 0-805 gr. per Liter, giebt

38) .

= 7901.

636

' 0-805

Mit Rücksicht auf die Resultate 29), 36), 37), 38) wird daher durch die Verbrennung folgendes durch den Schornstein abziehendes Gasgemisch gebildet, wenn man auf die Zufuhr des doppelten Quantums atmosphärischer Luft Rücksicht nimmt, also nebst dem Quantum, welches theoretisch nach 13) zur chemischen Verbindung, d. i. zur Erzeugung der Kohlensäure und des Wasserdampfes nöthig ist, nochmal als Ueberschuss dasselbe Quantum hinzurechnet:

1415 gr. = 7191. 36 „ = 790 „ 08 „ =2791,, 72 „ = 3533 „

co₂

HO

Oi Oi Ci

Luft üb er s chu s s

39) . . Zusammen .    . 10131 gr. = 78331.

Dieses Luftquantuni ist blos bezüglich des Gewichtes richtig, aber hinsichtlich des Ausmasses nach Liter hypothetisch, weil dieses letztere sich in Folge Tabelle IV a auf 0° bezieht. Die Volum Vermehrung in Folge Erhitzung wird erst später der Rechnung unterzogen werden.

§ 32. Calorimetrisclier Effect (Wärme-Entwicklung.) Die Wärme-Entwicklung mit Rücksicht auf die Wärmemengen, die nach Tabelle IVa der Kohlen- und Wasserstoff bei ihrer Verbrennung abgeben, und mit Rücksicht auf die eingangs dieses Paragraphes angegebene Zusammensetzung des Holzes ist folgende:

0⁻386 kgr. C zu C 0 verbrannt, à 8080 WE. = 3119 WE.

0’004 kgr. H zu H 0 verbrannt, à 34462 WE. = 138 ,,

. 3257 WE.

Zusammen

zu

Die Verwandlung in Wasserdampf macht einen Theil Wärme unwirksam; derselbe beträgt laut Formeltabelle Abschnitt II per 1 kgr. 637 WE., daher mit Rücksicht auf obiges Resultat 0⁻636 kgr. à 637 WE. = 405    ,,

40) . . Bleibt als calorimetrisclier Effect .    . 2852 WE.

an

§ 33. Pyrometrisclier Effect (Feuertemperatur). Wir gehen nun die Ermittlung der Initialtemperatur, d. i. des pyrometrischen Effectes, und setzen vorerst voraus, dass die Verbrennung ohne Luftüberschuss vor sich gehen könnte. Massgebend ist bei dieser Berechnung das Quantum Wärme, welches 1 kgr. jedes der Gase per 1° C. enthält, nämlich die specifische Wärme, wofür die Zahlen aus Tabelle I, Abschnitt I zu entnehmen sind. Es wird angenommen, dass die Zufuhr der atmosphärischen Luft eine Temperatur von 0° habe. Widrigenfalls müsste am Schlüsse der Rechnung der Wärmeverlust in Abzug oder der Wärmegewinn in Zuschlag gebracht werden, der entstünde, wenn

die Lufttemperatur unter oder ober 0° wäre. Dieser Abzug oder Zuschlag wäre auf Grund der specifiscben Wärmemengen auszumitteln. Nach obigem Resultate ergeben sich die nachfolgenden frei gewordenen Gasgewichte:

Kohlensäure    1*415 kgr.    C0₂    à    0*2164 = 0*3062    WE.

Stickstoff . .    3*508    N    à    0-2440 == 0*8560    „

Dampf . . .    0-636 „    HO    à    Q-4750 = 0-3021    „

41) . . 5*559 kgr. Gasgemisch mit 1’4643 WE.

1*4643 bezeichnet daher die Wärmemenge per 1° Temperatur.

Die gesammte Wärmemenge ist aber nach 40) 2852 WE. und enthält daher 2852 ‘ 1-4643 als calorimetrischen Effect.

Nachdem aber ein Luftzuschuss Zuströmen muss, und zwar laut Resultat 34) von 4572 gr., so hat man nach früheren 5*559 kgr. Gasentwicklung mit 4*572    „ Luftüberschuss à 0*2377    1*0868    „

43) . . 10*131 kgr. Luftgemisch mit . . .    2*5511 WE.

Daher wie früher als calorimetrischen Effect

2852 ‘ 2*5511

Die Vergleichung beider Effecte zeigt eine Temperaturverminderung der Verbrennungsgase von mehr als 50 Percent, welche der Heizwirkung nicht günstig sind, weil die Apparate bei gleicher Heizfläche desto mehr Wärme aufnehmen, je höher die Temperatur der Verbrennungsgase ist.

Es ist daher zweckmässig, nicht mehr Luft, als factisch lebhaften Unterhaltung des Verbrennungsprocesses erforderlich ist, dem Feuerroste zuzuführen.

§ 34. Wärme - Entgang durch die Essengase. Wir wollen nun annehmen, es habe der Rauchschlot einen sehr guten Zug, so dass es nicht nöthig sei, die Verbrennungsgase mit einer übermässigen Wärme abgehen zu lassen, ferner sei der Heizapparat für eine sehr gute Ausnützung der Wärme construirt. Demzufolge nehmen wir eine Temperatur dieser abziehenden Gase von 125° C. an.

Mit Rücksicht auf die oben ad 41) berechnete Wärmemenge per 1° C. von 1*4643 WE. erhält man daher eine in den Kamin abziehende Wärmequantität

auf Resultat ad 40) einen restlichen Nutzeffect von 2852 — 183 = 2669 WE. In gleicher Weise mit Rücksicht auf die ad 43)

42) .

zur

= 1948° C. als Anfangstemperatur der Essengase, d. i.

1*4643 WE., und

44) .

= 1118° C.

von

125 X 1'4543 — 183 WE., oder mit Rücksicht

berechnete Quote von 2'5511 WE. erhält man als Verlust 125 X^'ööll = 319 WE.

45) . .

= 6 4 Percent und mit Rücksicht auf den unver-

Im Vergleiche zur Gesammtproduction von 2852 WE. ergäbe sich daher in dem Falle, als die Verbrennung ohne Luftzuschuss bewerkstelligt werden könnte, ein Verlust von 183 X 100

2852

meidlichen Luftüberschuss von

46) . .

319 X 100

2852

11%.

Der Rauchabzug zehrt daher jedenfalls mehr als 6‘4 Percent, eventuell 11 Percent der entwickelten Wärme bei sehr günstigem Effecte des Kamines auf.

§ 35. Specifisclies Gewicht der Essengase. Es wurde bei den obigen Berechnungen des Kubikmasses derVerbrennungsgase, wie schon bemerkt, eine Temperatur von 0° als Grundlage angenommen, weil die Tabelle IV a nur für 0° die Daten angiebt. Es müsste daher das ad 39) berechnete Gasgemisch per 7833 1. noch auf das kubische Mass gebracht werden, welches demselben bei dem ad 44) berechneten Temperaturgrade von 1118° entspricht, wenn man das Volumen kennen lernen wollte, welches die Gasmischung unmittelbar im Momente der Entstehung annimmt. Man erhält hiefür

47) . . 7833 (1 —j— 0*003665.1118°) = 39933 1. also circa das Fünffache des Volumens bei 0°.

Das specifische Gewicht, d. i. das Gewicht per Liter, stellt sich 10T31 kgr.

mit Rücksicht auf 39) mit

39933 1.

= 0-000254 heraus.

Nachdem aber dieses Gasgemisch seine Wärme schnell an den Heizapparat abgiebt, so wird diese Volumvermehrung schnell wieder rückgängig, und da, wie oben vorausgesetzt, die abziehenden Gase im Rauchfange nur noch eine Temperatur von 125° haben, so beträgt dieses Quantum blos

48) . . 7833 (1 -|- 0-003665.125°) = 114211., mit dem specifischen Ge-

= 0-000887.

wicht von

10" 131 kgr.

11421 1.

In der Regel ziehen da Gase mit einer höheren Temperatur ab, und es muss eine solche von -f-200° noch als eine sehr günstige bezeichnet werden.

§ 36. Einwirkung der Aussentemperaturen auf die Wärme-Entführung der Essengase. Führt man nun für die Temperatur von 200° dieselbe Rechnung durch, so erhält man einen Wärmeverlust von 49) . . 200 X 1'4643 = 293 WE. und bei Luftüberschuss einen Verlust von

= 10°/₀ und

51) . .

50) . . 200X2*5511 = 510 WE, somit beziehungsweise 293 X 100

2852

52) . .

510 X 100

schuss von

2852

= 18°/0? daher ein Mehrverlust in Folge Luftüber-

53) . . 18—ll = 7°/₀. Das Volumen der abziehenden Gase wäre

54) . . 7833-f (1 +200 X 0-000665) = 13575 1.

Die weiteren Resultate enthält die später folgende Tabelle IV d.

§ 37. Einwirkung der Aussenteniperaturen auf die Wärme-Entführung der Essengase. Nimmt man anstatt 0° eine tiefere Temperatur der äusseren Luft, etwa — 15° C. an, so erleiden die durchgeführten Rechnungen nur geringe Modificationen.

Das ad 35) berechnete Luftquantum von 9-144 kgr. mit — 15° C. entzieht dem Feuer die Wärme, Avelche dasselbe zur Erhöhung auf 0° bedarf. Nach Tabelle I ist der Wärmegehalt der atmosphärischen Luft per 1 kgr. und 1° C. 0-2377 WE., daher der Wärmeverlust 15 X 9*154 X 0-2377 = 33 WE. beträgt, also nur unbedeutend ist.

Hiernach reducirt sich das ad 40) gefundene Quantum der Wärme-Erzeugung, und zwar von 2852 WE. auf

55) . . 2852 X 33 = 2819 WE.

Die ad 44) berechnete Initial-Temperatur des Gasgemisches wird auch etwas niedriger, nämlich

2819 ' 2-5511

Die Temperatur der Gase im Kamine dagegen kann geringer sein, da es sich zur Erzielung der entsprechenden Zugwirkung nur um die Temperaturdifferenz der äusseren Luft und der Luft im Kamine handelt.

56) .

= 1105°

Diese Temperatur kann nämlich verhältnissmässig mit 110° C. angenommen werden, indem hierbei dieselbe Temperatur-Differenz von 125° gegen aussen erreicht wird, wie früher, nämlich 110°—(— 15°) = 125°. Man erhält dann ähnlich wie in § 34 den Wärmeverlust, und zwar 57) . . 110.2-5511 =281 WE.

Ferner den Percentualverlust ähnlich wie früher mit

58) . .

= 10 o/₀.

281.100 2819

Endlich das Volumquantum der abziehenden Gase, wie ad 49) 59) . . 7833 (1 + 110.0-003665) = 10990 1.

Nach den früheren Resultaten würden bei einer Kälte von 15° die Verluste 33 + 281=314 WE. betragen.

Bei 0° Aussentemperatur haben wir 319 WE., also ungefähr dasselbe befunden. Wenn man es daher in der Gewalt hat, durch den Heizapparat die Verbrennungsgase so ausnützen zu können, dass sie bei niederer Aussentemperatur mit gleichfalls geringerer Temperatur in den Schornstein zum Abzüge gebracht werden können, so ergiebt sich kein erheblicher Unterschied dadurch, dass die Luft unter den Rost mit einem grösseren Kältegrade gelangt und dadurch etwas abkühlend auf das Feuer wirkt.

§ 38. Uebersiclit der Verbreiiimiigsergelmisse. Die folgende Tabelle IV d enthält eine Uebersiclit aller gewonnenen Resultate. Zum Vergleiche sind in dieser Tabelle auch die Resultate der Verbrennung von 1 kgr. Steinkohle beigefügt. Dieselben werden in gleicher Weise, wie es für Holz gezeigt wurde, erhalten.

Die Resultate dieser Tabelle werden später noch benützt werden.

Ermittlung des Heizeffectes der Brennstoffe.

§ 39. Unzulänglichkeit der theoretischen Bestimmung der Breiin-werthe, Vergasungswärme. Sollen die Eigenschaften eines Brennstoffes für dessen praktische Verwendung eingehend ermittelt werden, so muss vor Allem die Elementar-Analyse desselben vorgenommen werden, um die wärmegebenden Bestandtheile (C und H), den wärmeverzehrenden Feuchtigkeitsgehalt und die Aschenbestandtheile kennen zu lernen. Dabei ist es für eine grössere Genauigkeit auch nothwendig, den Stick-stoffgehalt der Kohle zu bestimmen, welcher in der obigen Untersuchung vernachlässigt worden ist, weil derselbe einen Bestandtheil der Essengase bildet und somit auf das Quantum der Wärme-Entführung einen Einfluss hat.

Nebstdem ist ein wirklicher Verbrennungsversuch durchzuführen, um zu lernen, ob die regelrechte Verbrennung leicht zu erzielen sei, oder ob dieselbe eine besondere Aufmerksamkeit erfordere, ob eine Verlegung oder Verpackung des Rostes leicht eintrete; ferner wie es > sich mit der Erzeugung von Rauch und Russ verhalte, welche Wärme der Brennstoff factisch abgebe etc.

Es ist schon früher erwähnt worden, dass zur Losreissung der Theilchen des Brennstoffes aus ihrer festen Verbindung behufs der neuen durch die Verbrennung entstehenden Producte eine gewisse Arbeit nöthig ist, welche einen Theil der Wärme absorbirt, und diese Arbeit ist bei den verschiedenen Brennstoffen nicht die gleiche. Es

kann daher der calorimetrische Effect, welcher sich aus der chemischen Analyse berechnet, nicht vollständig erreicht werden.

Wird z. B. 1 kgr. Holzkohle (1 kgr. fester Kohlenstoff) in Kohlenoxyd durch Verbindung mit Sauerstoff verwandelt, so entwickeln sich nach Tabelle IV & 2473 WE.

Wird nun mit dem erhaltenen CO die gleiche Operation wiederholt, nämlich die Verbindung mit dem gleichen Quantum 0 vorgenommen, so sollten sich nun abermals 2473 WE. entwickeln. Allein es entstehen nun 5607 WE.

Nach der Mayer’schen Theorie und Ranke’s Bemerkung findet dies darin seine Erklärung, dass im ersteren Falle wegen Auflösung aus der festen Verbindung 5607 — 2473 = 3134 WE. als Arbeitskraft verschwanden.

Die Verbrennung von 1 kgr. Holzkohle giebt daher blos die in genannter Tabelle angegebenen 2473 -j- 5607 = 8080 WE. Der obige Verlust von 3134 WE. entstand durch Verwandlung von festem Kohlenstoff in Gasform, und wird deshalb auch Vergasungswärme genannt. Die eigentliche Wärme-Erzeugung beträgt aber

wovon nur 8080 WE. als nutzbarer

2X5607 = 11214 WE Effect disponibel werden.

Das Sumpfgas mit der Zusammensetzung C₂ H₄ enthält mit Rücksicht auf die Aequivalente (siehe Tabelle IVb) 2.6 = 12 Gewichts-theile C und 1.4 = 4 Gewichtstheile H in 12 —|— 4 = 16 Gewichtstheilen Gas; somit ³/₄ kgr. C und J/₄ kgr. H in 1 kgr. Gas. Nachdem bei Verbrennung desselben nicht erst unter Verschwinden von AVärme ein fester Aggregationszustand gelöst werden muss, so wäre der volle, obberechnete Verbrennungseffect anzuwenden, und

man hätte y 11214 -]— ^ 34462 = 17026 WE.,und nach ähnlicher Rechnung

0

für das ölbildende Gas mit der Zusammensetzung C₄ H₄ y 11214 + ~ 34462 = 14536.

Directe von Favre und Silbermann angestellte Versuche ergaben diesen Zahlen nahe kommende Ergebnisse, nämlich beziehungsweise 13063 und 11858 WE. Hierin liegt eine Bestätigung für die Richtigkeit des Mayer’schen Satzes.

Aus dem Gesagten ergiebt sich, dass die Holzkohle so viel AVärme giebt, als für Verbrennung ihrer Kohlenstoffmenge in Tabelle IVb angegeben erscheint, daher für diesen Brennstoff die Heizkraft, welche sich aus der chemischen Analyse ergiebt, mit der effectiven Heizkraft übereinstimmt. Die anderen Brennstoffe bleiben aber, je nach ihrem verschiedenen Cohäsionszustande, mehr weniger gegen den theoretisch berechneten Heizeffect zurück.

Hierüber muss ein mit der fraglichen Brennstoffgattung vorzunehmender Heizversuch Aufschluss geben.

Fig. 20 a.

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er* •

§ 40. Calorimeter. Der Apparat, welcher hierzu verwendet wird, heisst Calorimeter, und ist in Fig. 20a bis 20d ein älterer Apparat dieser Art dargestellt, mehr zu dem Zwecke, um überhaupt den Grundgedanken für ein Calorimeter zum Ausdrucke zu bringen, als dessen Nachahmung zu empfehlen. Die Bewirkung einer absolut vollkommenen V erbrenn un g und die vollständig genaue Messung der erzeugten Wärme ist mit ausserordentlichen Schwierigkeiten verbunden. Erstnach zahlreichen Studien und Versuchen ist es Prof. Schwackhöfer

mm

I Fig. 206.

⁷ r=

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—j-—

gelungen, einen solchen Apparat zu construiren. WieAvohl derselbe mit allen 7F erdenklichen Beobachtungs-Einrichtungen versehen ist, so ist zudem noch eine geübte Hand und alle Aufmerksamkeit erforderlich, um gewissermassen mathematisch genaue Resultate zu erhalten.

Nachdem aber Prof. Schwackhöfer diesen

Apparat bis jetzt noch nicht zur Veröffentlichung bestimmte, so müssen wir uns hier noch mit der Vorführung einer alten Construction begnügen.

In dem eisernen, mit Wasser gefüllten und verschlossenen Kasten (Fig. 20 a bis 20 d) befindet sich ein Feuerraum mit dem Roste a und Aschenraum b. Das Rohrsystem ecc.. d führt die Verbrennungsgase

ab. In der Feuerthüre e befindet sich eine Einblicköffnung f Beobachtung des Verbrennungsprocesses. Bei g kann der Kasten mit Wasser gefüllt und dasselbe mittelst des Hahnes h abgelassen werden. Während der Verbrennung wird die Handhabe h öfters auf und ab bewegt, damit durch die Bewegung des vergitterten Rührers' k das Wasser gemischt und dadurch die Wärme, welche dasselbe vom Rohrsysteme c c c empfängt, gleichförmig vertheilt werde.

zur

Fig. 20 c.

Hiernach wird die Temperatur, welche am Thermometer i abgelesen werden kann, auch __ die mittlere des Wassers sein.

Der Effect der Verbrennung giebt sich in der erreichten Erwärmung des Wassers kund.

ö~a.:

7>

Der Durchzug der Gase muss in der Regel künstlich unterstützt werden, etwa durch ein Gebläse. Ist Q= dem Gewichte und q = der specifischen Wärme des Apparates, ferner P = dem Wassei'gewichte und t der Temperaturzunahme, so hat man die Wärme-Entwicklung W=(Qq+P)t WE.

Fig. 20d.

Hat man die Wärme-Ableitung und Wärme-Ausstrahlung des Apparates gegen die Luft-und Wände-Umgebung dadurch bestimmt, dass man die Temperaturabnahme per 1 Stunde und 1° Temperaturdifferenz bestimmte, so hat man als Wärme Verlust des Apparates w = At.z.K, wobei At = der mittlerenTemperatur-differenz d es Apparates gegen Luft- und Wandumgebung,

Z = der Beobachtungszeit und K — dem ermittelten Coöfficienten ist.

Die gesammte erzeugte Wärme ist daher gleich (W -f- w) WE. Es ist zu beobachten, dass der Raum, in welchem das Calorimeter aufgestellt wird, nicht durch Oeffnen von Thüren oder Fenstern verschiedentlich abgekühlt, die Verbrennung gestört und die Abkühlung des Apparates selbst eine ungleichförmige und nicht zu berechnende werde.

Die erwähnte Abkühlung des Apparates, d. i. die Grösse K, kann auch mittelst Holzkohle ermittelt werden. Denn die Verbrennung derselben erfolgt mit einem dem theoretisch zu berechnenden gleichkommenden Effect. Die Holzkohle ist nämlich beinahe reiner Kohlenstoff, für dessen Verbrennung per 1 kgr. nach Tabelle IV a 8080 WE. zu rechnen sind. Wenn demnach die Wärme, welche der Apparat aufgenommen hat, nach obigen Angaben berechnet wird, so giebt die Differenz gegen den berechneten Effect der verbrannten Holzkohle den Wärmeverlust des Apparates, welche zur Bestimmung von K dient.

Nach Beendigung eines calorimetrischen Versuches ist der Kohlen-und Aschenrückstand vom Roste und aus dem Aschenfalle schnell auszuräumen und die denselben noch innewohnende Wärme sowie die nicht zur Entwicklung gelangte Verbrennungswärme der Kohlenrückstände zu berücksichtigen.

Zu diesem Ende werden die Rückstände in ein Wassergefäss geworfen. Der Inhalt an Wasser ist bekannt, daher sich aus der Temperaturzunahme desselben die Wärme-Abgabe der Rückstände berechnen lässt.

Die Gewichtsvergrösserung des Wassergefässes besteht aus dem Gewichte der Asche und der unverbrannten Kohlentheilchen. Der Percentantheil von Asche ist aus der chemischen Elementar-Analyse der Kohle nach Verhältniss des zum Versuche verwendeten Gewichtes

zu bestimmen und vom Rückstände in Abzug zu bringen. Die Differenz giebt das Gewicht der Kohlentheilchen, welches vom Gewichte der zum Versuche eingelegten Kohle in Abzug zu bringen ist. Dagegen ist die Wärmemenge, welche an das Gefäss abgegeben wurde, zum calorimetrischen Effecte, den der Apparat ergab, hinzuzurechnen. Nachdem unter den Kohlentheilchen auch verkokte sein werden, so ist diese Rectificationsrechnung nicht vollkommen genau. Aber man muss sich bei calorimetrischen Bestimmungen mit Näherungsmethoden begnügen.

§ 41. Essengas-Analyse, Scliwackliöfer’s gasanalytisclier Apparat. Beispiel. Das calorimetrische Resultat allein führt aber noch nicht zur vollen Kenntniss des eigentümlichen Verhaltens, welches das betreffende Materiale unter bestimmten Verbrennungsverhältnissen äussert. In dieser Hinsicht ist es wesentlich, dass auch eine Essengas-Analyse durchgeführt werde. Derartige Analysen wurden unter Professor Sch wackhöfer’s Anleitung vom Verfasser für die Stadtcommune Wien vorgenommen, wovon nachfolgend ein Beispiel gegeben werden soll. Es wurde zur Erprobung unter anderen Sorten auch Braunkohle gewählt und vorerst der chemischen Elementar-Analyse unterzogen, die folgende Zusammensetzung ergab :

52⁻92 Gewiehtspercente Kohlenstoff,

0-47

freier Wasserstoff,

2323 Gewichtspercente chemisch gebundene Bestandteile des Wassers „    hygroskopisches Wasser,

17-11

0-45

„    Stickstoff,

5-82

„    Asche.

Die Essengas-Analyse giebt nur die Verhältnisszahlen der , Zusammensetzung. Ist nun einer der Bestandteile, z. B. der Kohlenstoff, bezüglich seiner absoluten Menge, die 1 kgr. Kohle enthält, aus der Elementar-Analyse bekannt, so können mit Hilfe dieses Quantums auch die den anderen Verhältnisszahlen entsprechenden absoluten Quantitäten bestimmt werden.

Schreibt man Kilogramm anstatt Percent und dividirt sämmtliche Zahlen durch 100, so erhält man, wenn zugleich durch Beiziehung der Angaben aus Tabelle IVb und I die Wärme-Entwicklung bestimmt wird: (Kohlenstoff . . (C) 0-5292 kgr. à 8080 WE. = 4275-936 WE.

freier Wasserstoff (H) 0-0047    „ à 34462 „

161-971 „

60). .

Zusammen 4437-907 WE.

ehern, geb. Wasser (HO) 0-2323 hygroskop.Wasser(HO)OT711

à 637 WE. = 256-966 „

Zusammen 04034 „

Summa 1 kgr. rund . 4181 WE.

Mit dieser Kohle wurde nun in einem Zimmerofen eine Verbrennung eingeleitet.

Für Vornahme der Essengas-Analyse hat Prof. Schwack-höfer einen sehr vollkommen und schnell functionirenden Apparat erfunden, welcher nicht nur für die Essengas-Analyse, sondern auch für die Bestimmung des Kohlensäuregehaltes der Luft, also auch für Ventilationszwecke von grossem Vortheile ist.

Der Apparat besteht der Wesenheit nach aus mehreren Absorptionsflaschen, welche gewisse Reagentien enthalten, so dass deren jede eine andere Gasart absorbirt. Ein bestimmtes in den Apparat eingeschlossenes Volumen der zu untersuchenden Luftart erleidet daher, wenn es nacheinander in diese Flaschen geleitet wird, jedesmal einen V olumenverlust.

Diese Verluste können aber an einem mit Scala versehenen Wasserstandsglase abgelesen und hierdurch die Percentantheile der absorbirten Gasarten entnommen werden.

Zur Vornahme der ganzen Operation ist während des Verbren-nungsprocesses aus dem Rauchrohre oder Rauchschlote gleichförmig fortschreitend je ein Theil des Essengases abzufangen. Dieses in einer Aspirationsflasche sich sammelnde Essengas besitzt dann die durch-schnittliclie Zusammensetzung der gesammten Essengasentwicklung, daher die Analyse desselben auch das durchschnittliche Resultat ergeben muss.

Zu diesem Behufe wird in den betreffenden Rauchzug ein bis zu dessen Mittelpunkt reichendes Rohr aus hartem Glase mittelst Kork und Gypsbrei eingedichtet. Dasselbe wird vorher mit etwas fettig gemachter Glaswolle gefüllt, bei 1.00° getrocknet und mit grösster Genauigkeit gewogen. In dieser Glaswolle bleiben Russ und Asche, welche vom Essengase mitgerissen werden, zurück, und es kann nach Abschluss der Operation durch abermalige Wägung aus der Gewiclits-

Fig. 21.

am

vergrösserung deren Menge unter der Voraussetzung annähernd bestimmt werden, dass mindestens der grössere Theil des mitgerissenen Russes in der Glaswolle sich verfängt.

An das Glasrohr, Fig. 21, scliliesst sich der Aspirationsschlauch aus Kautschuk, mit dichter Einmündung in die Flasche b. Dieselbe wird zum grössten Theile mit Wasser gefüllt, über dessen Oberfläche a a die Oelschichte schwimmt. Der abzweigende Schlauch c mündet in die Flasche B ein, ohne in dieselbe eingedichtet zu sein. Oeffnet man den Sehraubenquetscher c nur wenig, so wird aus b das Wasser nur langsam nach B abfliessen und durch allmähliches Fallen des Wasserstandes in b die Oelschichte nachsinken. In den leer werdenden Raum der Flasche oberhalb der Oelschichte wird Verbrennungsgas nachdrängen, und die isolirende Oelschichte verhindert eine Veränderung desselben durch die absorbirende Wirkung des Wassers. Offenbar hat man es hierbei in der Macht, mit Hilfe des Schraubenquetschers e, der Scala, die an der Flasche B angebracht ist, und einer Uhr das Steigen des Wasserstandes in dieser Flasche und dadurch die Gaseinströmung in die Flasche b, gleichförmig und nach beliebiger Schnelligkeit regeln zu können. Dehnt sich diese Absaugung auf die volle Verbrennungszeit aus, so enthält die Flasche b am Schlüsse der Operation von dem abgeströmten Essengase die durchschnittliche Zusammensetzung. Ist nun diese Flasche voll, so wird der Quetscher e geschlossen, das unterhalb e eingeschaltete Glasrohr ausgelöst und der Kautschukschlauch e' mit dem gasanalytischen Apparate in Verbindung gesetzt.

Je nach der Dauer des Verbrennungsprocesses wird man auch mehrere Füllungen solcher Flaschen vornehmen, jede derselben ana-lysiren und aus den Ergebnissen das Mittelresultat der Analysen nehmen. Zur Vornahme einer zweiten Füllung wird man folgenderart vorgelien. Der Kautschukschlauch wird wie früher am Ende mit dem Rauchzuge in Verbindung gesetzt, das Wasser aus B in die gleichfalls offen zu haltende Flasche A geleert und durch Oeffnen des Quetschers d das Ueberströmen nach b eingeleitet. Dadurch füllt sich b wieder mit Wasser und die Oelschichte steigt zur anfänglichen Höhe auf, so dass nunmehr die Aspiration wie früher vor sich gehen kann.

Der Apparat, welchen Fig. 22 blos schematisch darstellt, ist ebenso wie der in § 24 beschriebene adjustirt. Derselbe muss vor Beginn der Operation seine richtige Wasserfüllung erhalten, wozu der folgende Vorgang zu beobachten ist.

Das aus Zinn angefertigte und mit Abzweigungen versehene Communicationsrohr R mit seinen bis in den Kautschukballen E reichenden Gefäss- und Rohrfortsetzungen ist durch Sperrung der Hähne H, 3, 2, 1, 4 vollständig abzusperren. Durch eine mit den Fingern vorzunehmende Quetschung des Kautschukschlauches in n wird auch der Ballen E isolirt, so dass nunmehr der Theil 8, F, 7, J, 6, 5 ein

communicirendes Gefäss bildet. Das an den Schlauch 8 zu befestigende Glasrohr taucht unter den Wasserspiegel eines dahin Gefässes. Wird

zu bringenden

an dessen Anfangspunkte 5 gesaugt, so steigt durch das Ende 8, welches wir uns in ein Wassergefäss eingetaucht denken, das Wasser auf, es füllt sich allmählich auch die Blechflasche F und die Bürette J mit Wasser. Dann wird Hahn 5 geschlossen, der gequetschte Theil n frei gelassen, der Ballen E mit der Hand gepresst und dadurch das Wasser bis zur Marke nF des dortigen Glasrohres zurückgedrängt. Diese Marke darf jedoch nicht überschritten werden weil sonst aus dem Ballen und der Bürette Luft in das Rohr Z gebracht würde, was vermieden werden muss, weil im Gegentheile aus Z und F alle Lufttheilchen entfernt werden müssen. Anfänglich werden bei dem Zurückströmen des Wassers durch 8 noch Luftbläschen bemerkbar sein. Die beschriebene Manipulation ist daher so lange zu wiederholen, bis daselbst keine Bläschen mehr wahrzunehmen sind. Dann wird eine nochmalige Saugung vorgenommen, die Quetscher 5 und 8 geschlossen, der Hahn H geöffnet und der Ballen E gepresst. In Folge dessen wird durch den Druck der aus dünnem Kautschuk bestehende

Fig. 22.

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TTV

J'V «

K,

\ Je'⁵

•VL

Beutel G ganz flach gedrückt, weil dessen Luftinhalt durch Hahn H entweichen kann. Nun öffnet man den Quetscher 8 wieder, jedoch nur sehr wenig, so dass es möglich wird, bei langsamem Entweichen des Wassers durch 8 mit möglichster Genauigkeit durch Drücken am Ballen das Eintreffen des Wasserstandes hei m' zu bewirken. Nachdem der Quetscher 8 hierauf wieder geschlossen wird, ist die Wasserfüllung des Apparates in ihren richtigen Normalzustand gebracht.

Lässt man jetzt den Ballen E frei, so bläht er sich wieder auf, erzeugt dadurch eine Saugwirkung und das Wasser steigt von m¹ bis über den Nullpunkt der Säule auf. Gleichzeitig gewinnt die Kautschukblase G wieder Raum, und es wird dadurch Luft durch den Hahn H angesogen. Wenn der Ballen nun wieder etwas gepresst wird, so kann der Wasserstand genau auf Null zurückgedrängt werden. Wird hierauf Hahn H geschlossen, so befindet sich sehr nahe die richtige Quantität Untersuchungsluft im Apparate.

War der Hahn H mit der atmosphärischen Luft in Verbindung, so könnte nun eine Untersuchung derselben in Bezug ihres Gehaltes an Sauer- und Stickstoff, sowie an Kohlensäuregas oder eventuell auch an Kohlenoxyd-Schwängerung vorgenommen werden. War aber der Kautschukschlauch der vorbeschriebenen Aspirationsflasche bereits mit dem Hahne H in Verbindung gesetzt, so befände sich jetzt Essengas im Apparate, jedoch noch nicht in reinem Zustande, indem es eine Beimischung der früher im Apparate gewesenen Luft enthielte. Wir werden uns aber hier ausschliesslich mit der Untersuchung des Essengases befassen. Um die Beimischung wegzubringen, wird man daher in der nachfolgenden Weise vorgehen:

Man wird, nachdem Hahn H mit der äusseren Luft in Verbindung gesetzt wurde, am Ballen E drücken, den Wasserstand bis m¹ herabdrängen, dadurch die Blase G flachdrücken, somit einen entsprechenden Theil der im Apparate enthaltenen Luft durch Hahn H hinaustreiben. Wird nun H auf Communication mit dem Essengase gestellt und durch Freilassen des Ballens E wieder gesaugt, so befindet sich nun schon bedeutend weniger Beimischung des Essengases im Apparate, und nach acht- bis zehnmaliger Wiederholung der Saug- und Druckoperation wird jede Beimischung verschwinden.

Oeffnet man den Hahn 4, so wirkt der Luftdruck im Apparate auf das Quecksilber der daselbst angebrachten sogenannten Barometerprobe und bringt dasselbe im zweiten Rohrschenkel zum Fallen, da der Druck der Essengase ein etwas geringerer ist, als der der äusseren Atmosphärendrucke.

Man wird daher, wie erwähnt, den Wasserstand etwas über dem Nullpunkt der Scala herstellen, und nachdem bei H und 4 gesperrt ist, die Luft im Apparate durch Drücken am Ballen so weit verdichten, bis das Wasser auf 0 zurückgegangen ist. Dann ist der Quetscher 6 zu sperren, der Hahn 4 zu öffnen und Hahn H mit dem Essengase in Communication zu setzen, aber in dem Momente wieder abzusperren, als das Quecksilber in beiden Schenkeln gleich hoch sich gestellt hat. Dann stimmt der Druck im Apparate mit dem der Atmosphäre.

Ein am Apparate angebrachtes Thermometer zeigt die Temperatur des zu untersuchenden Gases an, und eine daselbst befindliche kleine Tabelle giebt für die hier vorkommenden Temperaturen die Volumpercente Feuchtigkeit (d°/₀) oder vielmehr direct die Percente des Antheiles von trockenem Gas(100—d%) unter der Voraussetzung an, dass sich das Gas im Sättigungsmaximum befinde. Das Essengas kann aber als mit Feuchtigkeit gesättigt angenommen werden. Käme eine Luftart zur Untersuchung, welche nicht gesättigt ist, oder z. B. atmosphärische Luft, so müsste dieselbe durch ein eingeschaltetes U-förmiges Rohr geleitet werden, welches mit feuchter Glaswolle, Baumwolle oder feuchten Bimssteinstücken gefüllt ist, und dadurch in den Sättigungsgrad versetzt werden. Würde die Temperatur der zu untersuchenden Gase eine so hohe sein, dass sich dieselbe bei ihrer langsamen Aspiration nicht bis annähernd zur Temperatur des Apparates abkühlen würde, so müsste allenfalls die Aspirationsflasche b mit einem Külilgefässc umgeben werden.

Die Flaschen A, B und C des Apparates sind ähnlich eingerichtet wie diejenigen, welche gelegentlich der Beschreibung des Schwackhöfer’schen Volumhygrometers bereits erörtert worden sind. Sämmtliche drei Flaschen sind durch den Kautschukschlauch 1 und die in den Raum zwischen Umhüllung und Flasche reichenden Abzweigungen mit dem Ballen D verbunden. Durch Drücken an letzterem wird die Einstellung der Absorptionsflüssigkeiten auf die Marken m bewerkstelligt. Um z. B. die Operation für Flasche A auszuführen, sind die Quetscher 2 und 3 zu schliessen, 1 sowie Hahn H zu öffnen. Durch Drücken auf D wird die Luft im Flaschenzwischen-raume verdichtet, und presst die Flüssigkeit durch die Löcher 0 in die innere Flasche, wodurch ein Aufsteigen bis m bei gleichzeitigem Entweichen der Luft durch H in die umgebende atmosphärische Luft bewirkt wird. Die einmalige Füllung der Flaschen reicht für mehrere hundert Analysen aus.

Behufs Bestimmung der Kohlensäure wird Quetscher 1 geöffnet, auf Ballen E gedrückt, wodurch das in G befindliche Gas in die Flasche A gepresst wird. Die Flüssigkeit in A sinkt sonach, es entweicht ein Theil durch die Oeffnungen 0 in den Zwischenraum, und wird daher Luft in den Ballen D gedrängt. Die in A enthaltene 30- bis 35percentige Kalilauge absorbirt hierbei Kohlensäuregas. Durch abwechselndes Pressen und Freilassen des Ballens E wird eine Hin-und Herbewegung der Luft in A und hierdurch nach zwei bis drei Minuten eine vollständige Absorbirung des Kohlensäuregases erzielt. Zum Schlüsse bringt man durch Drücken auf D die Flüssigkeit in A auf den bis m reichenden Stand zurück. Dann wird 1 geschlossen, durch Drücken auf E die früher erwähnte Barometerprobe (die Quecksilbersäulen) zur Einstimmung gebracht und Quetscher 6 gesperrt. Der Wasserstand in der Bürette wird jetzt nicht mehr bis Null reichen. Der Apparat ist so adjustirt, dass nun die Ablesung der Tieferstellung die Volumpercente der Luftverminderung, d. i. die Percente Kohlensäure angiebt. Man kann zur Sicherung des richtigen Resultates die Operation nochmals versuchen, und sollte sich hierbei eine Differenz von V₂ Percent oder mehr ergeben, so wäre die Genauigkeit noch nicht hinreichend, und müsste der ganze beschriebene Vorgang wiederholt werden.

Hierauf ist in gleicher Weise die Sauerstoff-Absorption mittelst Gefäss B, welches 30- bis 40percentige Kalilauge mit 20 bis 25 gr. Pyro-gallussäure enthält, und schliesslich die Kohlenoxyd-Absorption mittelst des Gefässes C zu bewerkstelligen, welch letzteres eine salzsaure Lösung von Ivupferchlorür enthält, zu dessen permanenter Sättigung dünne Kupferdrähte in die Flüssigkeit hineinragen.

Die Scala, welche anfänglich blos den Luftverlust wegen Absorption von Kohlensäure zeigt, giebt nach der zweiten Operation den Volumverlust wegen Verschwinden des genannten Gases und des Sauerstoffes, und zuletzt den Gesammtverlust von Kohlensäure, Sauerstoff und Kohlenoxyd an.

Die gesammte Analyse erfordert circa 15 bis 20 Minuten Zeit.

Die zuletzt im Apparate verbleibende Luft besteht wesentlich aus Stickstoff und eventuell auch aus einer geringen Menge von Kohlenwasserstoffen, welche Luftarten sich für den Fall einer nächsten Analyse bezüglich der von den Marken m abwärts in den Flaschen verbleibenden Luft sich neutral verhalten, so dass die rückbleibende Luft der Flaschen auf die Resultate mit neuen Luftfüllungen des Apparates keinen Einfluss hat.

Für Generator- und Hochofengase werden nach Prof. Schwack-liöfer’s Angabe in der Schromm’schen Fabrik, Hernals bei Wien, Veronikagasse 34, Apparate angefertigt, die sieben Bestandteile absor-biren, nämlich Kohlensäure, Kohlenoxyd, leichten Kohlenwasserstoff, schweren Kohlenwasserstoff, freien Wasserstoff, freien Sauerstoff und Stickstoff. Bei einer derartigen Essengas-Analyse der vorgenannten Braunkohle wurde gefunden:

. C0₂

. co₂ + o

. C0₂ + 0-fC0

4-0% • •

19-0% . .

19-2% • •

42,2°/₀ zusammen in 97'7 Percent trockenem Essengase.

Bei fortgesetzter Aspiration wurden noch zwei Analysen durchgeführt, welche die nachfolgenden Resultate gaben:

4-0% und 3-6% .... CO,

21*7% „ 210°/₀ .... C0₂ + 0 21-7% „ 21*2% . . . . C0₂ + 0 + C0 in beiden Fällen in 97*6 Percent trockenem Essengase.

Die vorerwähnten Glasrohre, welche Russ und Asche aufzufangen hatten, wurden bei 100° getrocknet (denn bei dieser Temperatur tritt noch keine chemische Veränderung der Bestandtheile ein), dann wurden dieselben wieder gewogen. Die Differenz gegen die anfängliche Wägung ergab den Gehalt an Russ und Asche. Dann wurde das Glasrohr zum Glühen gebracht, wodurch der Russ verbrannte, somit der Kohlen-stoffantheil entwich, dessen Gewicht durch abermalige Wägung aus der Gewichtsabnahme gegen früher ermittelt werden konnte.

Nachdem aus der geaichten Absorptionsflasche zu entnehmen war, wie viel Essengas bei jedem Versuche abgesaugt wurde, so liess sich leicht bestimmen, wie viel Kohlenstoff auf 1 1. Essengas entfiel.

Nachdem aus der Wasserfüllung des Absorptionsgefässes B, Fig. 21, bekannt ist, in welchem Quantum Essengas das erhobene Gewicht von Kohlenstoff zurückblieb, so lässt sich der auf 1 1. Essengas entfallende Antheil bestimmen.

§ 42. Umrechnung der Percentual-Ergebnisse auf die absoluten Quantitäten für 1 kgr. Kohle. Wir wollen zunächst die ersten Versuchsresultate näher in Betracht ziehen und erhalten durch Subtraction C 0₂    •    .    4*0    Volumtheile

0.    .    .    15-0

CO.    .    .    0-2

in 97 -7 Volumtheilen Essengas.

In 100 Volumtheilen atmosphärischer Luft befinden sich

100

21 Theile O, daher im untersuchten Essengase sich    X 15 = 71*4 Theile

4-0 1.

atmosphärische Luft befanden. Obige Zusammensetzung ergänzt sich daher, wenn Liter anstatt Volumtheile geschrieben werden, was ohne Störung des Verhältnisses der Zusammensetzung geschehen kann, zu: C 0₂

Atmosphärische Luft .    .

CO........

. 71-4 „ • 0-2 „

aus

Zusammen . 75*6 1. in 97*7 1. Essengas. Die noch abgängige Differenz von 97*7 — 75*61. = 22*11. besteht Stickstoff, insoferne von dem allfälligen Minimalgehalte von Kohlenwasserstoffen abgesehen wird.

4-01 1.

C0₂

Atmosphärische Luft .    .    . 73*08 „

0*20 „ 22*60 „

Durch verbältnissmässige Umrechnung auf das Quantum von 100 1. erhält man:

CO

100*00 1.

Zusammen

Nach Tabelle IVb enthält sowohl Kohlensäure als auch Kohlenoxyd eine der Hälfte ihres Volumens gleichkommende Kohlenstoff

menge, daher in obiger Mischung ^ 4*1 -{- i 0-2 = 2*05 -|- OT = 2T51.

Kohlenstoff enthalten sind.

Durch Entnahme der Gewichte aus Tabelle IV a gelangt man zum Gewichtsverhältnisse:

co₂

401 1. à 1*9666 gr. = 8-063 gr.

CO

Daria sind beziehungsweise enthalten:

. . 2-05 1. à 1073    r. =

. . 0-10 „ à 1073    „ =

Führt man nun die gleiche Rechnung auch mit den beiden übrigen Versuchen aus und nimmt von den Verhältnisszahlen das Tausend-

• cro

0'20 gr. und 0107 „

fache, um Kilogramm anstatt Gramm zu erhalten, so gelangt man zu folgendem aus allen drei Versuchen hervorgehenden Mittelresultate:

0-300 kgr.

7-368    *

CO

C0₂

Atmosphärische Luft 104-117    „

19-205    „

darin enthalten (0-129 -j- 2-143) kgr. Kohlenstoff

Zusammen .

. 130-99 kgr.

mit 2'272 kgr. Kohlenstoff

Gasgemisch

In diesem Gasgemische bildet die Post 104*117 kgr. den Luftüberschuss, mit welchem die Verbrennung erfolgte, weil in dieser Luftmasse diejenige nicht enthalten ist, welche zur Bildung von C O und C 0₂ nöthig war. Das obige Essengas wird offenbar durch ein Kohlenquantum erzeugt, dessen Inhalt an Kohlenstoff 2-272 kgr. beträgt. Da nach der Elementar-Analyse [siehe 60)] 1 kgr. Kohle 0*5292 kgr. enthält, so lassen sich obige Verhältnisszahlen durch 0-5292

Multiplication mit umwandeln.

Nebst den oben angeführten Essengasbestandtheilen ist noch zu rechnen der Wasserdampf, entstehend aus den laut Elementar-Analyse 60) in 1 kgr. Kohlen enthaltenen 0-0047 kgr. freiem Wasserstoff. Derselbe giebt in seiner Verbindung mit Sauerstoff zu Wasser, respective Dampf, nach Tabelle IV a 9.0*0047 = 0-0423 kgr. Hierzu die laut derselben Analyse vorhandenen Wasserbestandtlieile mit 0*4034 kgr., giebt sammen 0*4457 kgr. Wasserdampf.

2 272

= 0-23292 leicht, 1 kgr. Kohle entsprechend,

zu-

Hiernach erhält man folgende Essengasmischung: . .    0069 kgr.

. .    1*716 „

CO . .

62) . .

CO, . .

Atmosph. Luft . 24‘249 „ N . .

.    4-473 „

0-446 „

■ entsprechend 1 kgr. Kohle.

Wasserdampf .    .

Zusammen . 30-953 kgr. Gase.

Um zur Kenntniss des gesammten Verbrauches atmosphärischer Luft zu gelangen, ist nebst obigem Ueberschusse von 24"249 kgr. noch dasjenige zu ermitteln, welches zur Bildung von C O, C 0₂ und H O nöthig war. Wir erhalten nach Tabelle 00:0 = 14:8 — 7:4 oder

4

y CO, und da ein Gewichtstheil 0 in 4-41 Atmosphären Luft

j4-31. CO=2-46286CO als

zu

folge Tabelle IV a enthalten ist, hat man

Luftquantum zur Bildung von C 0.

In gleicher Weise erhalten wir:

C 0₂: 0₂ = 22:16 = 11:8, 0₂ = ^C0₂

und die atmosphärische Luft hierzu — 4⁻31. jy C 0₂ = 3-13455 C02 und ebenso:

H:0 = l:8, 0 = 8 H, atmosphärische Luft = 4‘31.8 H = 34'48 . H.

Mit Hilfe der ermittelten Coëfficienten ergiebt sich der Luftbedarf wie folgt:

Luftüberschuss wie früher

63) . .

Zur Bildung von C 0 0’069.2-46286 = 0-172 kgr. „    „    „ C0₂, 1-716.3-13455 = 5-379 „

„    „    „ HO, 0-0047.34-48 = 0162 „

24-249 kgr.

Zusammen

.    . 5-713 kgr. 24-249 kgr.

Also mit Luftüberschuss zusammen 29-962 kgr. 29-963

Hiernach erfolgte die Heizung mit

Die atmosphärische Luft bringt aber eine gewisse Feuchtigkeit mit, welche sich dem Essengase beimischt und näher bestimmt werden muss. Die Beobachtung des Feuchtigkeitsgrades und die percentuale Bestimmung mit Kücksicht auf den Barometerstand wurde bereits ausführlich yorgetragen (siehe § 21 bis § 25).

Nach diesen Methoden ergaben sich 1-04 Volumpercente Wasserdampf, und somit 98’96 Volumpercente trockene Luft in der Atmosphäre. Für die weitere Rechnung kann man 0° als Lufttemperatur annehmen, weil wegen Gleichheit der Ausdehnungs-Coefficienten die

5-713

= 5facher Luftzufuhr.

Volumpercente der trockenen Luft und des Wasserdampfes bei guter Temperatur das gleiche Verhältnis behalten. Die laut 63) zugeführten 29‘962 kgr. trockener Luft führen daher im Verhältnisse von 98’96 Percent L04 Percent Wasserdampf mit sich.

= 0’308 kgr.

lOOcbdcm. feuchte Luft von 0° enthalten daher (siehe Tabelle IVa) 98-96.0‘001296 kgr. trockene Luft und 1-04.0-000308 kgr. Wasserdampf. Daher führt obige Quantität nach dem Verhältnisse x : 1-04.0-000805 = 29-962 : 98-96.0-001294 29-962.1-04.0-000805 98-96.0-001294

Wasserdampf mit sich, welcher sich dem Essengase beimischt. Die Zusammensetzung dieses letzteren ergänzt sich daher mit Rücksicht auf 62), wie folgt:

CO

0-069 kgr.' 1-716 „ 24-249 „ 4-473 „ 0-446 „ 0-308 „

entsprechend 1 kgr. Kohle.

co₂ .............

Luftüberschuss, atmosphärische Luft

Aus der Kohle sich entwickelnd, HO - Glas In der Luftzufuhr enthaltend, HO - Gas .

Zusammen .    . 31*261 kgr. Gasgem.

Nachdem die Temperatur des Gases in der Aspirationsflasche leicht gemessen werden kann, so lässt sich bestimmen, welches Volumquantum das Gasgemisch von 3P261 kgr. besitzt. Es kann hierbei annähernd dessen specifisches Gewicht dem der atmosphärischen Luft gleichgesetzt werden. Und da bekannt ist, wie viel Kohlenstoffentgang durch den Flugruss mit 1 Liter Essengas abgeführt wird, so ergiebt sich hieraus der Entgang per 1 kgr. Kohle. Derselbe wurde mit 0-0011 kgr. gefunden. Somit an Wärmeverlust 0-0011.8080=9 WE.

Die Differenz der Wärme-Entwicklung bei Verbrennung von 1 kgr. Kohlenstoff zu C O oder C 0₂ beträgt (siehe Tabelle IV a)

8080 — 2473 = 5607 WE.

Da nach den Aequivalenten CO:C = 14:6=7:3, C = y C Okgr.

so beträgt der Verlust bei Bildung von CO kgr. Kohlenoxyd

j 5607 . C 0 = 2288*7 CO kgr. Und da nach obiger Analyse 0’069 kgr.

Kohlenoxyd gebildet werden, so ergiebt sich ein Verlust von 0-069.2288-7 = 157-9 WE.

multipliciren

zu

Entnimmt man nun der Tabelle I, Abschnitt I, die Werthe der specifisehen Wärme, welche mit der Temperaturdifferenz der Essengase und Luftzufuhr, d. i. mit 156-2 — 20-5= 135-7° sind, und berechnet die Resultate schliesslich nach Percenten der

theoretischen Heizkraft yon 4181 WE., welche die Elementar-Analyse ergab, so gelangt man zu folgendem Ergebnisse:

Percente von 4181 WE.

2-3 WE. 50-209 „

CO .    .    .    0-069 kgr.    à 02479.135-7° =

C0₂ .    .    .    1-716    „    à 0-2164.135-7° =

Ueberschuss,

0-308 „ à 0-4750.135-7°=    20355 „

Zusammen .    .    1030"9 WE.

0-1%

1-2 „

HO- Gas .

18-7 „ 3-5 „ 0-7 „ 0-5 „

Im Flugrusse enthalten.......

Der Verlust durch die C O-Bildung .    .

157-9

24-7% 0-2 „ 4-04

Zusammen ,    .    1497-8 WE. 28 9%Verlust

Bleiben . . 4181 - 1497-8=    2683-2 WE. 71-l%Effeet

Zu diesem Schlussergebnisse ist zu bemerken, dass die Kohle im Apparate nur in sehr dünnen Schichten aufgelegt wurde, daher zur Erhaltung des Verbrennungsprocesses mit grossem Luftüberschusse geheizt werden musste. Die obigen Ziffern haben daher nur einen relativen Zweck, indem sie bei demselben Vorgänge zur Vergleichung des Brennwerthes mit dem anderer Kohlengattungen dienen.

Die Vergleichung der Verlustpercente zeigt, dass die Bildung von Kohlenoxyd nicht bedeutend war und durch dieselben blos die Entwicklung von 4 Percent Wärme verhindert wurde. Bezüglich der durch die Esse in Verlust kommenden Wärme liefert der Luftüberschuss den weitaus grössten Theil, indem er 18"7 Percent beträgt. Im Uebrigen liefert nur noch derStickstoffgehalt einebemerkenswerthe Ziffer, nämlich3"5Percent.

Würde nun ein zweiter Versuch bei Auflage entsprechend stärkerer Kohlenschichten, und daher mit möglichst geringem Luftüberschusse gemacht werden, so müsste sich zeigen, ob dabei die Vollkommenheit der Verbrennung leidet und sich in Folge dessen eine grössere Quantität von Kohlenoxyd bilden würde. Durch das allfällig vermehrte Kohlenoxyd würde der Wärmeverlust grösser, dagegen durch den geminderten Luftüberschuss derselbe geringer, und es müsste sich durch wiederholte Versuche das ökonomischeste Verhältniss des Luftüberschusses herausfinden lassen.

Noch ist zu bemerken, dass in dem vorliegenden Versuche die theoretische Ziffer von 4181 WE. als die ideale Effectziffer vorangesetzt worden ist und sich hierauf die Percentualberechnungen basiren.

§ 43. Aufstellung von Formeln für die Berechnung der culori-metrischen und pyrometrischeu Effecte. Die in § 32 und § 33 gegebenen

Entwicklungen lassen sich auch in geschlossenen Formeln darstellen. Indem wir voraussetzen, dass der Leser die daselbst gegebenen Berechnungs-Methoden sich eigen gemacht hat, können wir uns hier* kurz fassen. 6 Gewiclitstheile Kohlenstoff zu Kohlensäure verbrannt geben 6 + 28 = 22 Tlieile und erfordern 16 Gewiclitstheile Sauerstoff. Somit

16

erfordert 1 Gewichtstheil Kohlenstoff = 2’667 Theile Sauerstoff. Ein

b

Gewichtstheil Wasserstoff zu H 0 verbrannt giebt 1 + 8 = 9 Theile Gas und erfordert 8 Gewiclitstheile Sauerstoff. 100 Gewiclitstheile atmosphärischer Luft enthalten 22-8 Gewiclitstheile Sauerstoff. Somit

giebtlTheil 0 in der Mischung zu atmosphärischer Luft

0-228

Gewiclits-

theile. Sind demnach in 100 kgr. Kohle C kgr. Kohlenstoff und H kgr. freier Wasserstoff enthalten, so erfordert die Verbrennung 2-667 C , 8 H

per kgr.

0-228 '0-228 11-696 C + 35 088 H

= 11-696 C-f 35-088 H oder

100

L kgr. atmosphärischer Luft.

Hat die zuströmende Luft eine Temperatur von t° und steht dieselbe unter dem Barometerstände von b mm., so beträgt das Volumen, wenn das Gewicht der Luft mit 1*29318 kgr. per Kubikmeter an-

760(1 +0-0036651)

cbm.

gesetzt wird, Lv= 1*29318 L

Nachdem aber immer mit einem Luftüberschusse geheizt werden muss, so setzen wir einen Coëfficienten n vor, welcher anzeigt, mit wie vielfacher Luftzufuhr geheizt werde. Hiernach hat man als

T «,    , _    11-696 C + 35-088 H. ,

Luftbedarf n Lv= n--kgr., oder

760(1 +0-003665 t)L

cbm.

Das Gewicht Q, der Verbrennungsproducte per 1 kgr. Brennmateriale besteht aus dem der Luftzufuhr und aus dem Gewichte des in den gasförmigen Zustand übergegangenen Theiles des Brennstoffes, letzteres aus (1 — r) kgr. bestehend, wobei r = dem Gewichte der Verbrennungsrückstände ist. Man hat daher Q=(nL + l—r) kgr.

Die obigen Formeln lassen sich auch so schreiben:

n| n-696^+³5-⁰⁸⁸ kg,

(1 _j_ 0 003665 t) L n

nLv = n. 1-29318

nL =

64) . .

nL, = 982-817 L Q = (n L + 1 — r) kgr.

cbm., und

C

die Kilogrammantheile

wobei C und H die Percente, somit und

bezeichnen, welche in 1 kgr. Brennstoff enthalten sind.

Aus Tabelle I ist die specifische Wärme der einzelnen Grase zu entnehmen. Man erhält daher

65) . . q = [02164 K 4- 0-2440 S + 0*2377 (n — 1) L -)-04750 W] WE. als Wärmegehalt per 1° Temperatur des einem Kilogramm Brennstoff entsprechenden Gasgemisches, oder nach der üblichen etwas wunderlichen Bezeichnung: das auf Wasser reducirte Gewicht q der Verbrennungsproducte.

Hierin ist K = der Kohlensäure in Kilogramm, S = dem Stickstoffe in Kilogramm, (n — 1) L = dem Luftüberschusse in Kilogramm, W = dem Wasserdampf in Kilogramm.

Als Näherungsformel kann man schreiben 66) . . q = 0-25[K + S + (n —1)L + W] WE.

Man hat ferner nach den in Tabelle IV a angegebenen specifischen Gewichten, wenn dieselben, um das Gewicht per 1 cbm.zu erhalten, mit 1000 multiplicirt werden,

67) . . V = [1-9775 K-f 1-25616 S + 1-29318 (n-l)L +0-805 W]

760(1 +0-003665 T)

wobei sämmtliche Buchstaben die frühere Bedeutung haben, T die Temperatur der Gasmasse an irgend einer Stelle, und V das entsprechende Quantum in Kubikmetern für diese Stelle bezeichnet.

C H    W

Wenn C, H und W die Percentzahl, also ^-7^. und die

100 100    100

Kilogrammantheile von Kohlenstoff, Wasserstoff und Wasserdampf in dem Gasgemische eines Kilogramm Brennstoffes bezeichnen, so ist

zufolge Angabe der Tabelle IV a, |

⁸⁰⁸⁰ + + ³⁴⁴⁶² T®] WE' die

Wärmeproduction, oder wenn man mit Scliwackhöfer blos die in der Tabelle für Verbrennung zu flüssigem Wasserdampf angegebene Zahl 29633 benützt, weil in der That das bezügliche Verbrennungspro duct in Dampfform entweicht und die Wärme-Absorption in Abzug bringt, die die Verwandlung der H O-Bestandtheile in Dampf verursacht und mitW das Gewicht jener Bestandtheile bezeichnet, so hat man

68) . . p = [8080    + 29633 ^ - 636-5^] WE.

als absoluten Wärme-Effect eines Kilogramm Brennstoffes, wobei die Zahl 636"5, welche den Bedarf für 1 kgr. Verdampfung bezeichnet, aus Formeltabelle I zu entnehmen ist. Man erhält hiernach

gogVg als die Anzahl von Kilogrammen Wasser, welche die Verbrennungswärme eines Kilogramm Brennstoffes zu verdampfen vermag. Das so zu erhaltende Resultat ist der „Verdampfungswerth” der Kohle. Aus der Gleichung 65) und 68) folgt

p- &

69) . . q.maxT = p, oder maxT =

wenn max T die Temperatur der Gase bezeichnet, bevor dieselbe eine Einbusse erlitt, also im Momente ihrer Entstehung. Wir haben dieselbe bereits als Anfangs- oder Initialtemperatur und als pyrometrischer Wärme-Effect bezeichnet.

Die obigen Formeln bezeichnen gewissermassen nur Grenzresultate, da die wirklichen Ergebnisse von denselben etwas Zurückbleiben, worüber wir bereits früher eine Andeutung gegeben haben; denn die Kohlen-und Wasserstoffe kommen nicht im freien, d. i. gasförmigen Zustande, sondern in chemischer Verbindung vor. In dem blos mit 8080 WE. in Rechnung gezogenen Effect ist allerdings, wie aus den in § 39 gegebenen Erörterungen hervorgeht, die Vergasungswärme berücksichtigt. Bezüglich des Wasserstoffes ist dieselbe aber unbekannt.

Die Zahl 636'6 WE. setzt die Verwandlung von tropfbar-flüssigem Wasser von 0° im Dampf von 100° voraus. Dagegen kommen die betreffenden Wasserbestandtheile in festen Brennstoffen vor. Eine ausführlichere Darlegung der Mängel, welche die vorgetragene theoretische Bestimmung der Brennwerthe enthält, würde die sachgemässen Grenzen dieses Buches überschreiten, und muss in Specialwerken über Chemie den richtigen Platz finden.

Auch theoretisch bestimmte Temperatureffecte können gleichfalls, wie schon früher angedeutet, nie erreicht werden, denn das Strahlungsvermögen des Brennstoffes entführt sofort eine Quantität Wärme, und zwar eine desto grössere, je grösser die Ableitungsfähigkeit der Wärme ist, welche den Feuerherd umgeben. Die Schnelligkeit des Ver-brennungsprocesses, welche mit diesem Strahlungsverluste in Relation steht, hat gleichfalls einen Einfluss auf den pyrometrischen Effect. Die Wärmemenge, welche in der Gluthschichte zurückgehalten ist, also nicht sofort zur Action gelangt, vermindert gleichfalls den momentanen pyrometrischen Effect. Nachdem, wie schon gesagt, eine vollkommene Verbrennung bei unseren Feuerungen nicht eintritt, so liegt auch darin eine Ursache der verminderten Initialtemperatur.

§ 44. Unvollkommene Verbrennung und dadurch entstehende Verminderung der Wärme- und Temperatureffecte. Wir wollen über die nun erwähnten Effectverluste einen Calcul anstellen.

Es sei: q = der specifischen Wärme, d. i. gleich der Anzahl Wärme-Einheiten per l°undl kgr. des einer unvollkommenen Verbrennung entsprechenden Gasgemisches; Q — dem Gewichte des aus 1 kgr. entstehenden Gasgemisches, T = der Anfangstemperatur des Gasgemisches; p= dem theoretisch bestimmten calorimetrischen Effecte in Wärme-Einheiten per 1 kgr. des Brennstoffes, welcher der vollkommenen Verbrennung entspricht, so hat man

70) . . p > c Q, T WE.

Man wird nämlich blos einen Effect von e p erhalten. Dieses Wärmequantum wird aber gleichzeitig mit dessen Entstehung gegen die Feuerungswände strahlen, und ein Tlieil desselben durch diese Wände entweichen. Wir setzen für diesen Tlieil von e p das Product wobei s der Strahlungs-Coëfficient der Feuerung ist. Somit

sep,

werden im Feuerungskasten Zurückbleiben : ep—-sep = ep(l — s). Demnach hat man: c Q T = e p (1 — s), und

_ e P (1 — s)

JcQ

71) .

Ist L kgr. das zur unvollständigen Verbrennung von 1 kgr. Brennstoff nöthige Luftquantum, n L gleich der wirklich zuströmenden Luftmenge und p gleich dem Aschengewichte, so beträgt das factisch zur Verbrennung kommende Quantum Kohle (1 — r) kgr., welches sich in Feuergase verwandelt und mit der Luftzufuhr ein Gewicht von (n L -)-11') kgr. erhält. Wird das nicht bedeutende Aschengewicht vernachlässigt, so erhält man: Q = nL-[-l, und durch Substitution in 71)

e (1. — s) p . c(nL-fl)

Wäre die mittlere Temperatur von Brennstoff und Luft höher als 0°, etwa = t, so hätte man strenge genommen zu setzen

e (1 — s) p _

c(nL-fl)

Die vollständige Verbrennung von C kgr. Kohlenstoff, d. i. deren Verwandlung in C 0₂ giebt nach Tabelle IV«, jedoch blos in runden Zahlen gerechnet, 8000 X C WE., dagegen die unvollständige zu C O

— C Kohlenstoff

72) .

73) .

nur 2400 X C WE. Der Verlust beträgt daher, wenn

sich in Kohlenoxyd verwandelt, ^

Der calorimetrische Effect vermindert sich daher auf |p WE., wenn lkgr. desBrennstoffesCkgr. Kohlenstoff enthält. Somit hat man

C 8000 - 2400

5600

C.

5600 Ci

m V

nach der früheren Bezeichnung e p = p —

5600 C

und e = 1 —

5600 C

m p

worin e den Wirkungsgrad bezeichnet. Nimmt man m=l und = 2 so erhält man

74) . .

5600 C 2800 C

und

Nimmt man mit Grashof C = 0*80 und p — 7483, so gibt die 5600.0-8 7483

Vorgenommene Versuche ergaben für gute Feuerungsanlagen 75) . . e = 0-75 bis e = 0-80

Der Werth von s ist verschieden und wird z. B. für Kessel bei

Substitution e = 1 —

= 0"40 eventuell e = 1

2800.1-8

7484

= 0-70

Innenfeuerung mit 0‘3 und bei Unterfeuerung mit 0*2 angenommen. Diese Werthe sind aber nur als beiläufige anzusehen. Die Substitution von e =0’75, s = 0*3, t = 0, und p = 7483 in Gl. 73) giebt

2829

0-75(1 — 0-3). 7483 _ c (n L -f 1)

Nimmt man für Kohlen n = 2, so erhält man

c(nL-|~ 1)

rr _    ³⁹²⁹

c (2 L + 1)

Nimmt man ferner nach Grashof L= 10'67 und c = 0-245, welche Werthe annähernd auch für unvollkommene Verbrennung anwendbar sind, so giebt die Substitution in obige Gleichung

77) . . T = 718°

Unter der Voraussetzung einer vollkommenen Verbrennung ohne Luftüberschuss und wenn der Feuerkasten keine Abkühlung erleiden würde, so wäre e = 1, s = 0 und n = 1 in Formel 73) zu setzen. Dieselbe ergäbe dann

7483

76) . .

78) . . T =

= 2617»

0-245 (10-67 -f 1)

Die Vergleichung von 77) und 78) zeigt eine bedeutende Herabstimmung des pyrometrisclien Effectes in Folge der verschiedenenVerluste.

Abstrahirt man von dem directen Strahlungsverluste, welcher das Feuer abkühlt, indem s = 0 gesetzt wird, so erhält man für aus genannter Formel

79) . . T = 1025° bis 1094°

Substituirt man noch s = 0'2 und s = 0*3, so schwanken die Resultate innerhalb folgender Grenzen:

für s = 0, innerhalb 1025° und 1094°

820° „    875°

718° „    766°

e = 0-75 bis 0-80

= 0*2

= 0-3

Man nimmt bei Transmissionsberechnungen von Kesselheizflächen häufig- als Anfangstemperatur der Gase rund

81) T = 1000° an, da man in Wirklichkeit Temperaturen von 800° bis 1200° erzielt.

§ 45. Relation für die Bestimmung der Wärme-Entführung durch

die Essengase. Prof. F. Schwackhöfer hat aus sorgfältigen Berechnungen und Versuchen die in Tabelle IV d zusammengestellten lehrreichen Resultate gefunden:

Dieselben zeigen, dass das Percentverhältniss des Verlustes beinahe im gleichen Masse wie das benützte Luftquantum wächst.

Beträgt z. B. die Luftzufuhr das l’öfache, 3fache oder 4‘5fache, so wächst dieselbe im Verhältnisse von 1:2:3. Die bezüglichen Verluste betragen z. B. bei 300° Essengas-Temperatur 16*6, 32’8 und 48T Percent und wachsen daher sehr nahe gleichfalls wie 1:2:3. Dieselbe Proportionalität spricht sich auch rücksichtlich des Wachsens der Rauchtemperatur aus. Man entnimmt z. B. für 150°, 300° und 450° bei vierfacher Lufterneuerung die Percentverluste von 2P4, 42'7 und 65‘0. Beide Zifferreihen verhalten sich aber wie 1:2:3.

an.

Wir können daher aus dieser Tabelle leicht eine Formel construiren, aus welcher der Verlust für alle Fälle berechnet werden kann. Dieselbe nimmt die einfache Gestalt

82) . . Ap = 0-036nT

Hierin bezeichnet Ap die Percente des Kohlengewichtes, welche den Wärmeverlusten entsprechen; n . . . den Coëfficienten, welcher anzeigt, mit den wie Vielfachen des theoretischen Luftquantums geheizt wird, und T ... die Temperatur der in den Schornstein abziehenden Gase.

Man erhält z. B. für n = 2 und T = 200, Ap = 0 036.2.200 = 14-4Percent, wogegen die Tabelle 14⁻6 Percent, also nahe dasselbe giebt.

§ 46. Methode der successiven Theilung zur Erhaltung der Durchschnittsqualität eines Brennstoffquantums. Um aus einem vorhandenen Vorrathe von Kohlen behufs Erprobung mit Sicherheit ein Quantum von mittlerer Beschaffenheit herausfinden zu können, ist nach Mennier und Sclieurer-K ästner folgenderart vorzugehen: Man schichte die Kohle in gleicher Höhe und in Quadratform und entnehme aus jedem Quadratmeter eine Schaufel Kohle, dann von jeder Schaufel 1 kgr., zerkleinere die Quantitäten, breite selbe wieder aus, wiederhole die Theilung in Quadrate von kleinerer Dimension, aus denen man allenfalls die Kohle zum Verbrennungsversuche entnehmen kann, und zwar aus jedem Felde gleich viel.

Zum Zwecke der chemischen Analyse ist aber die Verkleinerung zu Kohlenpulver vorzunehmen, auf 1 qm. auszubreiten, durch Diagonalen zu theilen, der Inhalt zweier gegenüber befindlicher Dreiecke zu entfernen, der Rest wieder auszubreiten u. s. w., bis nur noch 1 kgr. Kohlenpulver übrig bleibt. Dasselbe wäre nun abermals auszubreiten, in etwa 100 Felder zu theilen, aus jedem Felde eine Messerspitze voll zu nehmen und in ein Glasgefäss mit eingeschliffenem Stöpsel zur Analyse in Aufbewahrung zu nehmen. Die kleine Quantität, die aus dem Inhalte dieses Gefässes direct zur Analysirung zu entnehmen ist, kann wieder durch Anwendung der Theilungsmethode gewonnen werden. Diese Methode sichert gegen den Zufall, dass zum Versuche Kohlenstücke entnommen werden, die nicht der mittleren Quantität des ganzen Vorratlies entsprechen.

§ 47. Vorgang hei der organischen Elementar-Analyse. Es ist nicht in der Aufgabe dieses Lehrbuches gelegen, eine detaillirte, durch Zeichnungen veranschaulichte Methode über die chemische Analysirung von Brennstoffen zu geben, wohl aber wird sich die nachfolgende allgemeine Erörterung, die einen Begriff über diese chemische Operation giebt, gut einfügen.

Um aus einer vorhandenen Kohlenquantität zum Behufe der Elementar-Analyse Kohle von durchschnittlicher Beschaffenheit herauszufinden, ist im Wege der bereits erörterten successiven Theilung vorzugehen. Zuerst wird man ein Quantum von 3 bis 4 gr. vollständig trocknen, indem man dasselbe vorher pulverisirt in ein Fläschchen füllt, wägt, dann in einem Trockenkasten im Wasserstoff-Strom der Temperatur von 100 bis 110° aussetzt und nach dem Erkalten wieder abwägt. Diese Trockenoperation wird so oft wiederholt, bis das Gewicht keine Abnahme mehr erfährt. Der Unterschied gegen das Gewicht der ersten Abwägung ergiebt den Feuchtigkeitsgehalt der Kohle.

Von dem gewonnenen trockenen Pulver werden nun in Schiffchen von Porzellan oder Platin etwa 0‘3 gr. gegeben und damit die erste Analyse, nämlich die Bestimmung des Wasser- und Kohlenstoffes, vorgenommen. Zu diesem Zwecke wird das erwähnte Schiffchen in ein horizontales Glasrohr von circa 80 cm. Länge, und zwar näher gegen das eine Ende gelegt. Der leer bleibende Theil des Rohres gegen das andere Ende wird mit gekörntem Kupferoxyd ausgefüllt. Diese Füllung, sowie das Schiffchen werden beiderseits mit Silberstöpseln aus Draht oder gerolltem Bleche abgeschlossen.

Durch dieses Rohr wird nun Sauerstoff geleitet, während es im Verbrennungsofen (einem durch Gasflammen wirkenden Apparate) der Glühhitze ausgesetzt wird. Dadurch wird die Verbrennung des Kohlenpulvers, indem der Sauerstoff darüber streicht, bewirkt. Etwa noch unverbrannte Producte des Verbrennungsgases gelangen während des Passirens des glühenden gekörnten Kupferoxydes noch zu gänzlicher Verbrennung.

An das Glasrohr werden als Fortsetzung noch zwei Glasbehälter angeschlossen, nämlich ein U-förmiges Rohr mit Chorcalcium, in welchem die durchziehenden Verbrennungsgase das Wasser zurücklassen, dann zwei ähnliche Behälter, einer mit flüssigem und der andere mit festem Aetzkali, in welchem die Verbrennungsgase die Kohlensäure zurücklassen.

Das ganze beschriebene System wird am Ende mit Chlorcalcium abgeschlossen, um das Eindringen von Feuchtigkeit in die Rohre abzuhalten.

Die Zurücklassung des Wasserstoffes geschieht dadurch, dass sich Wasser (H 0) bildet, und die des Kohlenstoffes erfolgt durch Kohlensäurebildung (C 0₂). Aus der Gewichtszunahme der betreffenden Behälter, in welchen die genannten Gase absorbirt werden, ergiebt sich das Gewicht des entstandenen H 0 und C 0₂, und mittelst diesem kann mit Hilfe der bekannten Aequivalente das Quantum von H und C berechnet werden. Der zugeleitete Sauerstoff wird einer Gasometerflasche entnommen. Hierbei hat derselbe ein Glasrohrsystem zu passiren, welches theils mit Chlorcalcium zum Trocknen, theils mit Aetzkali behufs Absorption der allfällig im Sauerstoffe enthaltenen Kohlensäure dient. Derselbe zieht dann durch einen Gummischlauch ab und wird noch durch eine theilweise mit concentrirter Schwefelsäure gefüllte Waschflasche geleitet, um über dieBewegung des Gasstromes ein Urtheil zu erhalten, um erst dann in den beschriebenen Apparat zu gelangen.

Zur Bestimmung des Stickstoffes wird etwa 1 gr. Kohle mit Natronkalk gemischt in ein horizontales einerseits zugeschmolzenes Glasrohr gegeben, diese Schichte beiderseits durch Natronkalk abgeschlossen und die ganze Füllung gegen das eine nicht zugeschmolzene Ende mit einer Lage von ausgeglühtem Asbest beendet.

Wird nun das Glasrohr bis zum Glühen erhitzt, so bildet sich aus dem der Kohle entsteigenden Stickstoff Ammoniak (N HJ, welches bei dieser Operation aus dem Glasröhre, den Asbest passirend, ausgetrieben wird und dadurch in ein anschliessendes U-förmiges, mit Schwefelsäure gefülltes Glasrohr gelangt. Von dieser Flüssigkeit wird das Ammoniak absorbirt. Der etwa im Glasrohre noch rückbleibende Theil von Ammoniak kann mittelst Aspirationsflasche nachgesaugt und mit der Schwefelsäure in Verbindung gebracht werden, wenn vorher die Glasspitze am andern Ende des Rohres abgebrochen wird.

Nun wird der Absorptionsapparat losgenommen und der Inhalt in eine Schale gegossen und mit Aetzbarytlösung ausfiltrirt.

Das aus der Kohle entstandene Ammoniak neutralisirt die vorgelegte Sclnvefelsäure theilweise. Aus der Abnahme der Acidität lässt sich die Menge des gebildeten Ammoniaks und daraus wieder die Menge Stickstoff berechnen.

Die Bestimmung des Schwefels bildet die dritte Operation. Abermals wird durch ein horizontales Glasrohr, in welchem sich ein Schiffchen mit etwa 2 gr. Kohle befindet, Sauersoff geleitet und eine Verbrennung bewirkt, indem das Glasrohr zum Glühen gebracht wird. Die Verbrennungsgase gelangen am Ende des Rohres in einen Poligot’schen Absorptionsapparat, der mit einem in Salzsäure aufgelösten Brom gefüllt ist. Die im Verbrennungsgase enthaltene schwefelige Säure wird von der Bromsalzsäure absorbirt und es bildet sich Schwefelsäure. Die gesammte Flüssigkeit wird dann in ein Becherglas geschüttet und erhitzt, wodurch sich das Brom verflüchtigt. Nun wird Chlorbarium zugegeben, wodurch schwefelsaures Baryt entsteht. Hierauf wird in schon beschriebener Weise eine Filtrirung vorgenommen. Das getrocknete Filter kommt dann in einen Platintiegel, wird eingeäschert und giebt als Rückstand schwefelsaures Baryt. Durch Ab wägen des Tiegels vor und nach der Einäscherung erhält man das Gewicht des Baryts, welches 1373Percent Schwefel enthält. Derselbe hat die übliche Benennung „schädlicher Schwefel”, weil sich noch ein anderer Schwefeitheil als Schwefelsäure in der Asche vorfindet, der aber keinen Einfluss auf den Brennstoff ausübt.

Die Kohle besteht aus: 1. Kohlenstoff C, 2. Wasserstoff H, 3. Sauerstoff O, 4. Stickstoff N, 5. Schwefel S, B, 6. Asche, 7. hygroskopischem Wasser. Die unter 1., 2., 4., 6 und 7. genannten Bestandtheile können aber nach den erörterten Methoden bestimmt werden. Es verbleibt daher nur noch der Sauerstoff übrig, welcher leicht aus der Gewichtsdifferenz zu ermitteln ist, wenn z. B. von 1 kgr. Kohle die Percentantheile der vorgenannten direct bestimmbaren Stoffe abgezogen werden.

Aus der nun im Allgemeinen geschilderten Analyse ist zu entnehmen, dass dieselbe mit minutiösen Quantitäten von Kohlenpulver vorgenommen wird, daher die vorzunehmende Arbeit eine grosse Genauigkeit undüebung erfordert. Grössere Quantitäten würden eine zu grosse Gasmenge liefern und würden demnach die Apparate und die Menge der Absorptionsstoffe zu sehr in’s Grosse gehen, ohne dass dabei die Operationen an Genauigkeit gewinnen würden.

§ 48. Vorgang hei vollständiger theoretisch-praktischer Untersuchung von Brennstoffen. Wir schliessen diesen Abschnitt mit der gewiss nicht uninteressanten Mittheilung der von Prof. Schwackhöfer

angegebenen Methode, nach welcher eine Serie von Kohlen-Erpro-bungen für die Stadtcommune Wien vorgenommen wurden.

Nach dieser Methode wird vor Allem die chemische Elementar-Analyse und die sich darauf basirende Bestimmung des theoretischen Brennwerthes vorgenommen. Dann kommt die calorimetrische, d. i. die directe Bestimmung mit dem Schwackhöfer’schen Apparate an die Reihe. Der Unterschied beider Resultate für eine Reihe von Kohlengattungen ist lehrreich, indem der Schwackhöfer’sche Calorimeter die directen Brennwerthe mit einer bis jetzt wohl nicht erreichten Verlässlichkeit giebt.

Nunmehr hat die Bestimmung des praktischen Brennwerthes zu erfolgen, der vor der Einrichtung des Heizapparates abhängig ist. Es wird ein bestimmtes Quantum der gewöhnlichen Verbrennung ausgesetzt und dabei die Essengas-Analyse vorgenommen. Nach der vorgetragenen Methode lässt sich nun der factisch erzielte Effect per 1 kgr. Kohle berechnen. Die Differenz gegen den der vollkommenen, ohne Luftüberschuss vollzogenen Verbrennung, d. i. gegen den hierbei auf 1 kgr. entfallenden Effect giebt die Verlustziffer an. Die Verlustziffern sind je nach der Einrichtung des Rostes oder überhaupt der Feuerung, sowie auch je nach der Kohlengattung verschieden.

Endlich geben auch die erzielten Zimmertemperaturen, d. i. die erzielten Heizeffecte, in Vergleichung mit allen übrigen Resultaten, manche Aufschlüsse.

V. ABSCHNITT.

Die Brennmaterialien.

Eigenschaften der Brennstoffe.

§ 1. Stralilungsvermögen, Brennbarkeit, Flammbarkeit. Die Stoffe, durch deren Verbrennung Wärme für die Zwecke der Technik und der Hauswirthschaft erzeugt wird, heissen Brennmaterialien.

Ueber die Vorgänge bei der Verbrennung und die Effecte derselben giebt bereits der vorige Abschnitt die erforderlichen Aufschlüsse.

In Bezug der Eigenthümlichkeiten verschiedener Brennstoffe haben wir noch die folgenden Arten von Verbrennungseffecten hinzuzufügen:

a) Das Strahlungsvermögen. Es strahlt nämlich ein Theil J der erzeugten Wärme p sofort an die Umgebung aus. Der Quotient i, welcher anzeigt, der wie vielte Theil auf diese Weise dem Feuerherde

— heisst das Strahlungsvermögen. Nach

entgeht, nämlich der Bruch i =

Peel et ist für Holz i = 025, für Holzkohle i — 0 50, für Coaks i = 0'55.

b) Die Brennbarkeit ist der Grad der Leichtigkeit, mit welchem sich die Brennstoffe entzünden und fortbrennen. Die grösste Brennbarkeit besitzen die gasförmigen Brennstoffe. Die Rangordnung fester Brennmaterialien in Bezug auf Brennbarkeit ist nach Schwackhöfer folgende: Weiches Holz, lockerer Torf, hartes Holz, Holzkohle, Lignit, bituminöse Braunkohle, bituminöse Steinkohle (Backkohle), Brand-scliiefer, gemeine Braunkohle, dichter Torf, Sand- und Sinterkohle, Anthracit, Steinkohlencoaks.

Leicht brennbare Materialien werden bei Feuerungen ohne Rost und dort angewendet, wo eine schnelle Erhitzung nötliig ist.

io*

c) Die Flammbarkeit, d. i. die Eigenschaft, mit längerer oder kürzerer Flamme zu brennen. Der Verbrennung geht die sogenannte trockene Destillation voran, wobei sich Gase und Dämpfe bilden, von denen die Grösse der Flamme abhängt. Der Gehalt an freiem Wasserstoffe trägt bei Mineralkohlen wesentlich zur Flammenbildung bei. Brennstoffe mit langer Flamme eignen sich vorzüglich für Kesselfeuerungen. Die Tabelle V« enthält die erwähnten Eigenschaften übersichtlich dargestellt.

§ 2. Brennholz im Allgemeinen. Die Hölzer werden nach der Festigkeit ihres Gefüges in harte und weiche Hölzer eingetheilt. Zu ersteren gehören: Ahorn, Weissbuche, Esche, Ulme, Eiche, Rothbuche, und zu letzteren die Fichte, Tanne, Erle, Birke, Lärche, Föhre, Pappel, Weide, Linde.

Das Volumgewicht variirt bei derselben Holzgattung je nach dem Feuchtigkeitsgehalte, dem Standorte, ferner je nach der Stelle an dem Baume, indem das Gewicht des Kernholzes grösser ist als das des Splintes. Die Tabelle Yb enthält die wirklichen Gewichte der Schichthölzer, nämlich die Gewichte der sogenannten Festmeter in Kilogramm per Kubikmeter. Die kubischen Masse oder die Gewichte der Schichtungen sind aber in Folge der Zwischenräume geringer. Diese Schiclitungs- oder sogenannten Derbgewichte stehen je nach der Sorte des Brennholzes in einem gewissen Percentverhältnisse zu dem vollen Volumen oder dem vollen Gewichte, welches sich ergäbe, wenn die Schichtung keine Zwischenräume besitzen würde. Die Tabelle Vc giebt hierüber eine für die Praxis brauchbare Ueber-sicht. Beide eben genannten Tabellen sind dem Hempel’schen Forstkalender 1882 entnommen und sind die Ergebnisse von Untersuchungen, welche deutsche Versuchsanstalten vorgenommen haben.

Der Feuchtigkeitsgelialt der Hölzer ist nach der Gattung, dem Alter und der Jahreszeit verschieden. Zur Zeit des Laubausbruches gelangt derselbe zum Maximum und zur Zeit der Blattverfärbung sinkt er auf das Minimum herab.

Bleibt das entrindete Holz 4 bis 6 Wochen im Freien liegen, so gelangt die Austrocknung in ein gewisses Stadium, in welchem es auch nach längerem Liegen annähernd constant verbleibt. In diesem Zustande wird es lufttrocken genannt, und enthält noch 10 bis 20 Percent hygroskopisches Wasser. Bleibt es aber im Walde liegen, so beträgt der Feuchtigkeitsgehalt immer noch 18 bis 25 Percent.

Die trockene Holzsubstanz aller Gattungen ist nahe dieselbe und beträgt: Kohlenstoff 49 bis 52, Sauerstoff 41 bis 43, Asche 0 5 bis 3'5, Wasserstoff und Stickstoff 9'5 bis P5 Percent.

Der absolute Wärme-Effect berechnet sich hiernach mit 3986 bis 4000 WE.

§ 3. Einfluss der Feuchtigkeit auf den absoluten Wärme-Effect.

Es möge nun näher untersucht werden, in welchem Masse die Feuchtigkeit des Holzes dem Wänne-Effecte desselben abträglich sei-

Der theoretische Wärme-Effect von 1 kgr. künstlich getrockneten Holzes sei rund 3800 WE. Die Verbrennung von feuchtem Holze mit 30 Percent Wasser ergäbe:

0-30

F: r—i

0-70 kgr. Holzsubstanz à 3800 = 2660 WE. Dampfbildung à 637 = 191    „

. 2469 WE.

1) . . Bleibt per kgr. feuchten Holzes

Dieselbe Rechnung für Holz von 20 Percent durchgeführt giebt an absolutem

2) . . Wärme-Effect

Die Vergleichung beider Resultate zeigt eine Abnahme der Ileiz-kraft von 3800 WE. auf 2913 und 2469 WE., d. i. um 887 und 1331 WE., oder um 23 und 35 Percent, bei einem Gehalte von 20 und 30 Percent Feuchtigkeit. Somit nimmt die Heizkraft annähernd im Verhältnisse des Grades der zunehmenden Feuchtigkeit ab.

Lässt man das Holz von 30 Percent Feuchtigkeit bis auf 20 Percent austrocknen, so hat man wie oben 0-70 0-20

2913 WE.

-I

r. .

3800 = 637 =

2660 WE. und 127 »

2533 WE.

Somit 0‘90 kgr. mit Die Effectsverminderung beträgt dann noch 3800 — 2533 = 1267 WE., d. i. 33 Percent, wogegen das feuchte Holz nach obigem Resultate einen um 35 Percent verminderten Effect ergeben hätte. Durch Trocknen des Holzes werden daher noch 2 Percent Wärme-Entwicklung gewonnen.

Verfolgt man den obigen Calcul unter Annahme von x Percent Feuchtigkeit in 1 kgr. Holz, und eines absoluten Wärme-Effectes von p WE. per 1 kgr. trockener Holzsubstanz, so gelangt man zur Formel

[p — (p -f- 637)J WE. als absolutem Wärme-Effect von 1 kgr.

feuchtem Holze.

Man ersieht aus diesem Calcul, dass der Einkauf von Holz nach Gewicht einen wesentlichen Verlust verursachen kann, weil dadurch auch das Gewicht der im Holze enthaltenen Feuchtigkeit gekauft wird, welche nicht nur an und für sich keine Wärme abzugeben vermag, sondern überdies sogar in Folge Verdampfung Wärme absorbirt. Ferner ist hieraus zu entnehmen, in welchem Grade es vortheilhaft ist, das Holz vor seiner Verwendung als Brennmaterial zu trocknen. Hierbei ist zu bemerken, dass zerkleinertes Holz schneller und vollkommener trocknet, weil es mehr Berührungsflächen mit der Luft enthält, und weil die Feuchtigkeit darin bis zu ihrem Austritte aus dem Holze einen kürzeren Weg zu machen hat.

Aehnlichwie Holz verhalten sich auch die übrigen Brennmaterialien in Bezug des Verhältnisses des Wassergehaltes zur Heizkraft.

Wird das Holz auf einem Ofen gut getrocknet, so erreicht es das Maximum seiner Heizkraft. Wird aber das Trocknen bis zum Braunwerden fortgesetzt, indem das Holz allenfalls in einer Bratröhre gedörrt würde, so tritt eine chemische Veränderung ein, die dem Holze mehr als 10 Percent seines Effectes wieder benehmen kann. Eine absolute Austrocknung des Holzes würde erst bei 120° bis 130° C. erreicht.

Die Tabelle V d enthält eine Uebersicht der Verbrennungs-Effecte verschiedener Brennstoffe. Aus derselben ist ersichtlich, dass, wie schon erwähnt, alle Holzgattungen, wenn sie vollkommen getrocknet (wasserfrei) sind, beinahe denselben Percentualgehalt Kohlenstoff enthalten. Demnach giebt ein Kilogramm weiches trockenes Holz annähernd ebenso viel Wärme als ein Kilogramm trockenes hartes Holz.

Das weiche Holz jedoch verbrennt lebhafter und hinterlässt weniger Gluth als hartes. Wird aber das harte Holz dünn gespalten, so erhält es dieselbe Eigenschaft.

Verkleinertes Holz, welches dem Zutritte der atmosphärischen Luft mehr Berührungsflächen darbietet, verbrennt vollkommener. Handelt es sich aber wesentlich um ein gleichmässig anhaltendes Feuer, so ist es zweckdienlich, den Herd mit grösseren Holzstücken zu beschicken, welche mehr Gluth zurücklassen.

§ 4. Holzkohle. Aus dem Holze können 20 bis 25 Gewichtspercente oder 60 bis 70 Volumpercente Kohle gebrannt werde. Durch die Verkohlung wird Wasserstoff, Sauerstoff und ein Theil des Kohlenstoffes in Form von Gasen und Dämpfen ausgetrieben, und der verbleibende Theil, nämlich die Holzkohle nähert sich dem reinen Kohlenstoffe. Die Kohle erhält hiernach 85 bis 90 Percent Kohlenstoff. Uebrigens finden sich in derselben noch vor 1 bis 2 Percent Wasserstoff, 2 bis 4 Percent Sauerstoff, 2 bis 10 Percent Feuchtigkeit, 2 bis 5 Percent Asche. Der absolute Wärme-Effect ist durchschnittlich 7000 WE

Dieses Feuerungsmateriale wird jedoch nicht für Heizzwecke verwendet, und wurde dessen hier nur der Vollständigkeit wegen Erwähnung gethan.

§ 5. Torf. Der Torf ist eine Zersetzung von Vegetabilien, zumeist von Sumpfpflanzen, welche noch Beimengungen anderweitiger Stoffe enthält.

Der Torf findet sich zunächst der Erdoberfläche und bedeckt oft grosse Flächen, die Torfmoore bildend. Frisch gestochener und geformter Torf enthält 60 bis 90 Percent Wasser, der lufttrockene dagegen 25 bis 30 Percent. Manche Torfsorten verringern ihr Volumen beim Trocknen um 70 bis 75 Percent.

Der lufttrockene Torf besserer Qualität hat folgende Zusammensetzung: Kohlenstoff 50 bis 60, Wasserstoff 5 bis 6, Sauerstoff 30 bis 35, Stickstoff 1 bis 2, hygroskopisches Wasser 10 bis 20 und Asche 5 bis 10 Percent. Torf mit mehr als 20 Percent Asche ist als Brennmaterial nicht mehr geeignet.

Die Austrocknung des Torfes nimmt 4 bis 8 Wochen in Anspruch. Die Entzündungstemperatur des Torfes beginnt bei sehr porösen Sorten schon bei 200°.

Als Brennmateriale ist derselbe nur von geringer Brauchbarkeit, denn er ist verliältnissmässig voluminös, daher dessen Transport, sowie die Beschickung des Feuers beschwerlich ist. Ueberdies leidet der Torf durch den Transport, und es ist eine vollkommene Verbrennung desselben schwer zu erzielen.

§ 6. Torfkohle. Von besserer Qualität ist der zu Kohle gebrannte Torf. Der Brennkraft der Torfkohle nähert sich die der Holzkohle, denn ihre durchschnittliche Zusammensetzung ist: Kohlenstoff 75 bis 85, Wasserstoff 2 bis 4, Sauerstoff 10 bis 15, Asche 5 bis 10 Percent, hat jedoch eine geringere Brauchbarkeit als diese, weil sie wegen minderer Dichtigkeit und der grossen Menge staubförmiger Asche ein weniger intensives Feuer giebt.

Man erhält aus dem Torfe 25 bis 30 Gewichts- oder 30 bis 50 Volumpercente Kohle.

Die Torfkohle ist leicht entzündlich, glimmt auch bei schwachem Luftzuge fort und giebt einen absoluten Wärme-Effect von 6500 bis 7000 WE.

§ 7. Braunkohle (Lignit). Lignite sind Verkohlungen in der neuen tertiären Formation, und bilden im Vergleiche zu Torf ein weiter vorgeschrittenes Verwesungsproduct von Vegetabilien. Doch sind dieselben aus anderen Pflanzen als Torf, nämlich aus Nadelhölzern, Palmen, Cypressen und Laubhölzern, letzterer aber aus Moosen und vorwiegend Sumpfgewächsen entstanden.

Die Braunkohlen zeigen noch eine deutliche Holztextur und haben eine braune Farbe, die innerhalb einer gelblichen und pechschwarzen

Farbe variirt. Sie geben einen braunen Stricb und haben einen muscheligen oder erdigen Bruch, sind entweder glanzlos oder zeigen einen matten, manchmal auch harzigen Glanz.

Das specifische Gewicht ist L2 bis 1/5, oft bis 1’8 steigend.

Die Braunkohlen zeigen hinsichtlich des Alters, der Farbe, Structur, Dichte und chemischen Zusammensetzung grosse Verschiedenheiten. Man unterscheidet folgende Arten, deren Beschreibung wir Schwack-höfer’s „Landwirthschaftlich-chemischer Technologie” entnehmen:

1.    Lignit oder bituminöses Holz, das jüngste Glied der Braunkohlenbildung, von heller bis dunkelbrauner Farbe und gut conservirter Holzstructur, als Brennmaterial bedeutend.

2.    Gemeine Braunkohle, in derben, mehr oder weniger festen Stücken von dunkelbrauner Farbe, die zum Theile noch Holzstructur erkennen lassen, als am häufigsten vorkommende Art, und als brauchbares Brennmateriale.

3.    Pechkohle, das älteste Glied der Braunkohle, der Steinkohle am nächsten stehend. Dieselbe ist dicht, schwarzbraun, mit muscheligem glänzenden Bruche, ohne Holztextur, und giebt ein ausgezeichnetes Brennmateriale.

4.    Erdige Braunkohle. Dieselbe ist hell bis dunkelbraun gefärbt, zerrëiblich, erdig, von grossem Aschengehalte und als Brennmateriale nicht geeignet.

5.    Blätterkohlen, aus dünnen, biegsamen, dunkelbraun gefärbten Blättern bestehend, ist aus übereinanderliegenden Laubmassen entstanden.

6.    Schilfkohle, schieferig, dunkelbraun, aus Schilf entstanden.

7.    Nad eikohle, aus dunkelbraunen, längsverbundenen, gestreiften Nadeln bestehend, von den Gefässbündeln der Palmen herrührend.

Die ad 4. bis ad 7. aufgezählten Gattungen kommen als Brennmateriale nicht in Betracht.

Frisch gefördert, enthält die Braunkohle 30 bis 40 Percent, selbst auch 60 Percent Grubenfeuchtigkeit. Lufttrocken sinkt dieselbe auf 10 bis 30 Percent herab. Bleibt eine bei 100° getrocknete Kohle an der Luft liegen, so nimmt sie wieder 10 bis 15 Percent Wasser auf.

Gute Braunkohlen enthalten nur 5 bis 10 Percent Asche. Dieselbe steigt bei minderen Qualitäten bis über 50 Percent.

In den meisten Braunkohlen findet sich sogenannter schädlicher Schwefel, nämlich solcher vor, der nicht an Sauerstoff, sondern an Eisen gebunden ist, und zwar in Mengen von 1 bis 2 Percent, in geringeren Qualitäten auch mehr.

Bei mittlerer und guter Qualität enthält die Braunkohle folgende durchschnittliche Zusammensetzung: Kohlenstoff 50 bis 65, Wasserstoff

h"*

1 bis 2, chemisch gebundenes Wasser 20 bis 30, h)Tgroskopisclies Wasser 10 bis 25, Asche 5 bis 10, Stickstoff selten bis 2 Percent.

Die Braunkohle ist leicht entzündlich und brennt mit ziemlich langer russender Flamme.

Der absolute Wärme-Effect ist bei mittleren und guten Qualitäten 4000 bis 6000 WE.

§ 8. Steinkohle. Steinkohle (Schwarzkohle) geht als Product eines im Vergleiche zur Braunkohlę noch weiter vorgeschrittenen Ver-wesungsprocesses urweltlicher Pflanzensubstanz hervor. Dieselbe kommt am mächtigsten in Steinkohlengebirgen und als Flötze zwischen Schieferthon und Sandstein in Mulden (Kohlenbecken) vor.

Es ist nicht endgiltig erwiesen, ob Land- oder Meerpflanzen das hauptsächlichste Materiale zur Steinkohlenbildung geliefert haben. Nach Ansicht der meisten Geologen ist diese Kohle aus tropischen Landpflanzen entstanden, deren schnelle und massenhafte Entwicklung durch ein heisses und dabei feuchtes Klima begünstigt wurde. Da selbst in der Polarregion, z. B. auf Spitzbergen, noch Steinkohlenflötze vorfindig sind, so müsste ein tropisches Klima einstens über die ganze Erde verbreitet gewesen sein.

Friedrich Mohr hat aber dargethan, dass die Steinkohle die Vermoderungsreste von im Meere versunkenen ufweltlichen Meerespflanzen sind, die sich an anderen Orten ablagerten und dabei vorkommende Reste von Landpflanzen nur Zufälligkeiten seien.

Da die Kohlenmasse keine Holzfaserung zeigt, so liegt hierin ein Beleg dafür, dass vereinzelte Stämme nur zufällig in die Masse gerathen seien.

Die Holzfaser ist absolut unschmelzbar, wogegen die Steinkohle schmelzbar ist. Auch hierin liegt ein Beweis, dass Holzmassen nicht die Urstoffe der Steinkohlen sein können.

Mohr schildert in interessanter Weise, wie die holzfaserfreien Meerespflanzen, die Algen, namentlich die Tange, die nach ihrem Absterben vom Meere nach gewissen Strömungen fortgeflösst werden, vermodern und auf den Meeresgrund sinken, woselbst sie auch mit ablagernden Schlammmassen in Verbindung kommen und endlich Kohlen-flötze bilden.

Diese Theorie hat viele Angriffe erfahren, ist aber noch in keinem Theile widerlegt worden. Die Mächtigkeit der Flötze variirt von ¹/₂ bis 3 m., kommt aber auch bis 10 m. vor.

Die Steinkohlen sind schwarz, oft in’s Graue oder Graubraune spielend, geben einen schwarzen oder bläulichschwarzen Strich und besitzen einen ausgezeichneten Glasglanz, zeigen aber auch matte

Oberflächen. Die Hauptmasse ist structurlos und amorph. Der Bruch ist splitterig, manchmal auch eben oder flach muschelig.

Das specifische Gewicht bewegt sich inner den Grenzen von 1'25 bis 1'40 und steigt auch bis 1’7.

Manche Steinkohlen sind sehr fest und zähe, andere wieder spröde und leicht zerbrechlich.

Bei Steinkohlen unterscheidet man Gattungen und Arten. Die Steinkohlengattung bezieht sich auf die Gesammtmasse des Fördergutes eines Flötzes oder einer Flötzpartie. Die Kohlenart bezieht sich auf die Unterschiede, welche in demselben Flötze oder Flötzpacken Vorkommen.

Man unterscheidet:

Sandkohle, die bei dem Erhitzen in geschlossenen Gefässen keine Aenderung erleidet. Dieselbe ist kurzflammig.

Sinterkohle, welche dabei schmilzt, mit Aenderung des Volumens; diese Kohlenart ist gleichfalls kurzflammig.

Backkohle, welche ebenfalls schmilzt, aber dabei keine Volumveränderung zeigt; dieselbe ist in der Regel langflammig.

Einer backenden Kohle muss immer eine nichtbackende beigemengt werden, um das Verstopfen des Rostes und Zusammenschmelzen der Kohlenstücke zu verhindern. Einer kurzflammigen Kohle wird bei Kesselfeuerungen häufig eine langflammige beigemengt, denn die kurzen Stichflammen ruiniren die Feuerplatten, und durch die langen Flammen wird die Wärme auf die untere Kesselpartie gleichförmiger vertheilt. Für Gasfeuerungen, wie z. B. für die im vorigen Paragraphe erwähnte Tenbrink-Feuerung oder für Füllöfen sind nur nichtbackende Kohlen verwendbar.

Trockene Kohlen sind solche, die wegen hohen Sauerstoffgehaltes gar nicht oder nur schwach fritten; fette Kohlen enthalten weniger Sauerstoff und schmelzen in der Hitze, und magere Kohlen haben einen hohen Kohlenstoff- und einen niedrigen Wasser- und Sauerstoffgehalt.

Man unterscheidet ferner nach der Flächenbeschaffenheit Glanzkohle und Mattkohle. Die Glanzkohle, tiefschwarz, mit lebhaftem Glasglanze, ist spröde, spaltbar und von hohem Volumgewicht. Von den Spaltungsflächen lösen sich oft runde Scheiben ab, welche „Augen” genannt werden. In den älteren Flötzen kommt sie als Sand-, Sinter-und auch als Backkohle vor, in den jüngeren ist sie immer mehr weniger backend. Diese Kohlenart besitzt selten unter 80 Percent Kohlenstoff, oft 90 Percent, und bei anthracitisehen Kohlen sogar bis 98 Percent. Unter Anthracit ist eine Glanzkohle mit sehr wenig flüchtigen Bestandtlieilen zu verstehen.

Die Matt kolile, grauschwarz, glanzlos oder schwach fettglänzend, von geringerem Voluingewicht, aber grösserer Feuchtigkeit, nicht spaltbar, mit unebenem muscheligen Bruche gibt bei dem Anschlägen einen holzähnlichen Klang.

Die Steinkohle enthält in lufttrockenem Zustande 2 bis 4 Percent Feuchtigkeit. Ueber 7 bis 10 Percent steigt der Wassergehalt nie. Die Asche variirt zwischen 2 und 10 Percent, erreicht aber in anderen Qualitäten auch mehr als 20 Percent. Die Hauptbestandtheile der Asche sind Kieselsäure, Thonerde und Eisenoxyd. Die Asche der meisten Steinkohlengattungen ist unschmelzbar oder backt nur wenig zusammen. Die Asche mancher Steinkohlengattungen backt sehr stark zusammen und kommt auch förmlich in Fluss. Dabei werden einzelne Kohlentheilchen von den so entstehenden Schlacken eingeschlossen und an der Verbrennung gehindert.

Ueber die elementare Zusammensetzung der Steinkohlenarten enthält die Tabelle Vd das Nähere. Der Stickstoff kommt mit 0’2 bis 2 Percent, im Maximum aber bis 5 Percent vor.

Bei dem Liegen in der Luft erleiden die Kohlen eine Verwitterung durch Aufnahme von Sauerstoff, welcher sich mit dem disponiblen Wasserstoff zu Wasser und mit einem Theile des Kohlenstoffes zu Kohlensäure verbindet. Dadurch vermindert sich der absolute Wärme-Effect und somit der Brennwerth der Kohle. Backkohlen gehen hierbei allmählich in Sinter- und zuletzt in Sandkohlen über.

Wenn die Kohlen in hohen Haufen lagern, geht der Verwitterungs-process schneller vor sich, so dass eine Selbstentzündung entstehen kann.

Der absolute Wärme-Effect der Steinkohlen beträgt 6000 bis 7000 WE., und bei anthracitischen Kohlen bis 8000 WE.

§ 9. Coaks. Wie durch trockene Destillation aus Holz und Torf Kohle gewonnen wird, erhält man durch denselben Process Coaks aus Steinkohle. Die Verkokung geschieht in Oefen und Meilern und auch aus Anlass der Leuchtgaserzeugung, woselbst die Coaks als Nebenproduct hervorgehen.

Das specifische GeAviclit beträgt 1*2 bis P9, ihr Feuchtigkeitsgehalt 5 bis 6 Percent und ihr Aschengehalt 4 bis 8 Percent. Der absolute Wärme-Effect ist 7000 bis 8000 WE.

Coaks ist schwer entzündlich, verlangt einen kräftigen Luftzug und giebt eine kurze blaue Flamme.

§ 10. Briquettes. Steinkohlenkleie, erdige Braunkohlen, Abfälle von Torf und auch Holzkohle werden mittelst eines Bipdemittels, aus Hartpech, Magnesia-Cement, Wasserglas etc. zu Ziegeln oder Würfeln geformt, und bilden als solche ein unter dem Namen Briquettes bekanntes Feuerungsmateriale. Dieselben werden in Grössen angefertigt, welche Gewichte von 72 bis 1 kgr. geben. Das specifische Gewicht soll mindestens 1*15 betragen. Ihr Wassergehalt darf 5 Percent und ihr Aschengehalt 10 Percent nicht übersteigen. Dieselben müssen leicht entzündlich sein, lebhaft und rauchlos brennen, dürfen im Feuer nicht zerbröckeln, und sollen einen der Steinkohle gleichkommenden Brennwerth besitzen. In Folge der regelmässigen Form ist eine dichte Schichtung, und somit geringes Raumerforderniss zu erzielen, daher dieses Brennmateriale mit Vortheil für die Seeschifffahrt an gewendet wird.

§ 11. Petroleum. Von den flüssigen Brennstoffen ist nur das Petroleum von einiger Bedeutung. Der absolute Brennwerth desselben beträgt 10.000 bis 11.000 WE. per 1 kgr.

§ 12. Leuchtgas. Das Leuchtgas findet bekanntlich als Heizmaterial einige Anwendung. Dasselbe besteht aus 40 bis 50 Volumpercent Wasserstoff, 30 bis 40 Percent Methan, aus Kohlen- und Wasserstoff zusammengesetzt, und aus 8 bis 14 Percent Kohlenoxyd mit ander-artigen geringen Beimengungen.

1 cbm. dieses Gases giebt 5000 bis 6000 und 1 kgr. 10.000 bis 11.000 WE. Die Verbrennungstemperatur bei einfacher Luftzufuhr ist 2700°.

§ 13. Wassergas. Dus Wassergas wird im letzten Abschnitte dieses Buches besonders besprochen, woselbst auch die Vorzüge und Nachtheile der praktischen Anwendung dieses Heizmittels erörtert werden.

Ermittlung sämmtlicher Verbrennungs-Effecte nach den Formeln des IV. Abschnittes.

§ 14. Die Tabelle Vd fasst alles bisher über die Brennmaterialien Vorgetragene in übersichtlicher Weise zusammen. Der Gebrauch dieser Tabelle ist von selbst klar.

Nebstdem erscheinen diesem Abschnitte noch zwei Grash of’sche Tabellen Ve und Yf über die Erfordernisse und Effecte der Haupt-Brennstoffgattungen beigegeben. Wir greifen aus Ye die darin angenommene Zusammensetzung der Steinkohle heraus, nämlich:

0⁻80 kgr. 80% Kohlenstoff (C),

4% Wasserstoff (H)

0 04 „

0-09 ,,

003 „

042 kgr. 12°/₀ chemisch gebundenes Wasser,

0-04

4% Wassergehalt.

1*00 kgr. 100% zusammen.

Für den Normal-Barometerstand und die O-Temperatur ergiebt sich nach Angabe der Tabelle Ia als kubisches Mass ( Lv = 10*76.1-294= 13-923 cbm., und ' [2Lv = 2.13-923 = 27-846 cbm. für beziehungsweise einfache und doppelte Luftzufuhr.

4) •

Ferner erhält man

4a) .

jQ = 10*76 + 1—0-04 = 11-72 kgr., und ' IQ = 2.10-76 + 1 — 0-04 = 22-48 kgr. als abgehende Verbrennungsgase für einfache und doppelte Luftzufuhr. Weiters wird

5) . . S =0*763.10-76 = 8-21 kgr. abgehender Stickstoff,

11

6)    . . K = -g- 0*8 = 2-933 kgr. abgehende Kohlensäure, und

7)    . . W = 9.0⁻04 + 0’12 = 0’48 kgr. abgehende Wasserdämpfe, somit : q = 0-2164.2-933 + 0 244.8 21 + 0-475.0-48

8) . .

Mit Benützung der Formeln aus Tabelle IV erhält man:

3) .

L = 11-696.0-8 -j- 35-088.0-04= 10-76 kgr. als einfache und

|2 L = 2.10-76 = 2L52 als zweifache Luftzufuhr.

= 0-6347+ 2-0032+ 0-2280 = 2-8659 WE., oder q = 2-8659+ 0-2377.10-76 = 5-4236 WE. für ein- und zweifache Luftzufuhr als Wärmegehalt der Gase per 1°. Ferner:

2*8659 WE.

9) . .

11-72

5-4236 WE.

= 0"2445 WE., eventuell

22-48

0-2385 WE. per 1 kgr. und 1°,

d. i. als specifische Wärme der Gase. 0-2445

10) .

. Q.2gff ⁼ 1’029, eventuell

0*2385_. .QQoq

0-2377 ~ ¹ °° d

als specifische Wärme, wenn die der Luft, nämlich 0-2377 als Einheit angenommen wird.

Es ergiebt sich ferner:

11) . .

V = [1-9775.0-8 + 1-2616.8-21 + 0-805.0-48J = 1-5820 +10-3131 + 0-3864 = 12-2815, eventuell V= 12*2815+ 1*29318.10*76 = 26*1961 cbm. Gase, mit 0» und 760 mm. Spannung gedacht. Die Umwandlung für andere Temperaturen und Spannungen ist einfach, ist übrigens in der betreffenden für V gegebenen Formel bereits enthalten.

Der absolute Wärme-Effect ist:

12) . . p = 8080.0-8+ 29633.0-04+ 636-5.0-48 = 6464 4- 1185-3—305-5 = 7344 WE.

als Brennwerth von 1 kgr. Als pyrometrischen Wärme-Effect erhält man

= 2562°, eventuell max T

unter Voraussetzung einer vollkommenen Verbrennung. Diese gefundenen Vèrbrennungswerthe stimmen nahe mit den in Tabelle Ve und V/ enthaltenen überein.

13) . . max T =

7343-8

2-8659

7343-8

5-4236

1354"

Berechnung der Schichthöhen und Flächen für die verschiedenen Brennstoffe.

§ 15. Die Schichthöhe des Brennmateriales darf nur so gross sein, dass das Luftquantum, welches durch die Zwischenräume der Schichte zu ziehen vermag, zur Unterhaltung der Verbrennung noch hinreichend sei.

Torf und Braunkohle zerfallen durch die Verbrennung nicht so wie Steinkohle, daher die Luft weniger Durchgangswege findet. Das durchziehende Quantum würde zur Ernährung einer hohen Brennschichte nicht mehr hinreichen. Ein ähnliches Verflältniss findet bezüglich der Backkohle statt, welche die Luftwege verstopft.

Dagegen lassen die Holzarten, namentlich das weiche Holz, der durchströmenden Luft so viele Oeffnungen frei, dass selbst bei hoher Schichtung der Querschnitt für den Durchzug noch künstlich verkleinert werden muss, und zwar dadurch, dass die Schichtfläche weit grösser als die Rostfläche, also diese letztere den Rost ringsum überragend angeordnet werden muss.

Es ist wohl für sich klar, dass für die Höhe der Schichtung auch der calorimetrische Effect des Brennmateriales als zweiter Factor noch massgebend sei. Denn mit der grösseren Anzahl Wärme-Einheiten, die ein bestimmtes Volumen des Materiales zu entwickeln vermag, wächst auch der Luftbedarf, und somit auch das Erforderniss an Durchzugsöffnungen für die Luft.

Die Tabelle Vg enthält die diesbezüglichen, auf Rechnung und Erfahrung beruhenden Vorschriften, wie sie im Schinz’schen Werke (Wärmemesskunst) angegeben sind. Wir haben übrigens bereits zum

III. Abschnitte eine Tabelle IIIc? mitgetlieilt, welche bei Angabe der Stückgrösse des Brennmateriales etwas verschiedene Werthe angiebt. Nach Péclet bleibt sich der gute Verbrennungs - Effect für Steinkohle bei einer Schichthöhe von 5 bis 8 cm. gleich.

Wären z. B. die Rostgrössen für Verbrennung von 25 kgr. Steinkohle per Stunde und für die Verbrennung einer Quantität weichen Holzes zu bestimmen, welche den gleichen Wärme-Effect geben, so wäre folgendes Verfahren einzuschlagen:

Die Tabelle Y g giebt per 1 kgr. und Stunde die Rostfläclie von 1 qdcm., daher sich 25 qdcm. für 25 kgr. ergeben. Der Effect stellt' sich laut Tabelle Ye auf 25X^483 = 187075 WE. per Stunde. Das Holz hat nach derselben Tabelle den Effect von 2731 WE. per Kilogramm, daher wäre die Verbrennung von

= 68‘5 kgr. per Stunde erforderlich.

14) . .

187075

2731

Die Rostgrösse per 1 kgr. weiches Holz ist nach Tabelle Y g 0-36 qdcm., daher für 68"5 kgr.

15) . . 68-5.0-36 = 24-7 qdcm.

Die den Rost bedeutend überragende Schichtfläche wäre (laut Tabelle Yg)

16) . . 1-8.68-5= 123-3 qdcm.

Die vorgenannten 25 kgr. Steinkohle haben nach Tabelle Vd

25

das mittlere Volumen von etwa = 20 cbdcm. Die Höhe der Schichtung, wenn die Zwischenräume mit l/s angenommen werden, ergäbe sich daher mit Rücksicht auf 16) mit

cbdcm.

20

(¹⁺?)

= 1-07 dcm. = 10"7 cm.

25 qdcm.

nahe übereinstimmend mit der in Tabelle UM angegebenen Schichthöhe.

Tn gleicher Weise berechnet sich für das weiche Holz, übereinstimmend mit der Angabe der Tabelle V, die Schichthöhe mit

&²³'⁸)(¹+l)

= 1-61 dem. = 16 cm.

übereinstimmend mit der diesbezüglichen Angabe der Tabelle Yg.

Die vorgenannte Tabelle giebt für die Verbrennungsquantitäten gewisse Grenzen an. Für Steinkohle z. B. 60 bis 110 kgr. perl qm., d. i. 0’6 bis 1-1 kgr, per 1 qdcm. Entsprechend der entfernteren Grenze von 1*1 kgr. motivirt sich auch die grössere Schichthöhe von 10 cm. anstatt 7*5 cm. Uebrigens dürfen die sämmtlichen Daten beider Tabellen naturgemäss nicht im Sinne einer mathematischen Schärfe genommen werden. Insbesondere ist zu berücksichtigen, dass die Schichtflächen nicht vollkommen eben, die Brennstoffstücke nicht vollständig gleich gross sind, und zudem die Brennbarkeit des Materiales, der Schornsteinzug und manche andere Verhältnisse Einfluss nehmen, was in allgemein gehaltenen Tabellen nicht berücksichtigt werden kann. Die nicht völlige Uebereinstimmung beider Tabellen ist daher erklärlich.

VI. ABSCHNITT.

Erwärmung und Abkühlung.

Die Wärme und Fortpflanzung derselben.

§ 1. Das Wesen der Wärme. Nach dem gegenwärtigen Zustande der physikalischen Wissenschaften ist das Erscheinen und Empfinden von Wärme die Folge einer erzitternden Wellenbewegung, die sich von Körper zu Körper oder von Theilchen zu Theilchen durch Vermittlung eines elastischen Mediums fortpflanzt, welches den Weltraum erfüllt und auch die Massen, jedes ihrer Atome umhüllend, durchdringt.

Diese Vibrirung aller Atome irgend eines Körpers sammelt sich zu einer gewissen Arbeitsgrösse, die als das Product seiner gesammten Masse und der Bewegungsgeschwindigkeit hervorgeht. Die Vibrationen erfolgen mit einer jede Vorstellung überbietenden Schnelligkeit, was schon daraus zu entnehmen ist, dass sich die Wärme durch das gedachte Medium wie das Licht mit einer Geschwindigkeit von mehr als 40.000 geographischen Meilen verbreitet. Wird einem Körper die Wärme, d. i. die erwähnte in ihm vorhandene Arbeitskraft, zum grösseren oder geringeren Theile entzogen, so kann dieselbe zur Verrichtung irgend einer bestimmten Arbeit nutzbar gemacht werden. Man kann daher Wärme in Arbeit umsetzen, ebenso wie auch durch Arbeit Wärme erzeugt werden kann. Zahlreiche und mannigfaltige Versuche haben diese Aequivalenz von Wärme und Arbeit bewiesen und zu einer diesen Gegenstand ausführlich behandelnden Theorie geführt, welche einen der bewunderungswürdigsten Fortschritte der Wissenschaft bildet, und die unter dem Namen „Mechanische Wärmetheorie” bekannt ist. Man hat ermittelt, dass die Arbeit, welclie einer Wärme-Einheit entspricht, 424 Meter-Kilogramm beträgt. Wenn man daher Einem Kilogramm Wasser 1° Temperatur entzieht, und wenn man im Stande wäre, die so gewonnene Kraft ohne allen Verlust auszunützen, so wäre dieselbe hinreichend, um dieses Wasserquantum 424 m. hoch heben zu können.

§ 2. Die Wärmestrahlung. Die Fortpflanzung der Wärme erfolgt auf drei verschiedene Arten, nämlich durch Strahlung, Leitung und Fortführung.

Die Strahlung ist der Uebergang der Wärme aus einem wärmeren nach einem kälteren Körper durch Vermittlung des vorerwähnten Mediums, welches dabei selbst nicht wärmer wird. Die Strahlung übt erst dann eine thermische (erwärmende) Wirkung aus, wenn sie einem Objecte begegnet, welches gegen die Wärme gar nicht oder unvollkommen durchlässig ist. So z. B. verhält sich reines Wasser gegen die Wärme durchlässig und wird daher auch ih seiner Ruhe nicht alterirt, wenn es von Wärmestrahlen getroffen wird. Sobald sich aber beigemengte Theilchen im Wasser befinden, ist der Durchgang der Strahlen schon theilweise gehemmt, und es kommt eine thermische Wirkung zum Vorschein. Namentlich tritt diese Wirkung auffällig hervor, wenn die Strahlen durch eine Glaslinse so gefangen werden, dass ihr Brennpunkt innerhalb der Wassermasse sich bildet. Denn es werden alsbald die Wassertheilchen an diesem Punkte erwärmt und theilen die Wärme dem zunächst umgebenden Wasser durch Berührung mit, welches, dadurch ausgedehnt, somit specifisch leichter wird und aufsteigt. Auf diese Weise entsteht eine sichtliche, von diesem Punkte ausgehende Bewegung im Wasser.

Auch die Luft verhält sich durchlässig gegen die strahlende Wärme. Wenn auch ein kleiner Grad von Wärme-Absorption in der Atmosphäre nachgewiesen ist, so verschwindet dieselbe doch innerhalb der Luftdistanzen, die im Bereiche unserer Betrachtungen gelegen sind, so dass wir die vollkommene Durchlässigkeit annehmen können. An kalten Wintei'tagen fühlen wir die Sonnenstrahlen warm, obgleich die umgebende Luft kalt ist. Ein gut verschlossenes Zimmer, in welchem kein abkühlender Luftwechsel eintreten kann, erwärmt sich selbst bei eisiger Kälte der äusseren Luft, wenn die Sonnenstrahlen durch die Fenster dringen. Denn die Strahlen durcheilen denLuftraum desZimmers, ohne die Luft zu erwärmen, wirken aber thermisch auf die Wände. Die erwärmten Wände theilen durch Berührung der Zimmerluft ihre Wärme mit, welche dadurch in Bewegung kommt, so dass immer wieder andere Theilchen an den Wänden sich erwärmen, bis endlich der ganze Zimmerraum erwärmt ist. Eine aus gepresstem, klarem Eise geformte Linse bringt bei jeder Kälte der umgebenden Luft durch Vereinigung der Strahlen im Brennpunkte dieselbe concentrirte Hitzewirkung wie eine Glaslinse hervor, ohne dass sie selbst in irgend einem Theile zu schmelzen beginnt. Dieses letztere Beispiel zeigt besonders auffallend, dass die Wärmestrahlen, welche durch die Eislinse gehen, keine thermische Wirkung in derselben zurücklassen, sondern dass sie durch Vermittlung der Linse blos gesammelt und im Brennpunkte vereinigt werden. Und auch in diesem Punkte entsteht blos dann eine thermische Wirkung, wenn dem daselbst concentrirten Strahlenbüschel ein Körper entgegengehalten wird.

Die Wärmestrahlung wird durch die schon früher erwähnte Wellenbewegung des Mediums bewirkt. Von derselben kann man sich eine beiläufige Vorstellung durch Betrachtung der Wellen verschaffen, welche auf einem ruhigen Wasser entstehen, wenn man einen Stein in dasselbe wirft. Jede vom Mittelpunkte der sich bildenden Wellenkreise ausgehende Gerade bezeichnet die Richtung eines Wellstrahles. Fasst man irgend ein Theilchen eines solchen Wellstrahles in das Auge, so bezeichnet die Distanz bis zum nächsten gleichzeitig in derselben Schwingungslage befindlichen Theilchen die Länge der Welle.

Von der Wellenlänge eines Wärmestrahles ist dessen Farbwirkung und von der Schnelligkeit, mit der sich die Theilchen hin und her schwingen, die Intensität der thermischen Wirkung abhängig.

Körper von niederer Temperatur senden nur dunkle (unsichtbare) Strahlen von grosser Wellenlänge aus. Steigt die Temperatur, so kommen Strahlen von kleinerer Wellenlänge hinzu. Bei noch weiterer Temperatursteigerung leuchtet ein Theil der Strahlen, nämlich diejenigen, welche unter den leuchtenden die längsten Wellen haben und sich in rother Farbe zeigen. Der Körper befindet sich dann im Zustande des Rothglühens. Bei weiters zunehmenden Hitzgraden treten allmählich noch andere leuchtende Wärmestrahlen zum ganzen Strahlencomplex hinzu, welche kleinere Wellenlängen als die rothen haben, und die in Bezug' ihrer Färbungen in der Ordnung des Sonnenspectrums nacheinander zum Vorschein kommen.

Vom Beginne an vermehren sich mit der Steigerung der Temperatur alle Strahlungen, und kommen neue zum ganzen Complexe hinzu. Ein weissglühender Körper sendet Strahlen aller Farbgattungen in reichlichem Masse aus, die in ihrer summarischen Erscheinung das weisse Licht bilden. Die Strahlencomplexe, welche sich bei fortwährender Temperatursteigerung bilden, geben folgende Farberscheinungen:

Dunkle Rothglühhitze Dunkelroth Glühhitze .    .

. . bei 25°

Dunkelkirschroth

bei 800°

900°

Kirschroth ....

Hellkirschroth .    .

Dunkelorange .    .    .

Hell orange ....

Weissorange .

Schweisshitze .

Blendend weiss .

Alle Erscheinungen, die wir als strahlendes Licht oder als str alilende Wärme beobachten, rühren von der Wellenbewegung desselben Mediums her. Die Licht- und Wärmestrahlen sind daher identisch. Diese Identität bestätigt sich unter allen Verhältnissen, nämlich in der Strahlbrechung, in der Reflexion, in der übereinstimmenden Interferenz etc. Wir sprechen demnach von Licht, wenn wir die Strahlung mit dem Auge auffassen, und von Wärme, wenn wir sie mit unserem Wärmegefühle wahrnehmen oder mit dem Thermometer beobachten, im Grunde genommen sprechen wir aber in beiden Fällen von derselben Sache.

Besitzen zwei gleichartige Körper gleiche Temperatur, so bestrahlen sie sich gegenseitig mit gleicher Intensität, und es tritt dann ein in quantitativer und qualitativer Hinsicht gleicher Wärme-Austausch ein. Ist die Temperatur eine verschiedene, so wirkt die Strahlung ausgleichend, es empfängt nämlich der kühlere Körper ein grösseres Wärmequantum, als er an den wärmeren abgiebt. Du long und Petit haben versucht, mit tliunlichster Genauigkeit diesen Wärme-Austausch durch eine Formel quantitativ zu bestimmen.

Ist nämlich m = einer- Constanten, welche von der Substanz und Beschaffenheit der strahlenden Oberfläche abhängt, T = der Temperatur der Oberfläche und R= der Wärme-Abgabe per 1 Stunde und per 1 qm., so hat man R=m.l*0077T als Wärme-Abgabe.

Haben die umgebenden festen Objecte die Temperatur t, so absorbirt die betrachtete Oberfläche von dieser Umgebung das Wärmequantum r = m.l*0077t; der Wärmeverlust beträgt daher

1) . . R-r = m.l-0077t(l-0077—t 1)

Diese Formel ist richtig, wenn beiderlei Objecte denselben Strahlungs-Coöfficienten m haben. Häufig ist dies nicht der Fall. Man nimmt dann gewöhnlich jenen Werth von m an, welcher der strahlenden Materie entspricht.

Fällt ein Strahlencomplex auf einen Körper, so wird ein Theil reflectirt und ein Theil dringt in den Körper ein. Diéser eindringende

li*

Rest wird entweder vollständig oder theilweise absorbirt, und im letzteren Falle theilweise durchgelassen.

Blankes Silber reflectirt beinahe vollständig, nämlich ³%o der empfangenen Strahlen, daher dasselbe sich vorzüglich zur Umhüllung der Thermometerkugeln eignet, weil es dieselben vor dem Einflüsse der strahlenden Wärme möglichst schützt und das Thermometer dann genauer die eigentliche Luftwärme zeigt. Lampenruss reflectirt beinahe gar nichts, dagegen lässt Steinsalz ¹¹/l2 der empfangenen Strahlung durch.

Nachdem sieb die von einem Körper ausgesendeten Strahlen nach allen Richtungen im Raume verbreiten, so nimmt der ganze Strahlen-complex an Dichtheit ab, und zwar beiläufig im quadratischen Verhältnisse der Entfernung von der Wärmequelle. Es wird nämlich nach Massgabe dieses Verhältnisses die Flächeneinheit eines Körpers in geringerem Grade erwärmt, wenn sie von der Wärmequelle enfernt wird.

§ 3. Die Wärmeleitniig. Die zweite Art der Wärmefortpflanzung ist, wie schon erwähnt, die durch Leitung. Thermische Leitung ist das Strömen von wärmeren Stellen eines ungleiclimässigerwärmtenKörpers zu kälteren, d. i. eine Verbreitung der Wärme durch einen Körper in Folge der verschiedenen Temperatur benachbarter Theile desselben.

Die Wärme bedarf zu dieser Verbreitung einer gewissen Zeit. Man kann dies durch einen interessanten Versuch beweisen. Wenn man nämlich die Kugel eines Thermometers an einer Stelle plötzlich erhitzt, so sinkt der Thermometerstand etwas, bevor er zu steigen beginnt; denn die Wärme verbreitet sich vorerst in der Glashülle, dehnt diese aus und vermehrt dadurch den Raum der Kugel, daher das Quecksilber in der Röhre sinken muss. Erst dann geht die Wärme allmählich von der Hülle auf die Quecksilberfüllung über, und es beginnt das Steigen des Thermometers.

Denkt man sich in einem ungleich erwärmten Körper die Punkte, welche irgend eine bestimmte Temperatur haben, zu einer Fläche gestaltet, so bildet dieselbe eine Isotherme. Solche Isothermen lassen sich nach gewissen Temperaturabstufungen aufeinanderfolgend wie Schichten denken, und es können dieselben Ebenen bilden oder gekrümmte Gestalten besitzen. Der nach Ausgleichung strebende Wärmestrom bewegt sich von einer Isotherme zu andern in normaler Richtung gegen dieselben.

Wir werden uns mit wenig Ausnahme nur mit thermischen Untersuchungen von Körpern beschäftigen, die für Aufnahme und Abgabe von Wärme parallele Oberflächen haben, und deren Isothermen daher gleichfalls zu diesen Flächen parallel sind. Es kommen zwar auch compli-cirtere Fälle von Körperoberflächen in der Heiztechnik vor, deren

Kenntniss der Isothermen von Vortheil wäre, allein man hat sich mit derlei Untersuchungen bis jetzt nicht beschäftigt. Die Ausbildung dieses Zweiges der Wärmebewegung wird daher eine Aufgabe der Zukunft sein.

§ 4. Die Fortpflanzung der Wärme durch die Luftbewegung. Die Verbreitung der Wärme durch Fortführung ist die dritte Art der Fortpflanzung und besteht darin, dass durch eine Bewegung die Berührungsstellen des kühleren Mediums und der wärmeabgebenden Fläche wechseln und dadurch eine beschleunigte Wärme-Ueberführung eintritt.

Die Fortführung ist daher an sich keine charakteristische Art der Wärmeverbreitung, sondern dieselbe bringt blos eine Begünstigung der Wärmefortpflanzung hervor. Wenn z. B. die Luftschichte, welche an eine Heizfläche grenzt, ruhig bliebe, so würde sie sich zunehmend erwärmen, so dass die Differenz ihrer Temperatur gegen die der Heizfläche eine allmählich geringere würde. Sonach müsste die von dieser Differenz abhängige Wärmeleitung, d. i. der Wärme-Uebergang von der Heizfläche in die Luft in stetigem Sinken begriffen sein. Dadurch aber, dass durch die Erwärmung die Luft längs der Heizfläche aufsteigt und. stets einer nachkommenden kühleren Luft Platz macht, bleibt die besagte Temperatur-Differenz von Heizfläche und bestreichender Luft immer eine beträchtliche. Es wird daher durch die Bewegung der Lufttheilchen die Wärme der Heizfläche schneller entführt und dadurch die gesaminte Lufterwärmung beschleunigt.

Ermittlung der Wärme-Abgabe von Heizflächen.

§ 5. Wärme-Aussendung durch Strahlung. Wir haben bereits in § 2, Gl. 1), die Formel für Berechnung der strahlenden Wärme angegeben. Der Coefficient m, welcher darin functionirt, ist das Product aus einer fixen Zahl und aus dem Strahlungs-Coëfficienten, den wir mit S bezeichnen wollen- Es ist nämlich: m= 124*72 S.

Bezeichnet man die Grösse R — r mit W', so giebt die Gl. 1) den Betrag der strahlenden Wärme durch den Ausdruck

T-t

2) . . W'= 124*72S. 1-0077* (1-0077 — 1)

Es wurde schon bemerkt, dass die Absorption der dunklen und lichten Wärmestrahlen durch die Luft auf weit grössere Distanzen als diejenigen, welche bei Transmissionsberechnungen für Heiz- und Ventilationsanlagen Vorkommen können, eine unmessbar kleine ist, wie die Physiker Leiher und Pernter nachgewiesen haben.

Die Luftwärme der Umgebung der strahlenden Materie giebt daher keinen massgebenden Factor für den Betrag der Strahlung ab.

Mit Hilfe obiger Formel und auf Grund eigener Versuche hat Péclet Tabellen aufgestellt, die wir nebst anderen von demselben über die Wärmeleitung ermittelten Zahlen in eine mit VI a benannte übersichtlich zusammengefasst haben.

Wenn wir als Beispiel annehmen, es sei die constante Temperatur einer aus gewöhnlichem Bleche bestehenden Heizfläche gleich -j- 50° und die Temperatur der Wände des Locales gleich-f-20°, so haben wir T = 50°, t = 20°, und wir entnehmen aus genannterTabelle Via den

T—t

Werth von S mit 2’77. Den Werth von 124'72 . 1*0077* (1.0077 — 1) giebt die Tabelle mit 36T für T —1 = 50 — 20 = 30° an, wennt= + 15° wäre. Nachdem aber t = 20° ist, so ist noch der Corrections-Coefficient 1*04 anzuwenden, welchen die Tabelle mit 1/04 für t = 20 angiebt. Man erhält daher 3) . . W' = 36T. 1-04.2-77 = 104 WE. d. h. es sendet diese Heizlläche per 1 qm. und per 1 Stunde 104 WE. in den Zimmerraum durch Strahlung aus.

Wenn das Zimmer von gleichfalls permanent beheizten Räumen umgeben ist, so sind die Mauern gegen jene Räume nahezu so warm wie die Zimmerluft. Nur die gegen aussen gekehrte Fensterwand ist kälter. Man vernachlässigt aber im Allgemeinen die geringere Wärme dieser Wand und nimmt für T die Luft-Temperatur an.

Die Vergleichung der Werthe von S ist lehrreich. Man findet nämlich aus der Tabelle Via, dass das Eisen eine grosse Strahlungsfähigkeit hat und sich daher für Heizflächen gut eignet Dagegen finden wir für Kupfer nur den Werth von S — 046, welches gegen den mit 3T7 bis 3*36 für Eisen ermittelten verschwindend ist. Man wird daher Kupfer nicht als Heizfläche anwenden.

Dieses Metall wird aber gute Dienste in der Anwendung für Rohrleitungen leisten, wenn z. B. Wasserdampf auf grössere Entfernungen mit möglichst wenig Wärmeverlust geführt werden soll.

§ 6. Wärme-Aussenduug durch vereinigte Leitung und Fortführung. Die Zimmerluft von -|- 20°, welche am Fusse des Heizkörpers mit der allenfalls eine Temperatur von -)- 50° besitzenden Heizfläche in Berührung kommt, nimmt unmittelbar von dieser Wärme auf, und zwar nach Massgabe der Temperaturdifferenz von 50° — 20° = 30°. Die erwärmte Luft steigt längs der Heizflächen nach aufwärts, fortwährend anTemperatur zunehmend. Daher wird die Temperatur-Differenz zwischen Heizfläche und Luft und hiermit die Wärme-Aufnahme an den höheren Stellen der Heizkörper eine weniger ergiebige sein als an den tieferen. Daraus ist erklärlich, dass die durchschnittliche Wärme-Abgabe per 1 qm. bei hohen Heizkörpern unter übrigens gleichen Umständen «ine geringere sein muss als bei niedrigen.

Hat der Heizkörper einen kreisförmigen Querschnitt, so können die sich erwärmenden Lufttheilchen in radialer Richtung an die umgebenden Lufthüllen Wärme ableiten. Dadurch wird die den Heizkörper bestreichende Luftschichte kühler und die thermische Wirkung der Heizfläche verstärkt.

Das Bestreichen ebenerHeizflächen durch die Luft geht erfahrungs-gemäss unterhalb horizontalen Heizflächen lebhafter als oberhalb der horizontalen Deckböden der Heizkörper vor sich, denn es mischt sich die unterhalb des Heizbodens erwärmte Luft dem Luftstrome bei, welcher längs der verticalen Heizflächen nach aufwärts steigt.

Hieraus lässt sich auch folgern, dass Heizrohre derselben Länge bei horizontaler und bei verticaler Richtung verschiedene thermische Effecte geben werden.

Die mehr oder minder begünstigte Bewegung der Lufttheilchen längs der erwärmenden Flächen, und die Dauer, auf welche sie mit denselben in Berührung bleiben, bestimmen den Grad der Lebhaftigkeit, mit welchem die Fortführung der Wärme, d. i. die unmittelbare Uebertragung der Wärme von der höher temperirten Fläche in die Luft vor sich geht. Diese Begünstigung hängt nun, wie aus den gegebenen Erörterungen hervorgeht, von der Gestalt und der Lage des Heizkörpers ab.

Die Physiker Dulong und Petit haben für diese durch Fortführung entstehende thermische Wirkung den allgemeinen Ausdruck

4) . . W" = n (T - t)

1233

gefunden.

5) . . W" = 0-552 B(T-t)1233 für den thermischen Effect, welcher durch Berührung der Luft mit einer wärmeren Fläche entsteht. Für senkrechte

Péclet hat im Wege des Versuches die Grösse n näher bestimmt und fand dieselbe als das Product einer constanten Zahl, nämlich 0*552, mit einer Grösse die von der Oberflächengestalt abhängig ist. Bezeichnen wir letztere Grösse mit B, so haben wir mit Rücksicht auf die allgemeine Gleichung 4)

und horizontale Cylinder fand Péclet respective

|o*726

gleich der Höhe und r= dem Radius des Cylinders ist.

Aus ersterer Gleichung folgt, wenn r = oo gesetzt wird,

für senkrechte Wände giltig.

Die Tabelle VIb dieses Abschnittes enthält eine Vereinigung der von Péclet zu Erleichterung der Rechnung berechneten Einzel-

B = 1-764 +

0-636

Vir’

0-8758

J/h

OA,ö , 0*0382 I und B = 2*0o8-|---

worin h

tabeilen. Nimmt man in dem ad § 5 gewählten Beispiele an, es sei die Heizfläche ein Cylinder von 2 m. Höhe und 0'4 m. Durchmesser, so hat man T = 50°, t = 20°, T— t = 30°, h = 2, r = 02 und findet aus der erwähnten Tabelle W" = 36 6 . B und B = 2‘45, daher

6) . . W" = 36-6.2-45 = 89-67 WE. als Betrag der Wärme erhalten wird, welchen die Heizfläche durch Berührung mit der Luft unmittelbar an dieselbe abgiebt.

Mit Einbezug von 3) hat man daher im Ganzen eine Emission von

7) . . W = 104 + 89-7 = 193-7 WE. welche per 1 qm. Heizfläche an den Zimmerraum, und zwar theils an die Luft, theils an die Wände abgegeben werden.

3), 6)

§ 7. Transmissions-Coefficient einer Heizfläche. Wenn wir das bisherige Beispiel beibehalten, und nur eine höhere Temperatur der Heizfläche, nämlich T = 100° annehmen, so erhalten wir analog zu und 7) mit Rücksicht darauf, dass jetzt T —t=100— 20 = 80° wird,

8)    . . W‘ =118-5.1-04.2-77 = 341-4 WE. und

9)    . . W" = 122-6.2-45 = 300-4 WE., daher

10) . . W =341-4 + 300-4 = 641-8 WE.

Dividiren wir nun in den Gleichungen 3), 6), 7) und 8), 9), 10) die Wertlie von W durch die betreffenden Temperatur-Differenzen T—t, so erhalten wir folgende Resultate:

Für T—1 = 30°

W'

30

= 3-47,

W"

30

2⁻99 und-^-= 6 "46= k

30

und für T — t = 80°

W' W"    w

₌ 4-27, L_ = 3-75 und ~= 8*02 = k₂

Die vorstehenden Zahlen repräsentiren die auf 1° Temperatur-Differenz und 1 qm. Heizfläche per Stunde entfallende Wärme-Aus-sendung. Man sieht, dass die Ausstrahlung, sowie auch die Wärme-Abgabe durch Luftberührung bei Zunahme der Temperatur-Differenz bedeutend wachsen, nämlich beziehentlich von 3‘47 bis 4"27 WE. und von 2-99 auf 3-75 WE.

Die gesammte Wärme-Abgabe giebt daher die verschiedenen Quoten k₍=6-46 und k₂ = 8 02 WE. Wir werden diesen Quoten in üblicher Weise die Benennung „Transmissions-Coefficient” beilegen und werden für dessen Bezeichnung immer den Buchstaben k gebrauchen.

In gleicher Weise werden wir aber auch der stündlichen Wärme-Absorption per 1 qm. einer kühleren Oberfläche, bezogen auf 1° Temperatur-Differenz, dieselbe Benennung beilegen.

Somit verstell en wir unter Transmissions-Coefficient die durchschnittliche stündliche Wärmemenge, welche per 1 qm. und per 1° Temperatur-Differenz eine wärmere Fläche aussendet oder eine kühlere Fläche aufnimmt.

Vorläufig sprechen wir aber blos von Heizflächen, und kommen auf die Betrachtung von Abkühlungsflächen später zurück.

§ 8. Leitiings-Coëfficieut. Bei gleicher Form, Grösse und Temperatur der Heizfläche, und wenn auch im Uebrigen gleiche Umstände obwalten, bedingt nur die Beschaffenheit der eigentlichen Oberfläche einen Unterschied in der Wärme-Abgabe. Wäre z. B. die Heizfläche, die wir uns jetzt aus Eisen gedacht haben, mit einem Oelanstriche versehen, so hätte man für S den Werth 3'71 zu setzen, welchen die Tabelle IVa hiefür giebt. Für eine Heizfläche aus nicht glasirtem Thon würde man aus der Tabelle annähernd S=3‘6, und für eine Heizfläche aus gewöhnlichem Bleche 2'77 entnehmen.

Wir haben bis jetzt nur die Temperatur T der Aussenfläche des Heizkörpers in Betracht gezogen.

Die Heizwand setzt aber dem Durchdringen der Wärme einen gewissen Widerstand entgegen, so dass die Temperatur der Innenfläche der Heizwände eine höhere als die der Aussenfläche sein muss, um einen Wärmedurchgang in Thätigkeit zu setzen. Für die Wärmemenge, welche eine von parallelen Oberflächen begrenzte Wand von e m. Stärke per 1 qm. in der Zeit einer Stunde durchlässt, hat man die Formel

11) . . W =

(T-t)L

, worin T und t die Temperaturen der Aussen-

flächen bezeichnen und L einen vom Materiale abhängigen Werth darstellt, welcher das Mass der Leitungsfähigkeit angiebt. Es ist nämlich unter L die Wärmemenge zu verstehen, welche ein von parallelen Flächen begrenzter Körper von 1 m. Dicke bei 1° Temperatur-Differenz dieser Flächen in einer Stunde per 1 qm. durchlässt, und diese Wärmemenge repräsentirt den Leitungs-Coëfficienten der betreffenden Materie. Die Coëffi-cienten der schlecht leitenden Substanzen enthält die nach Péclet zusammengestellte Tabelle Via.

Silber .    .

Für gut leitende Materialien, nämlich für Metalle, sind die Leitungs-Coëfficienten noch nicht mit Verlässlichkeit ermittelt worden. Als ungefähre Werthe dienen folgende von Despretz gefundenen Zahlen :

Kupfer .    .    .

Eisen .    .

Zink . . L = 28 . . L — 28

Wenn wir nun wieder auf unser früheres Beispiel zurückgehen, eine Wandstärke der gusseisernen Heizfläche von e = 10 mm. = 0 01 m. annehmen, und nach Resultat 6) W = 89*67 WE. setzen, so erhalten

(T —t) 28

wir durch Substitution in 11) 89’67 =

0*01

und daraus

12) . . (T —1) =

0-01.89*67

28

0-032°

Es wäre daher nur eine Temperatur-Erhöhung der äusseren gegen die innere Fläche von nur 0-032° erforderlich, um einen Wärmestrom von 89‘67 WE. per 1 Stunde und 1 qm. in Bewegung zu bringen, vorausgesetzt, dass der Coefficient L = 28 sich von der Wahrheit nicht zu sehr entferne.

Man nimmt daher bei gut leitenden Heizwänden deren Innen- und Aussentemperatur als gleich an.

Bestände aber die Heizwand aus Thon von etwa 2 cm. = 0 02 m.

Stärke, welcher zu den schlecht leitenden Körpern gehört, so wäre aus Tabelle Via für L der Werth 0'63 zu setzen, und man bekäme analog zu 12)

13) . . T— t =

0-02.89 67

= 2-8°

0-63

Diese erforderliche Differenz wäre daher schon eine merkliche. Ist das heizende Medium heisses Wasser oder Dampf, so ist man schon zur Erzielung der erforderlichen Dichtheit genöthigt, metallene Heizwände anzuwenden, die zugleich den Vortheil der schnellen Wärmeleitung besitzen. Das Zuströmen von Wärme aus diesen Medien (Wasser oder Dampf) in die Heizflächen erfolgt aber so schnell und leicht, dass ihre Temperatur sich in beständiger Ausgleichung mit der der Heizwände befindet. Man kann daher in Ergänzung dessen, was zum Resultate ad 12) erwähnt worden ist, annehmen, dass bei solchen Heizobjecten die Temperatur der Heizflächen und des heizenden Mediums mindestens nahe übereinstimme.

Sind aber Verbrennungsgase das heizende Medium, so ist die besagte Temperaturausgleichung nicht so begünstigt, weil die Luft eine sehr geringe Wärmecapacität hat.

Aus Tabelle a zu Abschnitt I ist zu ersehen, dass die Luft bei 1° Abkühlung nur 0’308 WE. per Kubikmeter, das Wasser hingegen 1000 WE. abgiebt. 1 cbm. Dampf von 100° giebt 316 WE. ab, um sich zu Wasser von derselben Temperatur zu verdichten. Daher können diese letztgenannten Medien ansehnliche thermische

Wirkungen vollziehen, ohne an ihrer Temperatur wesentlich einzubüssen, wogegen die Gase gegen die wärmeentziehenden Heizflächen merklich abkühlen und im Mittelpunkte des Querschnittes einen höheren Temperaturgrad behalten. Der Verfasser hat in der That bei sehr weiten Rauchröhren gefunden, dass die Temperatur in der Mitte bedeutend grösser war als näher gegen den Rohrumfaug, sowie auch in demselben Rauchrohre die Temperaturen stellenweise verschieden waren, je nachdem die Richtungsänderungen derselben mit der Zugrichtung der Verbrennungsgase in verschiedene Wechselbeziehungen kamen. Es stimmt daher bei Luftheizflächen die Temperatur derselben keineswegs so nahe mit der der Heizgase zusammen, wie es bezüglich der Dampf- und Wasserheizflächen der Fall ist. Bestehen aber die Heizwände aus einem schlechten Wärmeleiter, wie bei Thonöfen, so werden die Innenflächen der Wände jedenfalls besser mit den Temperaturen der Verbrennungsgase übereinstimmen, weil das langsamere Durchgehen der Wärme der Wärme-Ausgleichung im Inneren mehr Zeit übrig lässt.

§ 9. Newton’sche Näherungsformel. Die Tabellen Via und VI& geben für Temperatur-Differenzen bis T — t = 20° als Coëfficienten, mit welcken S und B zu multipliciren sind, Zahlen an, die mit jenen Differenzen selbst annähernd stimmen.

Für t = -j- 15°, T — t = 20°, S = 3’36 und B = 2*25 erhält man daher genau W = 23'2.3'36 -j- 22-2.2‘25 = 128 WE., und annähernd W = (T — t)S + (T — t)B.

14) . . =(T-t) (B + S), somit W = 20° (2*25 -f- 3 36) = 112 WE.

Es ergiebt sich daher das Resultat um circa 13 Percent zu klein. Je kleiner die Differenz (T — t) ist, desto kleiner wird der Fehler.

Nachdem die verschiedenen Coëfficienten, namentlich die Werthe von B selbst nur annähernd bestimmt worden sind, und in der Praxis manche noch nicht ermittelte und sowie auch unberechenbare Einflüsse wirksam sind, so kann man in den Fällen geringer Temperaturunterschiede von der Näherungsformel 14) Gebrauch machen. Es wäre sehr zu wünschen, dass die Péclet’schen Zahlen der Tabellen Via und VI b einer genauen Revision unterzogen und für grössere Temperatur-Differenzen fortgesetzt würden. Auch die für die Werthe von B aufgestellten Formeln wären im experimentellen Wege noch zu prüfen. Denn der Verfasser hat bei vielen Berechnungen an Heizwerthen Resultate gefunden, welche zu dem Schlüsse berechtigen, dass diePéclet-schen Tabellen oft zu Transmissionswerthen führen, welche kleiner sind als die, welche aus unmittelbaren Versuchen sich ergaben. — Die obige Formel 14) drückt das bekannte Newton’sclie Gesetz aus.

Wärmedurchgang durch Ofenmäntel,Wände, Fenster, Decken und Fussböden.

§ 10. Wärme-Abgabe von dicht eingesclilosseneii und ummantelten Heizkörpern. Wir denken uns einen Heizkörper mit einem Mantel umgeben, der aber oben und unten derart geschlossen ist, dass ein Luftwechsel nicht eintreten kann, so dass durch die thermischen Vorgänge immer nur dieselbe eingeschlossene Luft in Circulation gesetzt werden kann.

Wir wollen nur annähernd rechnen und benützen daher die

W

Formel 14), aus der wir erhalten: ~-- = (B-j-S).

Unter dieser Grösse verstehen wir aber den Transmissions-Coëfficienten (§ 7) und können daher schreiben 15) . . k = B + S

Die Oberfläche des Heizkörpers sei als rostiges Eisen und die des Mantels als Oelanstrich bezüglich der Strahlung im Calcul anzunehmen, wofür nach Tabelle Via S, =3‘36 und S₂ = 3'71 zu setzen ist. Für B behalten wir den Werth bei, der in § 9 angenommen worden ist. Man erhält daher

16) . . kt= 2-25 + 3-36 = 5-61 und k₂ = 2*25-f 3*71 =596

Die Temperatur der Heizfläche sei T und die des Mantels t. Wir nehmen annähernd an, es habe die eingeschlossene Luft dieselbe Temperatur t, wogegen die den Mantel umgebende Zimmerluft -f-15° haben soll. Für die Transmission von der Heizfläche Ft qm. zum Mantel hat man daher W = (T—t) Ft k1? und für die vom Mantel in den Zimmerraum W = (t—15) F₂ k₂. Hieraus folgt durch Gleichsetzung

und t — 15 =

Die Addition giebt T — 15 = W [jw-j 17) . . W =

Fi k,

T—15

4_1

2 ^2

und

-^2 k₂

Setzen wir jetzt übereinstimmend mit dem in § 9 gewählten Beispiele T—15=20°, ferner für kt und k₂ die Werthe aus 16) und nehmen F₂ = 1⁻5F₁ an, so erhalten wir

Ft k

20

20 F

W = 69 F,

8-94

5-61 Ft⁻¹⁻5-96.1-5. F, 561

somit für Ft = 1 qm. Ofenheizfläche

18) . . W = 69 WE.

Aus dem Vergleiche mit 14) geht hervor, dass durch die vorausgesetzte dichte Einschliessung der Effect des Ofens von 112 WE. auf 69 WE., d. i. auf circa 40 Percent herabgestimmt wird.

Ist demnach die Ummantelung so eingerichtet, dass durch Klappenvorrichtungen auch der Durchzug der Zimmerluft zwischen Mantel und Ofen wieder hergestellt werden kann, so ist durch theilweises oder gänzliches Schliessen dieser Klappen ein ausgiebiges Mittel zur Regulirung der Wärme-Abgabe des Ofens gegeben. Würde man zwei oder mehrere solcher Mäntel anbringen, so würde sich die Formel 17) in

T —15

j— um gestalten.

19) . . W=—j

Ft k, F₂ k₂ ^ F₃ k₃ -f- . . .

Für jeden einzelnen Grad Temperatur-Differenz des heizenden Mediums gegen die Zimmerluft ergäbe sich der gesammte Transmissions-Coefficient K für die thermische Wirkung aus obiger Formel, wenn 1 anstatt T—15 gesetzt würde, mit:

20) . . K =

, wobei K die Anzahl WE. be-

F, k

F3 k₃ -j- . . .

F₂ k₂

zeichnet, welche der gesammte Apparat per 1° Temperatur-Differenz der inneren Ofenwandung und der Zimmerluft und per 1 qm. der Ofenwandung abgiebt.

Es sei hierbei erwähnt, dass die reciproken Werthe ^—g

schnell zu ermitteln sind, wenn man hierzu die Hilfstabellen anwendet, die in den üblichen Formel-Sammlungen zu finden sind.

Um einigermassen eine Vorstellung von der Transmissionsabnahme bei zunehmender Zahl der Ummantelungen zu gewinnen, nehmen wir

etc.

näherungsweise    ^ k

Mantel vorhanden ist, K =

etc. als constant an. Dann wird, wenn kein

wenn ein Mantel vorhanden ist, K =—z ¹    2—-

Fk

Fk

wenn zwei Mäntel vorhanden sind, K= —

Reihe nach für K die Werthe F k, ~ F k, g- F k etc.

³Fk

d. i. man erhält der

Die Transmission beträgt bei einem oder zwei Mäntel beziehungsweise die Hälfte oder ein Drittel der bei geöffneter Luftcirculation stattfindenden Wärme-Abgabe.

§ 11. Wärmedurchgang durch eine verticale einfache Wand. Der Durchgang der Wärme von einem Zimmerraume durch die Mauer in das Freie durchläuft drei Stadien. Das erste Stadium betrifft das Eindringen der Wärme in die innere Wandfläche, welche die Temperatur T' haben mag (siehe Fig. 23), das zweite betrifft die thermische Leitung durch die Wand nach Massgabe der von T' bis t' abnehmenden Temperatur und der Mauerstärke von e m., und das letzte Stadium ist das Austreten der Wärme in das Freie. Die Lufttemperatur T im Zimmer ist mit der durchschnittlichen Temperatur der Wände, der Decke und des Fussbodens, wie schon früher erwähnt, als übereinstimmend anzunehmen, ohne einen erheblichen Fehler zu begehen, wenn das Zimmer von gleichfalls permanent beheizten Localen umschlossen wird, was wir vorläufig voraussetzen. Die äussere Lufttemperatur t möge vorläufig mit derjenigen übereinstimmen, welche die Objecte der äusseren Umgebung besitzen. Die Coëfficienten für die Innenfläche seien B und S und die der Aussen-fläche B, und St. Die Wärmetransmission Außerilufi per Stunde und per 1 qm. wäre dann nach Formel 14) bei der Péclet’schen Annahme, dass die innere Wandfläche als Kühlfläche ebenso bezüglich der Transmissionsformel wie die äussere Wandfläche, welche als Wärmfläche gegen aussen wirkt, zu behandeln sei, für das Eindringen in die Wand:

Fig. 23.

Zimmerluft.

T° T*

r t°

21) . . W = (T — T') (B-fS) für den Durchgang durch die Wand nach Formel 11)

22) . . W' = (T' — t') ^ und für den Austritt in das Freie

23) . . W"=(t' —t) (B. + SO

in k

Für Differenzen von je 1° würden diese Gleichungen übergehen = B-}-S, k'=— und k" = (Bj-}-Sj), daher wir die Grössen

B + S,

— und B, -j- Si als partielle Transmissions-Coöfficienten bezeichnen können.

Wenn in diesen thermischen Vorgängen nach einer gewissen Zeit der Beharrungszustand eingetreten ist, so muss W = W'=W" werden, und man erhält dann aus obigen Gleichungen

B + S W e

24) . . T - T'

25) . . T'— t' = ~ und JL

und durch Addition

26) . .

somit

27) . . W=—j

B-f-S^L'Bi-f-Si

B-j-S

Bi ~\~ Si

immer die Bezeichnung „Widerstandssumme” geben. Die Bestand-theile derselben werden wir Widerstandssummanden nennen. Sie

Je grösser der Nenner wird, desto kleiner wird der Wärmedurchgang W. Wir werden daher dem Ausdruck

bestehen aus den reciproken Werthen der partiellen Trans-missions-Coëfficienten (B-j-S), — und (Bx-j-Sł).

Ist W ermittelt, so lässt sich mit Hilfe dieses Werthes aus den Gleichungen 24) bis 26) sofort die Temperatur der inneren und äusseren Wandfläche berechnen.

Für T — t=l erhält man den Transmissions-Coëfficienten für die Wärme-Ueberführung vom Zimmerraume in das Freie aus Gl. 27), nämlich

28) . . k

B + S^L^B. + S,

Ist die Innen- und Aussenfläche der Wand von gleicher Materials-beschaffenheit, so ist der Coefficient S für Absorption der Wärmestrahlung = St. Die Grösse B wäre aus der Tabelle für einen Werth von h gleich der Zimmerhöhe zu entnehmen. Es fliesst nämlich die warme Luft von der Decke nach abwärts bis zum Fussböden und giebt, wie wir voraussetzten, nach demselben Gesetze die Wärme an die Wand ab als sie dieselbe aufnehmen würde, wenn die Wandfläche wärmer wäre und die Luft in Folge dessen vom Fussböden nach der Decke aufsteigen müsste. An der Aussenseite der Wand findet zwar wegen kälterer Luft ein solches Aufsteigen statt, allein es trifft hierbei das Mass von h nicht zu. Denn es streicht möglicherweise die Luft schon von den unterhalb befindlichen Stockwerkshöhen herauf, welche sich an den Wänden derselben bereits etwas erwärmte,, also nicht mehr die Aussentemperatur t besitzt. In diesem Falle müsste b grösser als eine Zimmerhöhe, die Aussentemperatur aber etwas höher als t° angesetzt werden. Ebenso ist es aber möglich, dass ein vorherrschender Luftzug das ruhige Aufsteigen der Luft längs den Aussenseiten des Gebäudes verhindert, so dass in diesem letzteren Falle die Grösse h sehr klein und die Luft aber mit ihrer ungeänderten Temperatur t° in Calcul zu nehmen wäre.

Von diesen Variationen sehen wir jedoch für unsere nächsten Zwecke einstweilen ab. Wir werden daher den gleichen Werth für h, somit für innen und aussen denselben Werth B acceptiren und nebst-dem auch die zumeist zutreffende Gleichheit von S und S, annehmen. Setzt man somit S = St und B=B]; so geht die Gl. 28) über in

29) • • k=~2

B -)- S ~ L

Man hätte somit (T—t) k als Ausdruck für die per 1 qm. stündlich transmittirenden Wärme-Einheiten. Hierbei ist die Grösse k eine Function von B und S, wie aus 29) ersichtlich ist. Strenge genommen hätte man für T die Lufttemperatur einzusetzen, welche zunächst des Fuss-bodens vorherrscht, insoferne man die Transmission durch Luftberührung in Betracht zieht. Denn wie bemerkt, ist bei wärmerer Luft der Wärme-Uebergang in dieWand bei dem Herabflie ssen derLuft als gleichwerthig mit der Wärme-Aufnahme der kühlen aufsteigen denLuft anzusehen, im Falle die Mauer eine höhere Temperatur hätte und somit die Luft, indem sie Wärme empfängt, emporsteigt. In diesem letzteren Falle wäre aber die Temperatur anzunehmen, welche die Luft besitzt, wenn sie am Fusse der Wandfläche anlangt. Die Grösse T in obigem Ausdrucke als mittlere Lufttemperatur verursacht daher, insoweit sie mit dem in k functionirenden Antheile der Wärme-Uebertragung durch Luftberührung in Verbindung steht, ein zu grosses Resultat.

Die Strahlung, welche die in Betracht stehende Wand empfängt, ist aber von der Temperatur der anderen umschliessenden Wände abhängig, und diese erreicht annähernd eine durchschnittliche Temperatur gleich T, wenn die umgebenden Räume ebenso wie der betrachtete permanent beheizt werden. Hinsichtlich des in k functionirenden Strahlungs antheiles wäre daher die Grösse T im gedachten Ausdrucke (T—t) k nicht erheblich zu gross. Lässt man daher die Mitteltemperatur T in dieser Formel unverkürzt bestehen, so wird man Resultate erhalten, die in jedem Falle etwas zu gross sein werden, dafür aber einen gewissen Sicherheitsgrad geben.

§ 12. Wärmedurchgang durch eine verticale mehrfache Wand.

Fig. 24.

I—ß-—4-cWi

i-

Fig. 24 zeigt zwei dicht aneinander stossende Wände, die wir uns mit verschiedenem Materiale denken, jedoch so, dass die Grösse S dieselbe bleibt und nur die thermischen Leitungen L und L' verschieden seien. Wenn man die Entstehung der Gl. 27) näher studirt, so findet man, dass sich die Widerstandssumme aus so vielen Summanden zusammensetzt, als Temperatur-Abstufungen vorhanden sind. Wir haben im vorliegenden Falle deren vier, nämlich T bis T', T' bis F', t" bis F und F bis t.

Man erhält liiefür die Widerstandssumme

e e'    1    _ 2 e e'

C^PŚ^ L ⁺ Ï7 ■ B + S — B + S ⁺ L ⁺ Ï7

Daher wird der Transmissions-Coefficient

e'

30) . . k= -j

fl

B fi- S~ L L'

Fig. 25.

j£——ß----jj

D

§ 13. Wärmedurchgang durch Doppelwände mit eingeschlossenem Luftzwischenraume, dann durch einfache und doppelte Fenster. Stehen zwei Mauern in einem gewissen Abstande, wobei der Zwischenraum nach allen Seiten dicht vermauert ist, so dass ein Luftwechsel nicht eintritt, wobei jedoch der Abstand e der leichten Luftbewegung noch hinreichenden Spielraum gewährt, so wird im Zwischenräume die Luft an der wärmeren der beiden Flächen aufsteigen und an der kühleren gegenüberstehenden Fläche wieder herabsinken und daher eine Luftcirculation entstehen.

Die Widerstandssumme mit Rücksicht auf Fig. 25, in welcher die Temperatur-Abstufungen ersichtlich gemacht sind, stellen sich folgenderart heraus:

Ul 00

T" £

L B-|-S ¹ L' ¹ B-f-S

~B-j-S 31) . . k =

-j-^-f daher wird

-L Lj

3    , e . e'

il

B-f-S ¹ L ' L'

Dabei ist für den Wärme-Uebergang von der Wandfläche AB auf C D die Temperatur-D ifferenz T" — F' sowohl für die Strahlung, als auch für die Uebertragung durch die Luft als massgebend angenommen worden; es wurde

Doppelfenster

35) . . k₂ = (B + S), daher mit Rücksicht auf 32)

T—I

21), 22), 23) die Grundgleichung W = (T"—t")

■ j—g als bezügliche Widerstandssummande

folgte. Setzt man in Gl. 29) und 31) die Wanddicken e und e'=0, so erhält man die von Péclet aufgestellten Formeln

32) . . + = i (B + S), und

1 2

33) . . k₂ == g (B+S) = -+£ als Coëfficienten für sehr dünne Wände,

und zwar für eine einzelne und für eine Doppelwand mit dicht verschlossenem Luftzwischenraum. Nachdem man die Fenstertafeln als sehr dünne Wände betrachten kann, so gelten diese Formeln

vorzugsweise für einfache und Doppelfenster.

nämlich analog zu (B -J- S) angesetzt, woraus

T" — t" = W

B-f-S

Fig. 26.

oder

i<—>i

T I'

T" £"

Ferrini führt für Doppelwände eine Mitteltemperatur e des Luftkörpers zwischen den Wänden in die Rechnung ein, wie in Fig. 26 ersichtlich ist, und t i> erhält dadurch die sechs Temperatur-Abstufungen:

Von T zu T', von T' zu T", von T" zu e, von e zu t", von t" zu t' und von t' zu t, wonach die Widerstandssumme gleich

e'

B-fS

B+S

B + S^L^B + S -f^ + ^wird.

Derselbe erhält daher als Transmissions-Coefficient anstatt des

ad 31) gefundenen Werthes 34) . ,k=—-

f-— + — ' L ^ L'

und wenn e = e'=o gesetzt wird, für

36) . . k₂ = k

Die Gl. 34) entspricht bezüglich der Abstufungen von T" auf o und von © auf t" den Grundgleichungen W = (T" — e) (B + S) und W = (e — t") (B + S), woraus sich die oben angeführten gleichen

Widerstandssummanden für die Wärme-Abgabe der inneren Fensterfläche an die äussere, und für die Wärme-Aufnahme der letzteren ergaben,

. Péclet und Ferrini kommen

nämlich für beide Vorgänge g

daher auf die ungleichen Resultate 33) und 36) und beiden Resultaten liegen nicht ganz richtige Annahmen zu Grunde. Péclet nahm, wie erwähnt, die Temperatur-Differenz von T" — t" als massgebend für die Wärme-Uebertragung von AB auf CD (Fig. 25) an. Diese Differenz ist aber nur für die Strahlung massgebend, wogegen die Uebertragung in Folge Luftberührung nur eine Function der Temperatur-Differenz von Wandfläche und Luft sein kann. Ferrini hat nun

zwar diese letztere Differenz, nämlich T" — 0 und 0 — t", für die Wärme-Uebertragung durch Luftberührung ganz richtig in Rechnung genommen, hat aber dieselbe Differenz auch für die Wärmestrahlung beibehalten.

Wir wollen nun einen Gang der thermischen Wirkung verfolgen, welcher zu einer genauerenFormel führt. Es stelle Fig. 27 ein Doppelfenster vor. Die Zimmerluft wird mit der Temperatur T bei b anlangen und längs b a, einen Theil ihrer Wärme abgebend, herabfliessen. Am äusseren Fenster langt die Luft mit t° bei d an und steigt wärmeaufnehmend nach c auf. Die mittleren Temperaturen der Fensterfläche seien T' und t'. Wir haben daher zufolge 21) und 23)

37) . . W = (T-T0(B + S), und W=(t'— t)(B + S)

Die Grösse T und t bezeichnen die Anfangstemperaturen, weil mit denselben innen das Sinken und aussen das Auftsteigen der Luft begann. Innerhalb der Fenster geht folgender Circulationsprocess vor sich:

Die Luft, welche in a die Temperatur von 0° haben möge, steigt auf und erlangt, an der Fensterfläche sich erwärmend und bei b anlangend, die Temperatur e —|— ö, mit Welcher sie bei c die äussere Glasfläche berührt, herabsinkt und bei d wieder genau die Temperatur 0 erhalten muss, um bei a den Circulationsprocess mit derselben Temperatur wieder beginnen zu können. Denn da der Beharrungszustand vorausgesetzt wird, so müssen die Temperaturen an allen Punkten stationär bleiben.

Man hat daher mit Rücksicht darauf, dass für Steigen und Sinken der Luft 0° die Anfangstemperatur ist, und dass die .Temperatur der

12*

Fig. 27.

0+8 9

'f

W/m.

t' t

Fensterflächen an ihrem oberen und unteren Ende nur wenig ver- • schieden von den Mitteltemperaturen T' und t' sein können, für den Uebergang von ab auf cd durch Luftberührung (T' — e)B? durch Strahlung aber (T' — t') S, somit:

38) . . W = (T' —e)B + (T' —t')S Ebenso wird für die Wärme-Aufnahme der Wand cd

39 . . W = (o — t')B-f(T' — t')S Durch Gleichsetzung von 38) und 39) ergibt sich T' — e = e — t',

somit 0 =

\ und es wird T'— e = T'

Durch Substitution in 38) erhält man

40) . . W

T -g—-B + (T' -1') S = (T' -1') [| + s]

Die Grundformeln 37) und 40) ergeben T — t' = W

und t'— t = W

T' —1' = W +—

2" + S

Die Widerstandssumme ist daher:

2+s

Somit erhalten wir den Transmissions-Coefficient

41) . . k,= —

+ -I-S

Nachdem wir in 32) kt r= — (B -J- S) gefunden, so hätte man nunmehr, wenn k₂ — x kx gesetzt wird,

h₂_B+S } jB+S B + 2S t(B + S)    2B + 3S

Daher kann man der Gl. 41) auch die Form geben:

_ B + 2S _

²    2 B + 3 S

wenn man B = S setzt, was nach späterer Erörterung zulässig ist.

Diese Formel steht mit der Natur der thermischen Vorgänge näher in Einklang als die giebt ein Mittelresultat derselben.

In dem Falle, als beide Wandflächen einander

ki

42) .

von

CO |iO

ki

Péclet undFerrini angegebenen, und

werden könnte, würde der thermische Uebergang von AB nach CD (Fig. 3}, insoweit er durch Luft vermittelt wird, blos durch Leitung

erfolgen, und man hätte als Betrag derselben (T" — t") -^-wenn s den

S

Abstand der Wände bezeichnet. Der Strahlungsbetrag wäre (T" — t") S. daher ergäbe sich W = (T" — t")    -j- S^ und die der Temperatur-

anstatt

Abstufung T" — t" entsprechende Widerstandssumme wäreL

wie in 31)

B + S

Diese Gleichung ginge daher über in

—-t -+-J-+S L' L

für ein Doppelfenster ist e = e'=0 zu setzen und man hätte:

44) . . k₂ = —

B + S ~L + S

Anwendungen der allgemeinen Transmissions-

Formeln.

§ 14. Beispiele von Transmissionen durch Wände und Fenster.

Wir werden nun die entwickelten Formeln für praktische Fälle

anwenden.

zu setzen, je nachdem sie keine

aussen

Wir nehmen eine 3 m. hohe Mauer an und haben laut Tabelle Via tür die innere Strahlung 3’6 oder 3‘77

gewisse Strömung, die aber bei grosser Kälte verschwindend klein wird. Dennoch ist nicht vorauszusetzen, dass die Luft • ungestört, an den äusseren Mäuerflächen sich erwärmend, aufsteigen wird. Dieselbe wird seitlich abgelenkt werden, aber ungeachtet dessen doch einigermassen mit der Wand noch in Berührung bleiben. Für eine Maximalkälte und die hiermit entstehende mindestens annähernde Luftstdle werden wir dem Gesagten zufolge h kleiner als 3 m. annehmen

Verkleidung besitzt oder dieselbe mit Tapeten versehen ist. Nach haben wir S = 3⁻6 zu setzen, wenn die Mauerfläche im Steinmateriale bleibt oder mit einem Mörtelverputze versehen wird. Erhält dieselbe aber einen Oelanstrich, so ist S = 3*71 zu setzen. Für h = 3 m. erhält man aus Tabelle VI b B=2T3. Die äussere Luft besitzt zwar immer eine

ganz

müssen und etwa Ol m. ansetzen, wofür die Tabelle VIb den Wertli von B mit 3⁻78 angiebt.

Der Leitungs - Coefficient L richtet sich nach dem Materiale. Wir nehmen gutes Backsteinmauerwerk an und setzen hiefür, wie es die Tabelle VI & angiebt, L = 063.

Somit erhält man nach Formel 28), wenn wir einmal für S und B die günstigsten und einmal die ungünstigsten Werthe annehmen, und zwar für mindestens annähernde Luftstille:

3-6 + 2-13 ¹ 0-63 ¹ 3-6

3-78

°’31 + 063

eventuell

°-³⁰³+o-4

3-77 + 2-13    063 ⁺ 3;71 -f 3-78

Für die Mauerdicken von e = 01 und e = 06 m. erhält man

2-13, eventuell für Tapeten

0*310-1

01    0-469

45) . .

063

0-303 +-

01    0462

2-16. und

063

46) . .

0-310-f

06 1-262

0"79, eventuell

0-63

-—r = ₁ l- = 0’80 0-6    1-255

063

Für Fenster setzen wir h = 2m., daher nach Tabelle VI b B=221; dagegen für die Aussenseite wie für die Mauern B = 3‘78. Der Strahlungs-Coöfficient für Glas ist nach Tabelle Via S=2-91.

Der Verfasser hat aber aus Beobachtungen gefunden, dass die Circulationsbewegung innerhalb der Fensterflächen nicht in ganzer Höhe erfolgt, wie es in Fig. 27 dargestellt worden ist, sondern dass sich Rundbewegungen in kleineren Höhen einstellen. Es ist daher nicht ganz richtig, für die inneren Luftbewegungen ebenfalls h = 2 m. zu setzen; jedenfalls ist es richtiger, h<2 m. anzunehmen. Der Werth für B ergäbe sich dann grösser als 2*21. Für h=0-5 m. hätte man B = 2 66. Somit wären für B die verschiedenen Werthe 2*21, 3-78 und etwa 2*66 zu setzen. Man hätte sonach für ein einfaches Fenster

0303-1

ki =

= 2-9 WE.

2-21 + 2-91 ~ 3-78 + 2-91

Dasselbe Resultat hätte man aus Formel 32) erhalten, wenn ein zwischen 2*21 und 3*78 liegender Werth, nämlich 2*89 fürB angenommen worden wäre, nämlich

47) . . k,=i (2-89+ 2-91) = 2-9

Nimmt man ganz einfach B = S = 2 9 an, denselben Werth für kt. Man erhält nach 33)

gelangt man auf

so

48)    . . k₂ = |k = | 2*9 = 1*93 WE. und nach 36)

49)    . . k₂ ■= i k = i 2-9 = 1-45 WE.

Nach der Formel 42) des Verfassers erhält man

50) . . k₂ = |k, = 12-9 = 1-74 WE.

Dieser der Natur der Vorgänge entsprechendere Coefficient ist daher ein Mittelwerth der Werthe, welche Péclet und Ferrini entwickelten. Die Formel 44 giebt)

2-9 + 2-9 ' L

2-9

0-345

-4-2*9

e

oder wenn für L der Leitungs-Coëfficient der Luft aus der Tabelle, nämlich 0*04 gesetzt wird:

51) . . k₂ =

0-345 4-

0-04

Für s = 0, 0*01, 0-03, 015 und k₂=k„ 2, 1-72, 1*51 und ~ kt —1*45.

CV3

erhält man der Reihe nach

Wenn man diese Resultate mit dem ad 50) gefundenen vergleicht, so findet man, dass für eine Fensterdistanz von s = 3 cm. bei stagnirender Luft dasselbe Resultat erhalten wird wie bei einer Fensterdistanz, die gross genug ist, um die Circulirung zu ermöglichen. Kleinere Fensterdistanzen als 3 cm. geben den beiden Fensterflächen inclusive der stillstehenden Zwischenluft schon den Charakter einer einheitlichen dünnen Wand, für die sich die Transmission der eines einfachen Fensters allmählich nähert. Für s — 1 cm. erhält man schon k₂ = 2, und für s = 0 wird k₂ = k₁=2‘9, dagegen ist für s = co

das Grenzresultat ko = 1*45 = -=r k z 2

d. i. wenn bei sehr grosser

Fensterdistanz die Luft in voller Ruhe verbliebe, so würde die Transmission die Hälfte der eines einfachen Fensters sein. Denkt

man

sich aber jetzt die Luft circulirend, so muss offenbar k₂>^kjj d. i. > L45 werden. Auch hierin liegt ein Beweis, dass die Ferri ni’sche Formel, die für diesen Fall nur ^ ^ giebt, zu einem zu kleinen

3

Resultate führt. In der That giebt unsere Formel ad 50) k₂ = g-k

i-

also k₂>^ k

T = +.20° an,

§ 15. Temperaturbestimmung der Wandfläclieii. Belehrende Aufschlüsse gehen aus den Temperaturbestimmungen der Wandflächen hervor. Zu diesem Zwecke nehmen wir eine Minimal-Aussentem-peratur von t =—20° und Zimmertemperatur von und erhalten mit Rücksicht auf 45) für eine OT m. starke Mauer W = (T — t)k= (20+ 20) 2-13 = 85*2 WE. per 1 qm. und 1 Stunde.

Wenn wir nun auf die Grundgleichungen 24) bis 26) zurückgehen, so erhalten wir:

52) • • T-T' = B + S

d. i. 20 - T'

85-2

3-6 + 2-13

, woraus T' = -j- 5T°

sich ergiebt. Ferner hat man 53) . . ff —t

85-2

3-6 + 3-78 '

Ganz ähnlich erhält man aus den Zahlen von 46) für eine 0’6 m. starke Mauer T' = 14'5° und ff = —15-7⁰.

Bt + S

oder ff -ff 20° =

daher ff = — 8-4°.

Für 1° Temperatur-Differenz geht die Grösse W in k über, und wenn man die innere und äussere Temperatur-Differenz mit 6 und 6/ bezeichnet, so verwandeln sich die Gleichungen 52) und 53) in

54) . • ä = ~B g , und ö'= k

B.+S

Dieselben Gleichungen geben, weil W — (T — t) k ist

(T-t)k Bt + S

oder durch Substitution aus 54)

T — T'=k und t/ —

Jd -ff o

55) . . T — ff = (T — t) o und ff — t = (T — t)V Hat man daher den inneren und äusseren Temperatur-Coëffi-cienten 6 und 6‘ der Wand aus 54) bestimmt, so kann die Wandtemperatur ganz einfach für jede Total-Temperaturdifferenz aus 55) gefunden werden.

Aus 47) ergiebt sich nach derselben Methode für ein einfaches Fenster W = 40.2’9 = 116 WE. per 1 qm. und 1 Stunde, und somit aus

69-6

57) . . T' = + 8°,

ferner (t' -f- 20) =    , d. i.

58) . . t'= — 8°

Nachdem zufolge Bemerkung zu 47) B = S = 2⁻9 angenommen

1-74

wurde, so geben die Formeln 54)    = 0’3, und ebenso

1-74

o'==

2.2-9

T' —

d. i. aus 20 — T'

T~ 2-89 + 2-91

56) . . T' = 0°

Es besitzt nämlich die Fensterscheibe die mittlere Temperatur der Innen- und Aussenluft.

5-8

Für ein Doppelfenster hat man aus 50)

W = (T — t) k₂ = 40.1-74 = 69-6 WE.

Somit ähnlich wie früher 20 — T' =

69-6

5-8

und

= 0-3

Daher erhält man zufolge 53) T — T' = 0-3 (T—t) und t' — t = 0⁻3 (T — t)

In unserem Falle haben wir T = -f- 20°, t — — 20°, somit (T — t) = 40°. Daher wird 20 — T' = 0-3.40 = 12 ebenso t'+ 20 = 12, d. i. T' = —]— 8° und t' = — 8° übereinstimmend mit obigen Resultaten. Die gewonnenen Resultate führen zu folgender Zusammenstellung:

Wand

Innenfläche

Temperatur der

Aussenfläche

Wärmeverlust per 1 qm.' und 1 Stunde

0T m. starke Mauer . 0’6 m. „    „

Einfaches Fenster . Doppelfenster . . . .

-j- 5-1° +145«

— 8-4° —15-7°

85-2 WE. 316 „

0«

116

•n

69-6 „

Anmerkung. Die Aussentemperatur t= — 20°, die Zimmertemperatur T = -f- 20«.

Vor Allem tritt die sehr günstige Temperatur der inneren Mauerfläche bei der grösseren Wandstärke von 0-6 m. hervor, welche + 14-5° beträgt. Dagegen sinkt bei der geringen Wandstärke von 0*1 m. die Wandtemperatur bis auf —|— 5*1°. Der Unterschied dieser letzteren Temperatur gegen die der Körperwärme wird daher schon ein bedeutender, der dem Wohlbefinden nicht mehr günstig sein kann, weil die Abstrahlung der Körperwärme entsprechend der Wandtemperatur gegen den Körper erfolgt. Zudem beträgt der W arme Verlust durch die 0⁻6 m. starke Mauer, wie die Uebersiclit

+ 8«

-8«

zeigt, nur 3P6 WE., d. i. um 63 Procent weniger als derjenige, welchen die Ol m. starke Wand verursacht. Noch niedriger, also auch nahestehende Personen belästigender ist die Temperatur einfacher Fenster, wie aus der Tabelle ersichtlich ist.

Es wirkt übrigens nicht blos das Entziehen von Körperwärme durch die erwähnte stärkere Abstrahlung lästig, sondern es kommt hierzu noch eine Art Zugluft. Denn es ist leicht einzusehen, dass das Herabfliessen der Zimmerluft längs den Wänden und Fenstern in dem Masse mit grösserer Geschwindigkeit erfolgen muss, je grösser die Temperatur-Differenz zwischen Zimmerluft und Wandfläche, d. i. je niedriger die Temperaturen der Wand- und Fensterflächen sind. Daher wird man nahe an der Wand dieses starke Abwärtsströmen der Luft sehr deutlich empfinden.

Windanfall, Mauerporen, dann Fenster- und Thürfugen als Ursache einer grösseren Transmission.

§ 16. Die Abkühlung der Wände und Fenster durch kalte Winde.

Die abkühlende Wirkung des Windes auf Mauer- und Fensterflächen wurde erst vom Verfasser in Calcul zu nehmen versucht. Wahrscheinlich vermuthete man complicirte thermische Vorgänge, die sich nicht leicht in praktisch brauchbaren Formeln geben Hessen, und ging deshalb nicht daran, dieser Frage nachzuforschen. Es handelt sich aber hier nicht um eine Relation zwischen Windgeschwindigkeit und Abkühlungswirkung, sondern nur um das Maximum der Abkühlung, welches ein Windanfall hervorzubringen vermag, und dieses Maximum ist leicht zu finden.

Denkt man sich nämlich, es fände bei —20° Aussentemperatur noch eine erhebliche Luftbewegung statt, so würde dieselbe die Luft-theilchen, welche mit der Mauer in Berührung kommen, entsprechend schnell wieder entführen, bevor sie sich so erwärmen können, wie es bei mindestens annähernder Luftstille der Fall ist. Die an die Aussen-wand unmittelbar anliegende und sich fortbewegende Luftschichte wird daher bei Windzug eine kühlere als bei Windstille sein. Je stärker der Luftzug wird, desto mehr wird die Temperatur dieser Luftschichte sinken. Mit dem Kälterwerden dieser Luftschichte sinkt aber auch die Temperatur der Mauerfläche. Allein wie stark man sich auch immer die Luftgeschwindigkeit denken mag, so wird sie doch niemals die Aussenfläche der Mauer auf einen tieferen Grad abzukühlen vermögen als auf jenen, den die Luft selbst besitzt. In dem vorliegenden Falle könnte daher die Aussenwand höchstens auf —20° abgekühlt werden, weil wir uns die Luft mit — 20° gedacht haben.

Mit Rücksicht auf dieses Factum stellt sich unsere Rechnung einfach so:

Wir nehmen in den Grundgleichungen die äussere Wandtemperatur t' gleich der äusseren Lufttemperatur t an. Dadurch entfällt die dritte Grundgleichung, und wir haben daher für einfache Mauern blos die Gleichungen 21) und 22) zu berücksichtigen. Im Verfolge der Gleichungen 24) bis 28) finden wir als allgemein zu geltende Norm, dass für die maximale Abkühlung durch einen Windanfall blos die Widerstandssummande wegzulassen ist, welche aus der Temperatur-Abstufung von V auf t entsteht, weil t' = t zu setzen ist.

Man erhält somit für eine einfache Mauer (ad 28) Widerstands-

0

summe

-    -bwj und wenn wir den Coëfficienten, welcher die

B-j- o L

maximale Abkühlung durch Wind ausdrückt, durch max k bezeichnen, so haben wir

59) . . max k

—x_₊-g

, ferner analog zu

30), 32)

60) . . max k =

für eine Doppelwand ohne

_;L__i e i e

Zwischenraum.

B -f- S ‘ Li L'

61) . . max kt = (B —S) für einfache Fenster.

Bezüglich der Doppelfenster bleibt die zweite der Gleichungen 37)

weg und man erhält schliesslich nur die Gleichungen T — T' = Wg ^ und T'—t = W^-i—, daher wird die Widerstandssumme gleich

1+s

B4-S ¹ B

—-—- und der Coefficient analog zu 41)

i+s

62) . . max k₂ — —j

B-j- S

;PQ l(M

+s

In der weiteren Enwicldung ergiebt sich anstatt 42) 63) . . max k₂ =

B-f 2S 3B + 4S

max kj =

3

~ max k,, wenn B = S gesetzt

wird. Durch Substitution derselben Werthe wie in 45) und 4G) in Gleichung 59) erhält man max k =

°'¹⁷⁵ + M3

3-6 + 2-13 ' 0-63

daher für e=0⁻l und e = 0‘6 m., beziehungsweise

64) . . max k = 3 WE. und max k = 0*89 WE.

Analog zu 47) erhält man aus 61)

65) . . max kj. = 2*9 + 2-9 = 5-8 WE.

Ferner aus 63) durch Anwendung derselben Zahlen wie ad 50)

3

66) . . max k₂ = max k

und für kt den Werth aus 65) gesetzt, erhält man

| 5-8 = 2-49 WE.

67) . . max k₂ =

Eine Vergleichung der früher gefundenen Transmissions-Coëffi-cienten mit den jetzigen führt zu folgender Uebersicht:

Wand-

beschaffenheit

Stündlicher Wärmeverlust per 1 []m. und 1° Temperatur-Differenz

V erlustzunahme

in

bei Windstille |

bei Wind

Percenten

0T m. starke Wand 0'6 „ „ „ Einfaches Fenster . Doppelfenster . . .

max k = 3 WE. max k = 0*89 „ max kj = 5'8    „

max k, = 249 „

41

Die vorstehenden Ziffern für max k setzen, wie aus der Entwicklung hervorgeht, für die thermischen Vorgänge bei Windanfall den Beharrungszustand, also bezüglich der Mauern einen andauernden Wind voraus, weil erst die anhaltende Wirkung den Beharrungszustand hervorbringt. Bezüglich der Fenster kann aber der Beharrungszustand als sofort eintretend angenommen werden, weil die Dicke der Fensterscheiben eine verschwindende ist. Die obigen Zahlen zeigen wieder den grossen Vortheil stärkerer Mauern, indem sie bei Windanfall höchstens einen Mehrverlust von 11 Percent zulassen, wogegen die schwachen, nur OG m. starken Mauern diesen Verlust bis auf 41 Percent steigern. Bei einfachen Fenstern ist der Mehrverlust im Vergleiche zu nämlich 50 Percent gegen 14 Percent, und kommt noch hinzu, dass dieser Mehrverlust, "wie oben bemerkt, sich momentan einstellt, dagegen bei Mauern je nach ihrer Stärke der Wand lange anhalten muss, bis er die ganze Masse der Mauer in das demWindanfalle entsprechende ungünstige Stadium des Beharrungszustandes zu versetzen vermag.

12

100

43

Doppelfenstern ein sehr bedeutender,

Nach den in Wien angestellten meteorologischen Beobachtungen kommt bei circa — 11° C. noch ein Wind von 10 m. Geschwindigkeit, also noch ein sogenannter sehr frischer Wind vor. Unterhalb dieser Temperatur verringern sich aber die Luftstörungen und verschwinden zuletzt. Die Ermittlung der Windstärke, welche erforderlich ist, um bei irgend einem Kältegrade mit Rücksicht auf das Materiale der Mauer die äussere Wandfläche auf eine der Luft gleichkommende Temperatur abzukühlen und hiernach das obberechnete max k zu erzeugen, müssen wir vorzunehmenden experimentellen Untersuchungen überlassen. Wir werden aber vorläufig nicht bedeutend fehl treffen, wennn wir annehmen, es könne bei —15° noch ein Windzug Vorkommen, der dieses max k hervorbringe. Bei -j-20° Zimmertemperatur hätten wir dann einen Transmissionsverlust von (20 -j- 15) max k = 35 max k ; bei aussen — 20° und Windstille hätten wir aber 40 k als Verlust. Durch Gleichsetzung erhält man

35. max k = 40 k, oder max k = y k, d. i.

68) . . max k = k-j- 14% von k.

Wenn daher das Wachsen von k bei Windanfall nicht 14 Percent übersteigt, so gäbe schon die Transmission bei Windstille und —20° Aussentemperatur das Maximum an. In dieser Hinsicht sagt uns die vorstehende Tabelle, dass die abkühlende Wirkung, welche bei Windstille und — 20° Aussentemperatur vorkommt, durch einen bei —15° noch vorkommenden frischen Wind nicht mehr gesteigert wird, wenn die Stärke der Mauer 0*6 m. erreicht, und dass die obgedachte Verlustziffer sogar weniger als 14 Percent beträgt.

Nach Formel 54) erhalten wir in den Fällen 64), 65) und 67) als Temperatur-Coëfficienten der. inneren Wand- und Fensterflächen

max 6

3*6 + 213

3.0175 = 0-525, max 6 = 0*89.0175 = 0156,

max 6. =

5-8

= 1, max 6₂

2*49

2*9+ 2*9

0129

2*9 + 29

Dies giebt für eine Totaldifferenz von T —1 = 35° max (T — T') = 35.0*525 = 18*4, max (T — T') = 35.0*156 = 5*5 für 0*1 und 0*6 m. starke Mauern; ferner: max (T — T') = 35.1 = 35 für einfache und max (T — T') = 35.0*429 = 15 für Doppelfenster, woraus sich die Werthe für T' der Reihe nach ergeben mit min T' = 20 — 18*4 = + 1*6°

min T' = 20 — 5*5 = + 14*5° min + = 20 — 35 = — 15°

min T' = 20 — 15 = + 5°

Berechnet man auch die Maxima von W für T — t = 35°, so gelangt man zu folgender Zusammenstellung:

Wand

Wärmetransmission per Stunde und 1 qm. bei Windanfall

Temperatur der inneren Wandfläche

Anmerkung

minT' = 4-1-6°

„ „ -15° » »    + 5°

OT m. stark . . . 0-6 m.    .

Einfaches Fenster Doppelfenster . .

max W = 105 WE. »    »    31*2 ,i

203

87

Diese Tabelle zeigt deutlich, dass für klimatische Verhältnisse, welchen die Annahme eines frischen Windes bei —15° Aussen-temperatur entspricht, eine Mauerstärke von OT m. nicht mehr zweckmässig sei, weil die Temperatur der Innenfläche bis auf -f- T6° herabsinken, also ungeachtet der Beheizung des Raumes dem Gefrierpunkte nahe kommen kann. Dagegen sieht man, wie ungleich zweckdienlicher sich eine 0‘6 m. starke Mauer darstellt, indem ihre Innenfläche selbst während eines eisigen Windes dieselbe bleibt wie bei ruhiger Luft und 20° Kälte (vergleiche Tabelle zu § 15). Sehr ungünstig zeigt sich die Temperatur einfacher Fenster bei einem solchen Winde, indem sie ungefähr bis auf — 15° herabgeht, wogegen die Doppelfenster an der Innenseite noch über 0° bleiben.

§ 17. Luftdurchlässigkeit der Wände. Unsere bisher aufgestellte Theorie über die abkühlende Wirkung des Windes setzte voraus, dass die thermische Wirkung nur durch Leitung erfolge. Es ist aber bekannt, dass in den meisten Fällen die Poren der Wände einen Luftdurchzug ermöglichen, welcher nach Lang’s Versuchen im Verhältnisse zur Druckwirkung steht. Es wird daher in dem früher betrachteten Grenzfalle die Luft von 15° Kälte mit einem gewissen Drucke gegen die Wand und durch dieselbe gepresst werden. Wir nehmen diesen Druck, einem sogenannten frischen Winde entsprechend, zu 20 kgr. per 1 qm. an und deüken uns den ungünstigsten Fall, nämlich eine Windrichtung senkrecht gegen die Wand.

Die im VII. Abschnitte nach Lang gegebene Tabelle Vlla und die betreffende Formel ermöglicht die beiläufige Berechnung des eindringenden Luftquantums.

Man hat hiefür in Q = - 2-^

e

für c den Coëfficienten, entsprechend einer aus Backstein und Mörtel errichteten Mauer, d. i.

v (4.0 203 -(- 0’907) = 0’344; ferner für p den Druck per 1 qcm.,

dann, wenn Luft durch die Mauer dringt und derselben Wärme entzieht, die Temperaturzunahme der Mauern ebenso proportional von der Aussen- nach der Innenfläche erfolgt, wie in dem Falle, als die Mauer luftdicht wäre.

In die Wand dringt vom Zimmer aus die Wärmemenge

W = (T — T') (B + S)

ein, welche nach aussen strömt und auf ihrem Wege bis zur äusseren Mauerfläche die eindringende Luft erwärmt. Man hat daher auch

W = [T' — t]^ + [(T' - AT') —t] Js

Die Grösse A T' werden wir aber, da sie, wie später bewiesen wird, nur verschwindend klein sein kann, weglassen und erhalten dann die Grundgleichungen W = (T — T') (B + S), und

somit

d. i.

20 kgr.

und für q die Mauerfläche, welche wir mit 1 qm.

nehmen, jedoch in Quadratcentimeter ausgedrückt, d. i. q = 10000 qcm. zu setzen. Man erhält sonach das durchziehende Luftquantum Q in Kubikdecimeter, und zwar

10000

an-

0-344.

20

10000

10000

6-88

cbdcm.,

und wenn die Wand 0'1 m. stark angenommen wird,

ß.QO

Q = ■    ......= 68'8 cbdcm. =0'0688 cbm. = J.

0-1

Nimmt man ohne Rücksicht auf die Lufttemperatur pro 1 cbm. die specifische Wärme mit s = 0⁻3 an, so erhält man 69) . . J s = 0'02 WE. per 1° der per Stunde und per 1 qm. Wandfläche durchziehenden Luft.

Da die poröse Masse der Wand für die durchziehende Luft den wärmegebenden Körper abgiebt, so werden im Momente des Eindringens Mauer und Luft die gleiche Temperatur t haben; denn wir setzen das Maximum der Abkühlung durch den Wind voraus. Erst tiefer in der Mauermasse wird die Lufttemperatur möglicherweise etwas Zurückbleiben, und schliesslich wird sie mit T' — AT' in den Zimmerraum austreten. Die Luft nimmt daher mit Rücksicht auf 69)

70) . . [(T'-ATj-t]Js WE. auf.

Die thermische Leitung durch die Wand beträgt nach unserer Formel

wenn man als Annäherung voraussetzt, dass auch

71) .

■ [T‘ — t] 1,

W = (T'-t)l + (T'-t) Js =(T'-t) (1 + Js).

Daher wird die Widerstandssumme gleich und man erhält

---L

B -f- S ‘

T — T' = W

Ti -5-, und T' — t = Wf B + S ?    L

- + Js

72) . . max k' =

--[— Js

e

als Transmissions-Coëfficienten für Windanfall und mit Rücksicht auf Permeabilität der Mauer.

Es entsteht die Frage, bis auf welchem Grad sich die Luft, während sie die Poren der Mauer passirt, erwärmen könne. Zu diesem Zwecke denken wir uns eine nur 03 m. starke Wand und stellen uns eine der Poren vom Durchmesser d in kürzester Länge, nämlich senkrecht durch die Mauern gehend, vor. Die Transmissionsfläche wird daher sein: dîr.03qm.

Den Coëfficienten nehmen wir mit Rücksicht auf Tabelle VI b mit B = 2'9 an. Die Strahlung S kommt nicht in Berücksichtigung, weil sich die gegenseitige Bestrahlung der Porenwände aufhebt. Somit haben wir als mögliche Wärme-Abgabe der Luft an die Mauerwerksmasse d tt . 03.2⁻9 . A° = 0‘87 d ttA, wenn wir mit A die durchschnittliche Temperatur-Differenz der Luft und der Porenwände bezeichnen.

Wir nehmen weiters die durchziehende Luftquantität bei Luftstille nach einem späteren Calcul mit — =    ^    ^ cbm. per Stunde

6 UO O

und per 1 qm. Wandfläche an. Die Summe aller Porenquerschnitte,

\

welche dem Durchzuge offen stehen, betrage qm. Somit haben wir per Stunde ein durchziehendes Bündel von Luftsäulen per ^ cbm.

o    jLU

= m. Länge. Durch eine Pore von d m. Durchmesser ziehen daher

stündlich    tz.    cbm. Luft.

4    3

Wenn wir bei t = —15° einen Windanfall annehmen, so ergiebt sich nach den Formeln des vorigen Paragraphen min T' == —J— 7° als innere Wandtemperatur, also eine Differenz gegen die Temperatur des

Freien von T' — t = 22°, auf welche die in die Poren einziehende Luft erwärmt werden muss, wenn sie hei ihrem Ausströmen in das Locale die Temperatur T' der inneren Wandfläche erreichen soll. Für Windanfall nehmen wir das iy₂fache Luft-quantum des eben für Luftstille angegebenen an. Somit wird zur

Erwärmung erforderlich ein Quantum von 1^. ~ tt. . 22°. 03

= 82’5 d² t: WE., wobei der letzte Factor 0'3 die specifische Wärme der Luft per 1 cbm. bezeichnet. Es muss daher die mögliche Transmission mindestens diesem Erfordernisse gleich kommen. Wir haben daher durch Gleichsetzung mit dem früher erhaltenen Transmissionsausdrucke 0⁻87 d 77. A > 82‘5 d²?:, woraus 0-01 A >d, d. i. d < O’Ol.A folgt.

d. h.: selbst wenn die Poren 2l/₂ mm. Durchmesser

mm

Nimmt man an, es nähere sich die durch die Wand ziehende Luft bei ihrer Ankunft an der inneren Wandfläche der Temperatur dieser letzteren bis auf ¹/₂°> so beträgt die durchschnittliche Differenz gegen die Wandmasse y₄⁰, weil bei dem Eindringen der Luft in die Mauer die Aussenfläche derselben mit der Aussenluft unserer Voraussetzung gemäss gleiche Temperatur hat. Es wäre dann d < 00025 m. <2%

erreichten, würde immer noch bei der angenommenen Geschwindigkeit der Einströmung die Erwärmung der Luft bis auf y₂° sich der inneren Wandflächen-Temperatur nähern. Umso mehr ist daher bei der unsichtbaren Kleinheit der Porendurchmesser die Erwärmung bis zur beinahe gänzlichen Gleichheit mit der inneren Wandflächen-Temperatur gesichert und somit die diesbezügliche Annahme gerechtfertigt, welche der Formel 72) zu Grunde liegt.

Wäre die Durchlässigkeit sehr bedeutend, also J sehr gross, so

würde =—--

- + Js

nahezu verschwinden, und man hätte als äusserste

Grenze nach Formel 72)

73) . . max k' = (B -f- S), d. h. es würde sich die Transmission der eines einfachen Fensters nähern.

In diesem Falle wäre nach GL 54) 6 = T — T' = (T —t),

max k'

= 1, und zufolge 55)

woraus

74) . . T' = t folgt.

Diese ganz richtige Consequenz sagt, dass im Falle einer ungewöhnlich grossen Porosität die gesammte Mauermasse und somit auch deren Innenfläche sich einer Temperatur gleich der der äusseren Luft nähern müsste.

Analog zu Gl. 64) erhält man durch Substitution nach 72)

= 3-003

75) . . maxk' =

3-6 + 2-13 ^ + 0.₀₂

wobei e=0'lmv und zufolge 69) Js = 0"02 gesetzt wurde. Ohne Berücksichtigung der Permeabilität ergab sich ad 64)

76) . . maxk = 2’994

Somit erhält man A max k= 0 009, und für die Temperatur-Differenz von 35°, W = 35.0-009 = 0315WE. als Vergrösserung der Transmission per 1 Stunde und per 1 qm.

Nach Gl. 75) ergäbe sich

77) . . W = 35°. 3-003 = 105*1 WE. Mithin beträgt der Mehrverlust W in Folge der Durchlässigkeit der Mauer bei Windanfall gegen W blos 0*3 Percent und wäre daher so geringfügig, dass er vernachlässigt werden kann.

Schulze und Märker fanden aus Kohlensäuremessungen 2’83 cbm. stündlichen Luftdurchgang bei Backsteinmauern. Dies gäbe [vgl. 69)]

78) . . J s = 2*83.0-3 = 0*849 WE-, und nach Formel 75)

= 3*181

79) . . max k' =

3*6 4-2*13^0-63

0*1

f 0-849

Daher würde A max k = 3*181 —- 2*994 = 0-187, und W= 35°.0-187 = 6⁻545WE. oder 6 Percent von W, anstatt wie oben ad 77) gefunden, nur 0*3 Percent. Dieser Unterschied ist ein auffallend grosser, der noch nicht aufgeklärt ist. Mit diesem wichtigen Gegenstand wird sich daher die Zukunft noch eingehend beschäftigen müssen.

Setzt man voraus, dass die eindringende Luft unter allen Umständen auf ihrem Wege bis zur inneren Mauerfläche schliesslich die Temperatur dieser letzteren, nämlich T' Grade annehme, so hätte man folgende Grundgleichungen anzusetzen :

80) . . W= (T — T') (B-{-S), W = (T' — t')- + (T' — t)Js

w = (t' — t) (B 4- S) 4- (T'— t) J s Hierin bezeichnet die erste Gleichung das Quantum Wärme, welches in die Wand eindringt; die zweite Gleichung die Zweitheilung derselben, wovon der eine Theil zur Lufterwärmung absorbirt

wird und der andere Theil, nämlich (T' — t') ^ nach aussen entweicht.

Diese beiden Gleichungen haben wir bereits früher angewendet. Die dritte Gleichung enthält den aus der Wand ausströmenden Antheil

(t' — t) (B-j-S) der Wärme, identisch mit (T' — t')^-

und den Theil

(T' — t) J s als Abgabe an die Luft, die somit bei ihrem Einzuge in den Raum diese Wärme, welche in die Wand schon eingedrungen war, wieder zurückbringt.

Nennt man der Kürze halber B 4- S = erhält man

t—I I c3

CD F

^ und J s = co, so

81) . . W

T_T'

-- , W

a

T'_t'

^--(- (T' — t) co, und

W = Ö!—- -f- (T' — t) *>

a,    '

Die Auflösung dieser Gleichungen giebt

82) . .

[l + (a + b)»]t + (l + ^T [l + (a + b)B] +(l + ^)

Mit Hilfe der hieraus zu ermittelnden Grösse T' lässt sich leicht aus der ersten der Gleichungen 80) die Transmission W bestimmen.

Wir nehmen nun an: B -f- S = 2 852 -)- 3*6 = 6’452, L = 0"63, e = 0-6, Js = 0-849 = 2’83 cbm..0"3, T = -f- 20, t = — 20 und erhalten

= 6-142, co = 0-849. Es wird daher

0155, b = 4-= 0-952,-⁷ L    a

83) . . l-f-(a-j-b) co = l'94 und

84) . . l + - = 7-142

Die Substitution in 82) giebt

= 11-45°

85) . . T' =

1-94.-20 -j-7-142.20 1-94 + 7-142

Somit wird zufolge 80)

86) . . W = 6-452 (20- 11-45) = 55-17 WE.

Die Wärme, welche mit der hereinziehenden Luft wieder in das Locale zurückkommt, beträgt (T' — t) co = (11*45    20) 0-849 = 26-7 WE.

Ohne Permeabilität stellt sich die Transmission nach 46) auf 0-79.40° = 31-6 WE.

Es würde demnach in Folge der Permeabilität der effective Wärmedurchgang durch die Mauer nur 55T7 — 26 7 = 28"47. WE. betragen, wogegen er ohne dieselbe 31-6 WE. wäre. Durch das stündliche Eindringen von 2-83 cbm. Luft wird ein gleiches Quantum (mit -[-20°) aus dem betreffenden Locale ausgetrieben. Zu diesem Behufe müssen bei — 20° Aussentemperatur (20° -}- 20°) 2 -83.03 WE. = 34 WE. erzeugt werden. Nachdem aber die Luft mit der Temperatur der inneren Mauerfläche, also nach Gl. 85) schon auf 11*45° erwärmt eindringt, so leistet die Erwärmung durch die Mauer bereits (20 -+ 11-45) 2-83.0-3 WE. = 27 WE.

Mithin beträgt das restliche Erforderniss noch (20 —11-45). 0-3.2-83 = 7-26 WE.

Hiernach stellt sich das Gesammterforderniss für die Mauertransmission und den Luftwechsel von 2’83 cbm. per Stunde und per 1 qm. Mauerfläche mit Rücksicht auf 81) mit

55-17+ 7-26 = 62-43 WE. heraus.

Wäre aber die Mauer nicht durchlässig, so ergäbe sich bei künstlicher Ventilation mit Rücksicht auf den ad 46) gefundenen Coëfficientenk ein Erforderniss von 40°. 0-79 -)- 40°. 2’83.0'3 = 65'6 WE. mithin um 5 Percent mehr als das frühere. Die Porenventilation ist daher eine verhältnissmässig billige, weil die Luft einen Theil der Wärme, welchen die Wand nach aussen abzuführen bestrebt ist, wieder in den Zimmerraum zurückbringt.

In der That zeigt der früher betrachtete extreme Fall, dass wegen T' = t (vergl. 74) endlich sogar jede Wärme-Abströmung verschwinden, also durch die eindringende Luftmasse aller Wärme-Abgang zurückgehalten würde.

Schon aus der gewöhnlichen Erfahrung ist es bekannt, dass der Wind bedeutende Luftquantitäten durch die Fugen der Fensterrahmen treibt. Ebenso bekannt ist es, dass auch bei Luftstille ein solches Eindringen der Luft vorkommt, nämlich zunächst der Sohlbank, weil längs derselben die Fensterrahmen nicht durch Charnierbänder dichter an den Stock gehalten werden, und weil an dem untersten Punkte des Fensters auch die Druckdifferenz der inneren warmen und der äusseren kalten Luft eine grössere ist. Man sucht auch häufig an dieser Stelle durch Fensterpolster das Durchziehen der Luft abzuhalten.

Ein Windstrom kann im ungünstigsten Falle eine annähernd senkrechte Richtung gegen die Fuge der senkrechten Anschlagleiste des äusseren Fensters nehmen, wogegen die übrigen Fugen hauptsächlich ihren Luftzuzug in Folge der besagten Temperatur-Differenz erhalten werden. In Ermangelung directer Erfahrungsresultate bedienen wir uns der Rechnungs-Ergebnisse, die wir im dritten Abschnitte, § 25, erhalten haben und denen die Annahme einer durchschnittlichen Fugenweite von ¹/₂ mm. zu Grunde gelegt worden ist.

Nach denselben dringt durch einfache Fenster stündlich ein Quantum von

87) . . 3‘9 cbm., eventuell von 8*8 cbm. ein, wenn hei —20° Luftstille herscht, oder wenn bei—15° Aussentemperatur ein Windanfall von 10m. Geschwindigkeit per Secunde entsteht. Unter gleicher Voraussetzung ergehen sich bei Doppelfenstern die Resultate

88) . . 3‘2 chm. und 7 chm.

Diese Ergebnisse, welche sich auf je 1 qm. Fensterfläche beziehen, werden in Wirklichkeit hei künstlicher Verdichtung der Fugen vermindert oder aufgehoben. Selbstverständlich kommt das obige dem Windanfalle entsprechende Quantum bezüglich der vor Wind geschützten Fenster nicht in Betracht.

Diese Wärmeverluste, welche sich per 1° Temperatur-Differenz ergeben, werden beziehungsweise

89)    . . 3-9.0-3 =1-17 WE, 8*8.0-3 = 2*64 WE., 3-2.0-3 = 0-96 WE, und 7.0*3 =2* 10 WE. stündlich betragen.

Wir werden diesen Verlust allgemein mit co bezeichnen. Zurückgehend auf Fig. 5 können wir die Grundgleichungen nach folgenden Grundsätzen aufstellen. Die Glasfläche ab empfängt:

90)    . . W = (T—T')(B + S), undgiebtab W = (T' — e)B-f (T' — t')S

Dieses in den Zwischenraum eindringende Quantum wird nun einestheils verwendet, um die Zugluft, welche von aussen mit t° eindringt, auf annähernd o° zu erwärmen, wozu co (e—t) WE. erforderlich werden, und der Rest wird von der zweiten Fensterwand c d aufgenommen. Derselbe beträgt (e — t') B —)— (T' — t') S. Man bat daher als dritte Gleichung

91) . . W = co(o — t) + (e — t') B -f-(T' — t') S Endlich hat man noch aus demselben Grunde

W = co (e — t) -j- (t' — t) (B -|— S)

Wir können aber zufolge unserer früheren Calculationen B = S

setzen, wodurch sich obige Gleichungen reduciren auf 92) . . W = 2B(T — T'), W — B(2T'—o — t'),

W = w (e —t)-f B(0 -4- T' — 2 t'), W = co (e —1) + 2B (t' — t).

Durch Gleichsetzung des ersten und zweiten, des dritten und vierten, endlich des ersten und vierten dieser Ausdrücke erhält man Gleichungen, aus welchen sich für die Unbekannten die Relationen

93) . . e =

co

t' =

15

und T' =

8T4-2t + 5e

15

ergeben.

T + t-t

3 CO t

Aus 93) erhält man e — t =

3 co

3 co

Ferner erhält man T' — 2 t' =

² ^ 2ß

8T + 2t + 5e ₀ 2 T -f- 81 -f- 5 e

15

15

oder T'

— 2 t' -f- e = i [4 T — 14 t —10 o] und durch Substitution

30 co t

T> —2t/ + e=i| 4T — 14t-}- 10

15

3 co

Oxl CO

(T-t)(3 + g)

Die Substitution der letzteren Relationen in die dritte der

T-t

Gleichungen 92) giebt W = co

3 co

Ox| CO

3 co

d. i.

²+2B

94)..W = (T-t)X|B||+^

Wenn wir nun auf den Fall einer Abkühlung durch Wind übergehen, für welchen t' == t gesetzt wird, so fällt die letzte der Gleichungen 86) aus, und man hat dann die Gruppe

95) . . W = 2 B (T — T'), W = B (2 T' — e — t),

W = cö(e — t) + B (e + T' — 2t)

Durch ähnliche Operationen wie früher erhält man

2T+t(5+i|)

4 co

96) . . e =

97) . . T'

7 + "B" e_j_2T + t

Durch Substitution von 96) erhält man

T.T₊t(5+1?)

2 co

4T + 3t + V(T + t)

4co

\- 4T -f t

-T

Daher wird

2 co

2 co

T — T' = T

4 co

(T-t)

4 co

und es wird zufolge der ersten Gleichung 95)

2 to

98) . . W = (T — t) X 2 B

³+ir

7-rb

4 co

Im Falle der Luftstille haben wir zufolge 87) und 89) für co den Wertli 0-96 zu setzen. Die Gl. 94) giebt dann

6.2- 9 + 7.0-96

4.2- 9 4-3.0-96

2 6B + 7«

‘    5 4B + 3«

100) . . W = 40°. 1-93 = 77-2WE. Man erhält ferner aus 93)

+ 20-20 + ^*

99) .

1*93, somit

101). .e =

3 co t

-3.0-96

2+1

3B + 3w 4.2-9 + 3.0-96

3-98°

und mit Hilfe dieses Werthes

102) . . t' =

2.20-8.20-5.3-98

15

9 33° und

T' =

8.20-2.20- 5.3-98

15

= 6-67°

Im Falle eines Windzuges setzen wir zufolge 87) und 89) oo==21 WE. und t =—15°. Die Gleichungen 98), 96), 97) geben dann

103) . . W = 92-4 WE., e = —8-72 und T' = 4-07°

Diese Werthe, mit denen ad 100) bis 102) verglichen, zeigen den bedeutenden Einfluss des Windes auf die Abkühlungen und die Wärmeverluste.

Für Windstille erhält man nach der in § 16 gegebenen Tabelle W = 1*74.40° = 69-6 WE., insoferne das Fenster vollkommen dicht wäre. Eine künstliche Ventilirung von 3-2 cbm. rvürde erfordern 3⁻2.0‘3. (20°    20°) = 38*4 WE. Somit Gesammterforderniss

69-6 4- 38-4 = 108 WE.

Bei undichtem Fenster würde dasselbe Quantum Luft zufolge 101) mit —3*98° einströmen, daher der Verlust, welcher dadurch entsteht, dass 3-2 cbm. mit 4-20° aus dem Locale vertrieben werden, 3-2.0-3. (20 — 3-98) =23-02 WE. erreicht. Mit Rücksicht auf 100) ergäbe sich ein Gesammtverlust von 23-f⁻ 77*2 = 100"2 WE., also gegen obiges Resultat um 8 Percent weniger.

Es kommt somit hier wieder das ähnliche Ergebniss zum Vorschein, welches wir schon bezüglich der Permeabilität der Mauern gefunden haben, dass nämlich die auf solche Weise entstehende Ventilation ökonomischer als eine gleich grosse künstliche Ventilirung ist. Dennoch ist eine derartige Ventilationsart unerwünscht, weil sie als

kalte Zugluft empfunden wird. Bei undicliten einfachen Fenstern kommt aber eine solche Vorwärmung offenbar nicht vor, indem die Luft mit der ungeänderten Aussentemperatur durchzieht.

Die früher angeführten Luftquantitäten, welche durch undichte einfache und doppelte Fenster ziehen, beruhen, wie schon bemerkt, auf gewissen Voraussetzungen, und auf theoretischen Resultaten. Der Grad der Undichtheit von Fenstern kann ein sehr verschiedener sein, daher sich in Wirklichkeit für diese Luftquantitäten weite Grenzen ergeben werden. Directe Versuche an Fenstern bei verschiedenen Wind- und Temperaturverhältnissen wären hier noch nöthig, um auch praktische Coëfficienten zu gewinnen.

Transmission ohne Empfang einer Wärmestrahlung.

§ 18. Schon Péclet machte darauf aufmerksam, dass in Räumen, die ringsum der freien Luft ausgesetzt sind, die Wände weniger trans-mittiren, weil ihre Innenflächen der gleichen Abkühlung ausgesetzt sind, und daher aus Mangel von Temperatur-Differenzen die Strahlungen derselben sich gegenseitig aufheben. In solchen Fällen haben wir nach Péclet bios die Abkühlung, welche durch Luftberührung entsteht, in Betracht zu nehmen.

Anstatt unserer früheren Gleichung W = (T — T') (B —S) haben wir daher W = (T — T') B zu setzen. Die betreffende Widerstands-

g—j—g, d. h. es wird dieselbe grösser,

anstatt

summande wird daher-i-

somit die Transmission eine geringere.

In diesem Sinne haben wir in dem vorausgesetzten Falle alle bis jetzt entwickelten Formeln zu modificiren. So z. B. werden die Formeln 28), 32), 41) übergehen in

J->ki

--1--1-

B^B + S

B ^B + S

u. s. w.

Hiermit hätten wir für zwei Grenzfälle die entsprechenden Transmissionsformeln. Der erstere setzt voraus, dass mit Ausnahme der Fensterwand alle Wände von gleich beheizten Nachbarsräumen erwärmt sind, somit die Temperatur ihrer inneren Flächen wenigstens nahezu gleich der Lufttemperatur T sei. Der zweite Grenzfall setzt voraus, es seien die Wände ringsum der Aussenluft ausgesetzt und daher ebenso kalt wie die Fensterwand. Innerhalb dieser Grenzen liegen alle anderen vorkommenden Fälle, und es wäre dann bei approximativer Berechnung

für den Transmissions-Coëfficienten der den Umständen angemessene Mittelwerth durch Schätzung zu bestimmen.

Es giebt aber noch einen dritten Fall, der bisher noch gar nicht berührt worden ist: wenn nämlich die Temperatur der transmittirenden Wand zwar höher ist als die der gegenüberstehenden Wand, aber tiefer als die der Luft. Es treten dann zwei entgegengesetzte thermische Vorgänge ein, indem diese Mauer an die gegenüber befindliche eine Wärmestrahlung aussendet, dagegen aus der Luft durch Berührung Wärme empfängt.

Es kommen in der Praxis sogar Fälle vor, in welchen der transmittirenden Wand beiderseits Wände gegenüberstehen, derenTemperaturen von der der anschliessenden Luftkörper verschieden sind. Man denke sich z. B. die Fensterwand eines

Raumes, dessen übrige Wände gegen unbeheizte oder gegen solche Locale gelegen sind, die nur selten beheizt werden, so wird deren Temperatur (T") etwas höher sein, als die der Fensterwand (T'), aber doch tiefer als die der Zimmerluft (T). Man denke sich ferner, dass diese Fensterwand gegen einen Lichthof gerichtet wäre, der von beheizten Räumen umgeben wird. Die Mauern desselben können dann eine höhere Temperatur (t") gegenüber der äusseren Fläche der betrachteten Fensterwand erreichen. Solche Verhältnisse vorausgesetzt, haben wir folgende Grundgleichungen aufzustellen:

104) . . W = (T — T')B + (T" — T') S, W=(T'—t')Q und W = (t' — t) B — (t" — t') S.

(T-ft)B-f (T" + t")S .

T'-j-t'

Hierin bezeichnet Q, den Durchgangs-Coëfficienten durch die Wand oder die Fenster. Die Gleichsetzung der ersten und dritten Gleichung ergiebt:

Aus der zweiten Gleichung folgt: T'— t' = -77

Die Addition giebt: T' =

(T —|— t) B —(T" -j- t") S , W

2Q

2 (B + S)

Aus der ersten Grundgleichung folgt: W = TB-}-T"S—T'(B-j-S), und durch Substitution erhält man:

W = TB + T"S —

(T-f- t)B4-(T" + t“)S W

2Q

Hieraus ergiebt sich nach einiger Réduction:

(T — t)B + (T" — t")S

B-j-S

²—.+ -L

B-f S ^ ^

Wären aber T" und t" von T und t nicht verschieden, so hätte man aus den betreffenden Grundgleichungen:

W = (T — T')(B + S) = (T' —t')Q, = (t'-t)(B + S)

T —t

erhalten. Nachdem

B + S^ Q

der Tansmissions- Coefficient ist, so lassen sich die oben gefundenen Relationen auch so schreiben:

105) . .W =

(T — t)B-f (T"~ t")S

.kund W = (T — t) k

B + S

Die zweite dieser Gleichungen giebt die Transmission für den Fall, als zu beiden Seiten der betrachteten Mauer die Luft eine mit den jenseitigen Mauern gleiche Temperatur besitzt. Die erstere der Gleichungen unterscheidet sich durch den Factor, mit welchem anstatt (T—t) der Coefficient k zu multipliciren ist. Derselbe bildet einen Correctionsfactor, bestehend aus dem mittleren Producte der Temperatur-Differenzen und der Grössen B und S, gleich

(T —t) B-|-(T" — t") S

Für B = S vereinfacht sich obige Formel, indem sie in

(T —t) -f- (T" — t") n

2

_(T + T'Q —(t + t")

.k übergeht.

Bei stärkerem Luftzuge verschwindet nach unserer Theorie t', ebenso auch t", insoferne dieselben gleich t werden.

Man hat dann

107) . . W =

(T — t) B + (T" — t") S B + S

(T — t) + (T" — t")

. max k, eventuell jT+T"

max. k =

tj max k

Es gehen nämlich unserer gewählten Bezeichnung gemäss die Grössen k in jene für Windanfall über, für die wir die Bezeichnung max k wählten. Wären B und S für Aussen- und Innenfläche der Mauer verschieden, so kann man Mittelwerthe einführen. So z. B. haben wir in einem der ad 45) betrachteten Fälle:

und

B + S —3-6 + 2-13

B' + S 3-6 + 3-78

-, das giebt

0-31

B + S ¹ B' + S

2

Für ausgeglichene Werthe von B hat man g- ^ ^ = 0‘31, mithin B + S = 6-4516 = B + 3-6, woraus Mittel B = 2-852 folgt.

Wenn man die thermischen Vorgänge in Betracht zieht, welche die Permeabilität verursacht, so reicht die ad 105) gegebene Corrections-formel nicht mehr aus. Wir erhalten in diesem Falle aus der ersten der Gleichungen 104)

W=(T — T')B + (T" — T-f-T—T')S = (T—T') (B -f S)-f (T"-T)S und aus der dritten derselben W = (ty — t) (B S) (t — t") S.

Setzt man nun 108) . . (T" — T) S = p und (t — t'')S = q, so bezeichnen p und q die Aenderungen in Folge der gegen die Lufttemperatur T und t diffe-rirenden Temperaturen T" und t" der beiderseits gegenüberstehenden Mauern. Behält man die ad 81) gewählten Bezeichnungen bei, so haben wir folgende Grundgleichungen:

109) . .

~+v, w=Vr1+(T'~t)M

welche sich von denen ad 81) nur durch Hinzufügung der Correctionen p und q unterscheiden.

Die Auflösung dieser Gleichungen ergiebt

Corrigirtes T' = T' -|-

corrigirtes W = W

Correction T' = -J-

110) . .

Correction W = -j-

[l + (a + b)»] + (l + £)

[1 + (a + b)eo]p-|- q [l + (a + b)co] + (l + ^)odel'

ł[(¹⁺pp-q]

[1 -f- ( a H“ b) w] +    “t⁻“^

[i + 0 + fr) ”] p + q [i + (a 4“ b)w] + (i+-)

und

und

Substituirt man die ad 85) eingestellten Werthe, so erhält man 111) . . Correctur zu T' = 0T22 p — 0*017 q und die zu W = 0-214p -h 0-11 q

Angenommen, es stünde der betrachteten Mauer einererseits eine Lichthofmauer mit der Temperatur von t" = —15° und anderseits eine Mittelmauer von der Temperatur T" = -]-10⁰ gegenüber, so hätte man zufolge 108)

p = (10 — 20)3-6= -36 und q = (— 20-f 15)3-6 = — 18

Die Substitution in 111) gäbe:

Correctur T' = — 0T22.36 -j- 0-017.18 = — 4 09° und W = - 0-214.36 — 0-11.18 = — 9-68 Mit Rücksicht auf 85) und 86) erkält man T' = 11-45 — 4-09 = 7-36° und W = 55-17 — 9-68 = 45-49 Im Falle einer maximalen Abkühlung durch Wind sind

W_(T-T')

-j- p und W = (T' — t) ^ -j- die Grundgleichungen,

die aus denen ad 109) hervorgehen, wenn t' = t gesetzt wird, aus welchen man

112) . . W =

(T —t)-f ap

erhält.

rH LQ

-f- w

Die Grösse q fällt hier weg, weil wir von einer Strahlwirkung durch eine wärmere gegenüberstehende Mauer abstrahiren, indem wir als Maximum unter allen Umständen bei Wind annehmen, dass die Temperatur der äusseren Mauerfläche bis zur äusseren Lufttemperatur herabsinken soll.

Wenn wir alle früheren Werthe beibehalten und nur für t den geringeren Werth von —15° annehmen, so giebt die Formel 112)

(20 -f- 15) — 0-155.36    35 — 5-58

W ~ “ 0-682

0-155 4

0-63

0-6

f 0-849

Hiervon ist

35

= 51*32 WE. die Transmission für den nor-

0-682

malen Fall von T = T" = 4- 20° und

für T" = 10°. Man hat demnach

113) . . W = 51-32 - 8-18 = 43-14 WE.

Die Formeln, welche in 90) und 91) für Doppelfenster gegeben wurden, sind unserem jetzt betrachteten Falle gemäss so anzuschreiben: W = (T — T') (B4-S)4-p = (T'— e) B 4- (T' — t') S = (0 — t) co 4- (e — t')B4-(T' — t')S — (° — t) w 4- (t; — t) (B 4~ S) 4~ fl

Aus demselben folgt flirB = S,    - 2 T' 4~ 2T -j-1 = 2 T'

= T'4-e(l4-")_2t' — |t - e4-2t'-t(24-^) +

5-58

0-682

8"18 die Correctur

— 0 — t'

3 ICQ

CrtPQ

Zieht man die zweite dieser Gleichungen von der ersten, die vierte von der dritten und die vierte von der ersten ab, so erhält man

_4T'-|-e-l-t'-f 2T + £, 0 = T/-fe — 4t' + 2t — ^ und

0 = — 2T' — S

o_2t' + 2T+t(2+g)+H

Nach Elimination von T' und t' ergiebt sich 2B (T-f-t) -f-3aüt

4B -j-3w

4B+3w

Der erste dieser Ausdrücke ist aber derjenige, welcher schon ad 93) ohne Vorhandensein von p und q gefunden worden ist.

Der zweite Theil bildet die von diesen Grössen abhängige Ergänzung, und zwar:

115) . . Ergänzung

p —q 4B -)-3 o:

Aus obiger Gleichung erhält man, wenn T = — t gesetzt wird, was z. B. für T = -}- 20 und t= — 20° einträfe,

3co t

daher wird 0 — t =

— 4B t -j- p — q 4B —3 co

4B-f 3co^4B + 3co Wenn man in obiger aus drei Gleichungen bestehenden Gruppe die zweite mit 4 multiplicirt und zur ersten addirt, so erhält man

15t/ + 2T + 8t + Liq

p—⁴q

und daraus:

p—⁴q

oder für T = — t, t' =

Aus der zweiten Gleichung der obgenannten Gruppe geht ferner hervor T' = — 0 -f- 4t' — 21 —j— ä oder nach Substitution des vorstehen-

t' =

15

15

5 0 — 61 —j—

⁴p—q

15

den Werthes von t', T' =

Mit Hilfe der nun für 0, T' und t gefundenen Werthe erhält man:

e-f T' — 2 t¹ =

— 24 (3 B -f- co) t -f- 18 p -f- 18 q -j- 6 w ^ -|- 21 «

15(4B + 3co)

Die dritte der Grundgleichungen lässt sich auch so anschreiben: W = (0 — t) co -j- B (0 -j- T' — 21'), weil B = S ist. Wenn nun in diesen Ausdruck die eben für (0 — t) und (e -f- T' — 2 t') entwickelten Werthe substituirt werden, so erhält man

w 4D(6B-j-7di)t , 1 6B(p-|-q)-j-«(7p + 2q)

4 B -J- 3 to

VV — 5^ 4B + 3co ‘ 5

Hätten wir oben nicht speciell T = — t gesetzt, so würde dieser Ausdruck die Form erhalten haben:

116) .. W = (T — t) X i⁻

2 B (6 B -j- 7 co) t . 1 6 B (p -j- q) -j- w (7 p -f- 2 q) 5 4B + 3co

4B-f3co

Der erste Theil des rechtsseitigen Ausdruckes stimmt mit dem ad 94) gefundenen und giebt die Grösse von W, im Falle kein p und q vorhanden wäre. Der zweite Theil giebt die Ergänzung zu W, welche bei Berücksichtigung von p und q erforderlich wird.

Ganz ähnlich gestalten sich die Entwicklungen für Windanfall. Die Grundgleichungen hiefür sind nämlich

117) . . W = (T-T')(B+S) + p, W=(T' —e)B + (T' —t)S W= (e -1) to 4- (e - t) B -J- (T'- t) S

Nach Ausführung aller. oben angedeuteten für den früheren Fall ausgeführten Operationen gelangt man zu den Gleichungen 2BT-f (5 B -f 4 co) t

118) . .e

7B-f4<o

Ergänzung e ■=

7 B -j-4co

+ 2T + t + £

B,

Ergänzung W

3B-|-2co 3B-j-2co 7B + 4co + p7B-j-4co

wogegen W = (T — t) X 2 B

W = (T — t) X 2 B

und

p(3B + 2w)

3B-f2co

7 B -f 4 co wird, übereinstimmend mit Gl. 98).

7B-f w

3 B + 2 co 7B-f o>

wird. Die Substitution giebt daher

7 B —|— co    2 B

119) . . Ergänzung W — ^ ^

Letztere Gleichung giebt 2 B

= k, wonach

p_k

Transmission der Fensterrahmen und Fenstergewände.

§ 19. Unsere bisherigen Berechnungen beziehen sich bezüglich der Fenster nur auf Glasflächen. Gewöhnlich nimmt man in der Praxis die ganze Oeffnungsweite als reine Glasfläche an und sieht von den Holzbestandtheilen gänzlich ab. In dem dadurch sich ergebenden grösseren Resultate wird ein Sicherheitsüberschuss gesucht.

Wir wollen uns aber doch über die numerische Grösse des Uebermasses in's Klare setzen, welches durch die Nichtberücksichtigung des Fensterholzes entsteht.

Zu diesem Zwecke nehmen wir eine Holzstärke von 4 cm. an und finden aus den Tabellen Via und VI & den Leitungs-Coöfficienten

L = 0T03 und den Strahlungs-Coëfficienten für Anstrich S = 3’71. Die Grösse B setzen wir verglichen mit 2 21 an. giebt sonach

Die Formel 29)

120) . . k

0-04

1-38

2 21 + 3-71 ' 0-103

Die Gesammtfläche des Rahmholzes kann mit ¹/₅, und somit die reine Fensterfläche mit ⁴/₅ der Oeffnungsgrösse angesetzt werden. Die erstere erreicht jedoch häufig der Fensterfläche.

Die Temperatur der Luft zwischen den Fenstern wird zwar etwas höher in Folge des Fenstergehölzes, welches der durchgehenden Wärme mehr Widerstand leistet als die Glasfläche.

Die Berücksichtigung dieses Umstandes, sowie auch der verschiedenen Strahlungsverhältnisse, welche aus den Temperatur-Verschiedenheiten der Glas- und Holztheile und der äusseren Umgebung entstehen, führt zu einer complicirten Entwicklung, von der man ohne erheblichen Fehler absehen kann.

Wir werden demnach ganz einfach die Transmission aus der Temperatur-Differenz von (T — e) berechnen, und erhalten für dieselbe dann

121) (T — e)k per 1 qm. und per einer Stunde.

Wir haben noch die Abkühlung unberücksichtigt gelassen, welche durch die Fenstergewände verursacht wird. Die Wärme nimmt daselbst nach Massgabe der Temperatur-Differenz e — t ihren Weg nach der Aussenfläche. Da wir nur Beobachtungen und Formeln für den Wärme-Uebergang durch Körper besitzen, die von parallelen Flächen begrenzt werden, so müssen wir uns hier mit einer annähernden Calculation begnügen. Demzufolge nehmen wir als verglichene Weglänge, welche die Wärme bis zum Austritte in das Freie zu beschreiben hat, die Gewändtiefe e an.

Da die Gewände ringsum gleiche Temperatur besitzen werden, so sehen wir von der inneren Strahlung ab, und nehmen daher blos

g als Summande. Aussen dagegen ziehen wir eine Strahlung in Rechnung. Somit haben wir 122) . . k

und max k

1—1 IPQ

® j__-—

Mit Rücksicht darauf, dass horizontale Gewändetheile Vorkommen, längs welchen sich weniger Luftbewegung bildet, setzen wir B = 2, obwohl für eine Fensterhöhe von etwa h = 2 m. die Tabelle VI b

B = 309 giebt. B' sei = 3-78 wie ad 45). Wir setzen ferner S = 3-6, e = 015, endlich L = 0’63.

Obige Formel giebt dann:

123)..k

015

= P144 und max k = -

1    015

2    + 063

= 1-355

063^3-78 + 3-6 Wäre aber ein hölzerner Pfostenstock von etwa 4⁻5 cm. Stärke vorhanden, so blieben für den Durchgang durch das anschliessende Mauerwerk noch 105 cm. Für Holz ist L = O093. Daher hätte man:

.k =

max k =

0-045    0-105

0-093 + 1Ü63⁻ "T" 3-78 + 3-6 = 0-868

= 0777 und

1 , 0-045 , 0-105

2 ~ 0-093 “ 063

Hierbei ist bezüglich allgemeiner Berechnungen zu bemerken, dass die Gewändeflächen circa 0⁻4 der Fensterflächen betragen.

Wärmedurchgang durch Fussböden, gewöhnliche Decken und Glasdecken.

§ 20. Becken. Um die Wärmetransmission durch Decken und Fussböden zu ermitteln, muss deren Beschaffenheit inBetracht gezogen werden. Die Figuren 28 bis 31 stellen die zumeist vorkommenden Construc-tionsarten dar. Der versteifte Tramboden (Fig. 28) besteht aus Trämen

Fig. as.

mmmmmm

.....................

--Holz . . Lv

iililliill sc»«.. L.v

‘ Holz . . L¹¹¹

Luft . . L¹¹

6o

--V

mmmm.

wmm

-4

Holz . . L1 HÉPÉ Stokator. L

—us y

in Entfernung von circa 60 cm. gelegt, die sowohl oberhalb als unterhalb mit Schalungen versehen sind. Die obere Schalung trägt die Schuttlage und den Fussböden und die untere trägt die Stuccadorung. Die Höhen der Schichten sind in die Figur eingeschrieben, und zwar in Centimetern. Jede Schichte ist für sich bezüglich ihrer Leitungsfähigkeit zu berechnen.

= 3-444

126) . . Mithin X y

Um einen Werth für B zu bilden, wird gewöhnlich in den Formeln für liegende Cylinder oder für die Kugel (Tabelle VIb) r = oo gesetzt, weil dadurch jene Oberflächen in eine Ebene übergehen sollen. Dieses Auskunftsmittel ist aber nicht sachgemäss, denn der Cylinder bleibt auch für r = oo immer noch insoferne ein Cylinder, als die Ebene eines endlichen Abschnittes bezüglich ihrer Oberfläche eine beliebige Steigung haben kann. Die Vergrösserung von r leitet daher keineswegs den speciellen Uebergang zur horizontalen, sondern ebenso gut auch den Uebergang zu einer anders geneigten Ebene ein. Setzt man aber, wie erwähnt, den Kugelradius = 00, so wird dadurch ebenso wenig der Uebergang in die horizontale Ebene vermittelt, weil die Kugel sogar nach allen Richtungen hin die gleiche Krümmung besitzt. Wir können somit in Ermanglung einer directen Formel nur jene Relation für B zu Rathe ziehen, die für die Luftbestreichung einer Ebene gütig ist. Die Luft in einem erwärmten

14

Für die Fussbodenlage hat man ev = 2y₂ cm. = 0'025m. und aus Tabelle Via entnimmt man den Werth Lv = 0*093. Die Widerstandssummand e ist daher gleich

0-025

0-093

= 0-269

Wäre eine 0 06 m. starke Ziegelpflasterung anstatt der Bedielung

0-06

ev

vorhanden, so hätte man j-y

0-095

0 63

Die Differenz von beiden beträgt

125) . . 0-269 —0-095 = 0-174

Entnimmt man für die verschiedenen Lagen aus Tabelle Via diejenigen Leitungs-Coëfficienten, welche den betreffenden Materialien am nächsten entsprechen, so erhält man für die

0-06

ev

obere Pflasterlage yr =

JLj

eIV

die Schuttlage 7-77=^

Llv 0-165

... „    e'"    0-035

und die Holzlage ^=^3

e"

für den Tram — =

L

0-21

0-093

für die untere Schalung

ö L'    0-093

für die Stuccaturung y = ^^ Ju    1* {

0-095

0-485

= 0-376

= 2-258

0-215

-- = 0-015

Paul, Heiz- und Lüftungstechnik.

Raume fliesst bekanntlich an den kühlen Wänden herab. Es muss daher längs der Decke ein Nachziehen von Luft gegen die kühleren Wände entstehen. Die am Boden ankommende Luft muss sich, insoferne sie durch einen Heizkörper wieder erwärmt wird, durch das Nachdrängen abgekühlter Luft vom Boden wieder erheben und in abermalige Circulation gerathen. Ist aber keine heizende Fläche vorhanden, so wird das Niveau der abgekühlten Luftmassen steigen, und das Herabfliessen der Luft an den kühleren Wänden wird sich allmählich abschwächen. Besitzt das Local eine Luftheizung, so wird die warme Luft mit einer besonderen Schnelligkeit unter die Decke hin nach der Richtung der kühlsten Wand eilen. Eine ähnliche Erscheinung wird bezüglich der aus einem Mantelofen aufsteigenden Luft eintreten. Wir haben es daher mit einer Luftbewegung der ebenen Decke entlang zu thun, die eine ziemlich grosse, nach Umständen auch eine verschwindend geringe Geschwindigkeit besitzen kann. In Ermanglung directer Versuchsresultate werden wir blos die Weglänge in Betracht ziehen, welche die Luft längs der Decke bis zur abkühlenden Wand beschreibt. Diese Weglänge ist analog zu derjenigen Grösse, welche wir in Tabelle VI b bei senkrechter Mauer als h zu verstehen haben. Angenommen, die Zimmertiefe wäre 6 m., so könnte h in Maximum =6 gesetzt werden. Da aber möglicherweise auch getheilte Bewegungen Vorkommen können, so werden wir für h die Durchschnittsziffer l/₂6 = 3m. annehmen, wofür die Tabelle VI6 den Werth

127) . . B = 2T3 giebt.

Die Bewegung der Luft am Fussboden wird hinsichtlich einer regelmässigen Luftbestreichung weniger begünstigt sein. Es bildet sich daselbst ein Reservoir von kühlerer Luft, die zumeist dem ganzen Raum entlang entweder nach dem Öfenmantel oder dem Ventilationscanale fliessen wird. Auch hier fehlen noch aufklärende Beobachtungen. Wir wollen hiefür ein B in die Rechnung einführen, welches dem doppelten h, nämlich h=6m. entspricht, und entnehmen hiefür aus Tabelle VI b

128) . . B = 2-07

Die Widerstandssummande für die Decke ist demnach

129) .

* B + S' 2-13 -f 3 6 130) .

OT75, die des Fussbodens ist

= 0*174

* B H- S 2*07 -f 3*6 Die Resultate 126,129 und 130 geben demnach als Widerstandssumme 131) . . 3*793. Somit wird der Transmissions-Coefficient für die Theile, in welchen die Decke massiv ist,

132) . . k'

0-264

3-793

Bezüglich der Lufträume zwischen den Trämen entfällt in 126)

e"

die Summande =y = 2⁻258 und tritt an deren Stelle analog zur Ent-JL

0‘264, wobei 0⁻04 der

Wicklung, ad 44), die Summande

0-04 -j- 3-6

0 21

131)

Leitungs-Coëfficient der Luft ist, daher sich die schliessliche, zu analoge Summe um 1994 verringert, und es wird erhalten

133) . . k" = ~ = 0-556. Luftraum und Tram haben, wie aus der

Figur ersichtlich, zusammen die Länge von 0‘6+0-13 =0'73 m. Der durchschnittliche Coefficient k ergiebt sich daher zufolge 132) und 133) aus der Gleichung 0T3.0’264-j- 0‘6.0-556 =0‘73 k, und zwar 134) . . k = 0 504

Für eine Decke oben mit Holzboden sind die Widerstandssummen zufolge 125) um je OT74 zu vergrössern und man erhält analog zu 132) und 133).

135) . . k'

= 0-252 und k" =

1-8 + 0-174

= 0-507

3-793 + 0-174

Für dieselbe wird daher der durchschnittliche Coefficient

136) .

k __ 0-13.0-252 + 0-6.0-507

0-73

= 0420; für den sogenannten

Diebelboden, in welchem sich Tram an Tram schliesst, und der in Fig. 29 dargestellt ist, erhält man mit Anwendung der schon oben

benützten Coëfficienten vw =    = 0‘095

L¹ 063

e<" _ 0-08

L'" — 0-Ï65

_ (> 24

L" — 0-093

e' 0-025

= 0-485

= 2-581

L'

1-7

0015

137) . . X

= 3176

Hierzu

Widerstandssumme Somit 138) . . k

0 349 wie 129) und 130)

. = 3 525

= 0-284. Besitzt die Decke einen oberen Holz-

3-525

boden, so erhält man ähnlich wie ad 123) «

14*

k___i__

3 525 + 0-174    3-994

= 0-270

aus Traversen mit in dieselben eingelegten Trämen, wie Fig. 30, erhält man nach der vorgetragenen Methode

Fig. 29.

Für eine Decke, bestehend

fśf

Mi

'"'fV

139)    . . k = 0*446 bei gepflastertem Boden, und

140)    . . k = 0-413 „ gedieltem Boden.

Fig. 30.

• Ifir

;K.“

:'fl

fl

18

o-'U

11

Z'ßo

Die aus Traversen mit Wölbungen bestehende Decke, Fig. 31, giebt folgende Resultate:

Fig. 31.

Wi

mmsmt

■■

WB

wÊÊm

g§g§

1'30

e'"

0-06

L'"    0-63

= 0-095

e'"

0-12

L'"    0T65

= 0-727

e'

0T6

L' 0-63

= 0-254

v e_

1*076

Hierzu Q‘349 wie früher, giebt

U1) * • k 1-425

0-702 für einen gepflasterten Boden, und

142)    . . k = "-^.^25 j Q:17~I ~ i .,-,(1(1 ~ 0625 für einen gedielten Boden.

In der Anwendung der gefundenen Coëfficienten auf die Transmission gegen die Dackräume schlagen wir die folgende Verfahrungsart ein, indem wir

143)    . . T=der Lufttemperatur unter der Decke, T' = der Temperatur des Dachbodenpflasters, T" = der Lufttemperatur im Dach-raume, t' = der Temperatur der Dachfläche und t = der Aussen-temperatur setzen; und den Coëfficienten, welcher das Grössen-verhältniss der Dachflächen zur Pflasterfläche darstellt, mit

144)    . . n = 1*2 bezeichnen:

Die Pflasterfläche giebt an die Luft durch Berührung (T' — T") B und an die Dachfläche (T' — t') S, somit zusammen

145)    . . W = (T' —T") B -j- (T' —t') S WE. per 1 qm. ab.

Die Dachfläche nimmt auf (T" — P)B-f-(T'—P) S per 1 qm. Da aber jeder Quadratmeter Pflasterfläche n qm. Dachfläche zu erwärmen hat, so ist

146) . . W=[(T" — t')B + (T' — t')S)] n

zu setzen.

Die Abgabe der Dachfläche an die Aussenluft beträgt

147) . . W = [(P — t)(B + S)]n

Durch Gleichsetzung von 145) und 146), dann von 146) und 147) und Addition der sich dadurch ergebenden Gleichungen erhält man nach einiger Réduction

T'(B-f 2S)-f t(l + n)(B-f-S)

(n fl- 2) (B -j- S) -j- S Mit Hilfe von P führt die Gleichung 147), nämlich:

149) . . W = (P — t) (B + S) n zur Kenntniss von W, dann giebt der 145) abzuleitende Ausdruck

W — (T'— P)S

148) . . P =

aus

150) . . T" = T' —

den Werth von T".

Werden nun die bisherigen Werthe von B und S aus 128) und 130) und der Werth von n aus 144) in 138) substituirt, so erhält man t. ⁼ T_(2 0, + 2^6) + t . 2-2(20, +3 flworau3fUl.t^_₂o,siehergiebt.

151) . . P=0-43 T' — 11*48

Aus Gleichung 147) folgt:

W = (P -f 20) (2-07 -f 3-6). 1-2 ₌ (P-f20)5-67. 1-2, d. i.

152) . . W = 6-81' -f-136-08

Die Widerstandssummanden vom Lufträume unterhalb der Decke bis zur oberen Pflasterfläche, somit für die Differenz von T — T' bestehen für Diebelböden zufolge 137) und 129) aus 3-176 -|- 0175 = 3"351.

Man hat daher auch W = (T— T')    -

v J 3-351

Wir nehmen die mittlere Zimmertemperatur mit -|- 20° an und setzen dieselbe unter der Decke = + 23°. Die obige Gleichung

giebt somit W = (23 — T')

153) . . W = 6-854 — 0*298 T'

Die Gleichsetzung von 152) und 153) giebt nach einiger Réduction 154) . . t' = — 19-003 - 0-041 T'

Wird hiervon Gleichung 151) abgezogen, so erhält man 0 = — 7'523 — 0*471 T' und daraus 7-523 0-471

Aus Gleichung 154) folgt dann

156) . . t' = —19-003 + 0-041.16 = —18-3°

Aus 153) erhält man

157) . . W = 6-854 + 0-298.16 = 11-6 WE.

Durch Substitution in 150) erhält man

11-6 —(—16 + 18-3) 3-6

155) . . T' =

= —16°

= -17-6°

Aus 158) und 157) erhält man mit Rücksicht auf die Temperatur-Differenz von T — T" = 23 + 17-6 = 40-6

11-6 40-6

Nachdem die Bodenfläche des in Betracht genommenen Heizin der Regel geringer sein wird, als die Lufttemperatur T, etwa um o°, so hätten wir folgende Gleichung anzuschreiben:

W = (T — T,) (B + S) — öS, nachdem an dem Plafond (T— Tt) B übergeht; derselbe aber [Tt—(T — ó)] S abgiebt; so dass sich aus

— T'

158) . . T" = — 16

159) . . k

207

= 0-28

raumes

T

der Differenz der obige Ausdruck ergiebt. Ferner: W = —

Ml ©

worin Tt die Temperatur der Plafondfläche bezeichnet. Diese Glei-

chungen geben W

T— T'

ÓS

+ ZL

Ml ©

Das zweite Glied bezeichnet die Correction. Man liât nämlich

<5 S

Correction W = —

Mi CD

B + S

Angenommen, es sei <5 = 5°, so erhält man mit Rücksicht auf obige Zahlen [ad 129) und 137)]

Correction W =

— 5.3-6.0175

3-351

0-94

Sonach gäbe Gleichung 153)

W = 6-854 — 0-298 T' — 0-94 = 5-914 — 0-298 T'

Dieselben Operationen, wie ad 154) bis 157) durchgeführt, führen zu W = 10-7 WE.; wogegen ad 157) 116 WE., also um circa 10 Percent mehr erhalten worden sind. Hätte man die Correction direct auf das Resultat 157) angewendet, so würde man 11-6 — 0-94 = 10-66, also fast genau die obige Zahl von 10-7 erhalten haben. Man kann sich daher die besagten Operationen ersparen, indem man das W in gewöhnlicher Weise bestimmt und darauf die Correctionsformel anwendet.

an-

Die Gleichung 158) zeigt, dass die Luft im Dachboden beinahe ebenso kalt ist als die Aussenluft. Die Ursache davon ist die geringe Leitungsfähigkeit der Decke, welche dem Dachraum wenig Wärme zuführt und somit denselben beinahe gänzlich der kalten Aussenluft aussetzt. Würde die Decke gar keine Leitungsfähigkeit besitzen, so müsste der Dachraum endlich genau die äussere Temperatur nehmen.

Wir werden nun die gleiche Rechnung für eine besser leitende, daher für die Warmhaltung des Locales weniger günstige Decke, nämlich für die Einwölbung innerhalb Traversen, durchführen. Analog zu 153) erhalten wir mit Rücksicht auf 141)

W= (T — T')

d. i. W = (23 — T') 0-8 = 18-4 — 0-8 T'

0-175 + 1076’

Die Gleichsetzung mit 152) giebtt' = —17-31— OT IST'und hiervon Gleichung 151) abgezogen, erhält man o= — 5-83 — 0-548 T' und daraus

160) . . T' = —

6-34

0-526

161) . . t' = — 0-43.10-6 —11-48 = — 16°;

10-6° und hiermit aus 151)

ferner aus 152)

W= — 6-8.16 + 136-08 = 27-28 WE., endlich aus 150) durch Substitution

27-28 —(—10-6 + 16)3-6

162) . . T" = —10-6

2-07

14-4°.

Der Transmissions-Coefficient ist k

27-28

0-73

23+14-4'

Das Resultat 158) zeigt in der Tkat im Vergleiche zu

162), dass

die grössere Transmissionsfähigkeit der gewölbten Decke die Dachbodenluft mehr erwärmt. Da es sich aber darum handelt, den beheizten Localen die Wärme möglichst zu erhalten, so ist der Deckenconstruction aus Trämen in dieser Hinsicht der Vorzug zu geben.

aus-

Strenge genommen wäre noch die erwärmende Wirkung der Schornsteine auf die Dachräume, insbesondere aber der Wärmezufluss zu beachten, welcher entsteht, wenn die Canäle, welche die verdorbene erwärmte Zimmerluft abführen, innerhalb des Dachraumes

münden.

Unsere bisherigen Rechnungen setzten einen luftdichten Dachraum voraus. Sind die Dachflächen aber nicht dicht oder werden wohl gar die Dachfenster geöffnet, so entsteht ein Luftwechsel und kann sich in Folge dessen die Temperatur der Dachluft mit der äusseren Temperatur in das Gleichgewicht setzen. Setzt man in Folge dessen T" = t und benützt den ad 141) berechneten Coöfficienten, so erhält man 163) . . W =(23+ 20) 0-702 = 30-2 WE.

§ 21. FussbÖdeil. Wir werden nun die abkühlende Wirkung eines ebenerdigen Fussbodens zu ermitteln suchen. Ist das Ebenerdgeschoss unterkellert, so wird die Temperatur der Keller je nach ihrer geschützten Lage von der Aussentemperatur mehr weniger unabhängig sein. Wir nehmen aber als ungünstigen Fall ein Minimum von +3° an. Gegen die Luft oberhalb des Fussbodens haben wir somit als Differenz 18 — 3 = 15°. Für die Kellerräume, in denen sich Heizapparate befinden, wären mindestens +10°, daher eine Temperatur-Differenz von 18 —10 = 8° in Rechnung zu bringen. Für die Einwölbung auf Traversen ergäbe sich hiernach mit Rücksicht auf 142) ein Wärmeverlust von beziehungsweise

165) . .

W = 15.0-625 = 9-38WE. und

W = 8.0-625 = 5    „

per Quadratmeter Fussboden und 1 Stunde.

Findet aber keine Unterkellerung statt, und liegt der Fussboden auf einem 0*16 m. hohen Schuttkörper, welcher auf den Grund gelagert ist, so nehmen wir in Ermanglung von Erfahrungsdaten den Leitungs-Coëfficienten des Untergrundes mit circa L = 4, die natürliche Temperatur desselben mit +8° an und setzen voraus, dass die Erwärmung des Untergrundes auf etwa 0-5 bis 01 m. sich erstrecke, so dass in dieser Tiefe die natürliche Bodentemperatur beginne. Wir erhalten dann mit Beibehaltung der Werthe wie ad 125) und 126)

0-025

0-093

0-269 für den Fussboden

0-16

0-165

0-970 „ die Schuttlage

0-5

= 0-125 „ den Untergrund

= 1-364

Hierzu

0174_

= 1'538, mithin 1-54

0-65

Widerstandssumme .

Die Temperatur-Differenz ist 18 — 8 = 10°, daher wird 166) . . W = 6-5 WE.

Nimmt man aber e' = 1 anstatt 0‘5, so erhält man, Widerstands-1-663 ⁼ °’6, als°

summe = 1*663 und k =

167) . . W= 10.0-6 = 6 WE. Der stündliche Wärmeverlust wird daher 6 bis 6*5 WE. per Quadratmeter Fussbodenfläche betragen.

§ 22. Einfache Glasdecken. In Räumen, welche mit Glas abgedeckt sind, wird die Luftbespülung der nach unten gekehrten Glasfläche eine verschiedene sein, je nachdem solche Räume nur temperirt oder förmlich beheizt werden. Jedenfalls wird diese Luftbespülung auch eine andere sein, als bei schlecht leitenden Deckenconstructionen, weil diese die wärmsten Einschliessungsflächen der Räume bilden, wogegen die Glasdecke vorwiegend kalt ist, so dass die Wandflächen eine höhere Temperatur haben werden. Es ist möglich, dass unter Umständen, die schnell an der Glasfläche abkühlende Luft nicht erst eine Bewegung längs der Fläche annimmt, sondern direct herabsinkt und durch Circulation an deren Stelle immer sogleich wärmere Luftpartien treten. Auch hier fehlt noch die Erforschung der wahren Vorgänge. Um sicher zu gehen, denken wir uns daher eine Circulationsbewegung mit einem kleinen Horizontalweg längs der Glasfläche und nehmen daher aus der Tabelle den Werth von B, welcher der kleinen Distanz von h = 0'3 entspricht, nämlich B = 2’93. Für die Luftberührung oberhalb der Decke bleiben wir aber bei unserer früheren Annahme von B = 2"07. Der Strahlungs-Coëfficient für Glas ist S = 2*91. Die Glasdicke, wenn dieselbe auch bedeutender ist als bei Fenstern, kann vernachlässigt werden. Wir erhalten daher als Widerstandssummanden

0-171 für unterhalb und

B-j-S 2-93+2-91    5-84

0'201 für oberhalb,

B + S~ 2-07 + 2-91    4-98

daher Widerstandssumme = 0-372 und

0372

168) . . k

2-69

Ist die Decke dem Winde ausgesetzt, so erhält man aus Obigem, gemäss den früheren Theorien: Widerstand =0*171, und

169) . . max k = 7.    ■ = 5-84

' 01*1

Insoferne ein mit Glas überdeckter Raum dem Aufenthalte einer grösseren Menschenzahl dienen soll, entsteht an der Glasfläche eine Schweissbildung, und es wäre der Strahlungs-Coëfficient für Wasser in Rechnung zu nehmen, wofür die Tabelle S = 5⁻31 angiebt. Man

erhält dann

= 0121 und

B + S 2-93-fö-31 —8-24

= 3*11 und max k = 8‘24

k_ 1    _ ¹

0-121 + 0-201    0-322

Wenn wir in einem gegebenen Falle eine Luftwärme von etwa —|— 13° in 1 m. Höhe vomFussboden annehmen, so müsste die Temperatur unterhalb der Glasdecke höher gesetzt werden, weil bekanntlich die Wärme nach oben zunimmt. Nach Schinz kann man beiläufig für je 1*2 m. Höhe in beheizten Räumen eine Zunahme von 1° annehmen. Wenn

= 8° betragen. Es wäre daher die Lufttemperatur unter der

wir nun obige Temperirung 2 m. aufwärts vom Fussboden und eine Höhe desRaumes von 12 m. annehmen, so würde die Temperaturzunahme (12-2)

1-2

Glasfläche

170) . . T = 13 + 8 = 21°

Somit hätte man, wenn die Glasdecke vor Wind geschützt ist und min t = — 20°in Rechnung gesetzt wird,W= (T — t) k (20 + 21) 2‘69 = 110 WE. Wäre dies nicht der Fall, so würde für einen scharfen Wind, den früheren Andeutungen gemäss, min t = — 15 zu setzen sein, und max W = (T-t) max k = (15 + 21) 5-84 = 210 WE. per 1 qm. und Stunde erhalten werden.

von

zu machen sein wird, wobei jedoch ein verglichenes B zu ermitteln und in die Formeln einzusetzen ist.

Es ist wohl selbstverständlich, dass, je nach den gegebenen Fällen, der ad 105) und 107) gegebenen Rectificationsformel Gebrauch

§ 23. Doppelte Glasdecken. Häufig wird die Glasdecke oberhalb noch durch ein Glasdach geschützt. In diesem Falle haben wir wieder die Formeln 148) bis 150) in Anwendung zu bringen, deren Buchstabenbedeutung dieselbe bleibt, welche ad 143) angegeben ist, wobei unter T' die Temperatur der Glasdecke zu verstehen ist. Die Substitution der Werthe von B und S, wie ad 148), giebt

t' =

_ 7-89 T+10-961

T' (2-07 -f 2.2-91) +1 (1 + 1*2) (2-07 +2*91) (1-2 + 2) (2-07+ 2-91)+ 2-91

18-85

und für t = — 20° wird

171) . . t' = 0-42 T' —11-63 Weiters erhält man durch Substitution in 147)

172) . . W = (t+20) (2-07 +2-91) 1-2 = 5-981'+119-5 Ferner giebt die Luftberührung der unteren Fläche W = (T — T') (B + S) = (T — T') (2-93 + 2-91) = (T — T') 5-84 Wir wollen nun den vorhin betrachteten Fall beibehalten, in welchem wir T = 21° setzten und erhalten dann

173) . . W = (21 —T') 5-84 =122-64 —5-84 T'

Die Gleichsetzung von 172) und 173) giebt 5-98^ = 3-14 — 5-84 T', also 174) . . t' = 0-53 — 0-98 T'

Durch Subtraction von 171) und 174) erhält man nach einiger

Réduction

175) . . T' = + 8-7°

Mit Hilfe dieses Werthes erhält man durch die Gleichung 171) 176) . . t'= —8°

Weiters durch die Gleichung 161)W= —5-98.8 + 119*5 = 71*7 WE. pro 1 qm. Deckenfläche.

Durch Substitution in 150) erhält man 71-7 —(8-7 + 8)2-91 2-07

Die gesammte Temperatur-Differenz ist T —t = 21+20 = 41°, daher stellt sich der Transmissions-Coefficient mit

71-7

T" = 8-7

= - 2-5°

177) . . k =

41

= 1-75 heraus.

Wären aber die Glasdachflächen den Stürmen ausgesetzt, so müsste t' = t gesetzt werden. Man hätte dann die Gleichungen 178) . . W = (T' — T")B + (T' — t)S 179) . . W = [(T" — t)B + (T'-t)S]n und 180) . . W = (T — T') (B, +S)

in welchen B = 2'93, S = 2*91, Bl=2VÏ, n=L2 und t = — 15° zu setzen ist.

T' =

Die Auflösung der Gleichungen giebt T(n+1)(B, +S) + t n (B + 2S) n B + (n + 1) B, + ( 3 n +1) S

T/ _ 21.2-2 (2-07 + 2-91) — 15 . L2 (2-93 + 2.2-91) “    12.2-93 + 2-2.2-07 + (3.12 + 1), 2-91

und die Substitutionen geben:

Daraus erhält man

181) . . T' = 3*4

Mit Hilfe dieses Wertlies giebt Gleichung 152)

182) . . W = 87*8

Die Lufttemperatur im Zwischenräume beider Decken giebt Gleichung 138), und

zwar

87-8 —(3-4-[-15) 2-91

= - 8-3°

183) . . T" = 3-4

Die gesammte Temperatur-Differenz ist 21 —J— 15 = 36°, daher zufolge Gleichung 182) der Transmissions-Coefficient gleich

07.0

184) . . maxk = k__ — 2-44 wird.

§ 24. Anwendung der entwickelten Transmissionsformeln auf specielle Fälle und tabellarische Zusammenstellung der Resultate. Die

nunmehr entwickelten Transmissionsformeln wollen wir zum Entwürfe von Tabellen benützen, welche für die Praxis zur Erleichterung der Rechnung von Wesenheit sind. Wir erhielten in § 14 für Backsteinmauerwerk von e m. Stärke, welches aussen entweder roh bleibt oder mit einem Mörtelputze versehen wird,

2-93

185) . . k =

und wenn die inneren

2-13 -f 3-6 ~ 0-63 ‘ 3-78 -f 3*6 Wandflächen einen Tapetenüberzug erhalten

186) . . k' =

_!--1_ --i__

2-13 -f 3-77 ^ 0-63 ^ 3-78 -f 3-6

Erst wenn e < 0’3 m. ist, ergeben sich beide Werthe merklich

verschieden. Man erhält nämlich für e = 0'l m., k' = 2*16 und für

e = 0'2 m., k' = 1*61, wogegen für diese Mauerstärken k = 2*13 und

1*60 erhalten wird.

Wir beschränken uns daher auf die nach Formel 185) berechnete Tabelle VIc.

Man erhält z. B. aus 185) k =

0-314-1*587 e

und für e = 0⁻5

k = 0-91.

Für eine Maximal-Temperatur-Differenz von T —1=4-20° — (— 20°) = 40° ergiebt sich W = 40 k = 40 .0-91 = 36 4 WE. per 1 qm. stündlich.

Aus 185) ist ersichtlich, dass die innere Widerstandssummande

gleich

2-13 4-3*6

= 0-175 ist. Man hat daher (vergl. § 15)

w _ (T — TQ __ 20 — T/

0-175

0175

36-4 T' = — 36*4.0*175 + 20 = + 13-6

Die äussere Summande ist t'_t

Daher hat man W = Q7jgg>

3-78 + 3-6 . i. 36-4 =

0*136

V + 20° lH36~

t' = 0436.36⁻4 — 20= — 15° erhalten wird.

woraus

Es muss hier bemerkt werden, dass auch alle folgenden Tabellen für eine Temperatur-Differenz von rund T—1 = 40° berechnet sind. Für andere Differenzen ist die Umrechnung leicht, weil die Coëfficienten hiefür in den Tabellen schon enthalten sind, und für allfällige Umrechnungen die in diesem Paragraphe zur Durchführung kommenden Zahlenbeispiele als Leitfaden dienen können.

Wenn die Temperaturen der wärmestrahlenden oder absorbirenden Gegenstände der inneren und äusseren Umgebung nicht mit den Lufttemperaturen übereinstimmen, also gleich T" und t" sind, zum Unterschiede von T und t, so giebt die Formel 105) als mittlere Differenz (T — t)B + (T" — t")S B + S

Da aber in 185) B und S für die Innen- und Aussenfläche etwas

187) . .

verschieden sind, so erhält man aus den Mittelwerth B = 2‘852.

2-13+ 3-6 “3-78+ 3-6 x + 3-6

S T" — t"

Somit giebt 187) (T-1) g ß + g T_t

= (T — t)[

2-S52

2-852 + 3-6

3-6

T'' — t"

2-852 + 3-6 T — t (T-+44 + 056++]

Man erhält daher

188) . . (T — t) k |o-44 + 0-56*-l anstatt W=(T —t)k

Der eingeklammerte Ausdi-uck bezeichnet somit einen Corrections-Coëfficienten. Für T"=T und t" = t wird derselbe = 1.

Würde z. B. nach entsprechender Berücksichtigung der Neigung, welche die Wärmestrahlen der Decke und des Fussbodens gegen die betrachtete Mauer annehmen, als Mitteltemperatur von Decke, Plafond und der gegenüber befindlichen Mittelmauer T"=+15°, ferner für eine der äusseren Mauerfläche gegenüberstehende Lichthofmauer t" =—10° resultiren, so hätte man:

9.30

Corrections-Coefficient von W= 0*44 + 0'56^^ = 079

Obiges Beispiel gäbe in diesem Falle 079.36*4 = 28-8 anstatt

36-4 WE.

Für Kalkstein giebt die Tabelle VIa, L = l-69 bis 2‘08 und für Sandstein F27 bis F32.

Hiernach giebt die Formel 185) für die Mittelwerthe von L beziehungsweise

und k'=

und k'

0-31+077. e

Die Resultate für die verschiedenen Werthe von e sind der

2T3 + 3-6 ¹ 1-9 ¹ 3-78+3*6 d. i. 189) . . k = 0i31_|_₀.53 >e

2-13 +3-6    1-3 ~3‘78 + 3-6

Tabelle VI c beigegeben.

Die Formeln 185), 186) und 189) verwandeln sich für die Transmission bei Windanfall nach dem in § 16 entwickelten Gesetze in

max k

190) . .

2-13 -+- 3-6 ~ 0-63

0-175 +1-587 e

und

max k' =

2-13 + 3-77^063

0169 +1-587 e

ferner für Stein

und

0175 + 077 e

Die zweite für Tapeten geltende Formel 190) giebt nur bei Mauerstärken bis inclusive e = 0*3 m. erwähnenswerth verschiedene Resultate, nämlich: max k' = 3 05, 2 06und 156 für e = 0*1, 0‘2 und 0‘3m., wogegen die Formel für Backsteinmauerwerk max k = 2’9, 2*03 und 1/54 giebt. Hierbei wurde die gesammte Transmission W nur für eine maximale Temperatur-Differenz von T —t = 20— (—15°) =35° berechnet. Die Annahme dieser Differenz wurde in § 16 ad 68) motivirt.

Ebenso wie früher ad 188) und 107) erhält man hier als Corrections-3-6

0175 + 0-53 e

Factor

213

nn// X rjV

_*] = 0-44 + 0-56    *

Für

2-13+3-6 ¹ 2-13 + 3-6 t = —15 und T = 20 geht derselbe über in 0-68 + 0-016 T", so

dass man 191) . . (T—t).maxk.[0‘68+ 0,016T//] anstatt(T—t).max k=Werhält.

Ueber die Durchlässigkeit der Mauern gegen Luft wurden in § 17 die Formeln entwickelt. In Rücksicht auf die Gewinnung von Anhaltspunkten für eine Berechnung der Wärme Verluste, die hierdurch entstehen, gehen wir auf C. Lang’s Werk über natürliche Ventilation zurück und entnehmen daraus das Folgende: Schultze und Märker

fanden, dass je 1 qm. Mauerfläche stündlich folgende Luftquantitäten durchlässt:

Temp.-Differenz

Kubikmeter

. . Backsteinmauerwerk . . Kalkbruchstein . . Sandstein

Nachdem der Luftdruck gegen die Poren ungefähr der Quadratwurzel der Temperatur-Differenzen proportional ist, so hätte man für dieMaximal-Difterenz von40° 2#83 : x = ] 19’3 : ] 40, woraus x = 4 cbm. resultirt. .Hierbei ist auf eine (sicherlich verschwindend kleine) Beschleunigung des Luftdurchzuges durch Diffusion nicht Rücksicht genommen. Es können auch andere Factoren einwirken, allein es sind auf diesem Gebiete noch keine hinreichenden Forschungen angestellt worden. Bringt man noch das von C. Lang durch Experimente allerdings bei kleinen Materialstücken gefundene Gesetz der Proportionalität des durchziehenden Luftquantums und der Materialstärke bei Mauern zur Anwendung, so hätte man 4 cbm. : J cbm. = e m. : 0‘3 m.

Hierbei ist vorausgesetzt, dass die obgenannten Versuche bei Stallungen sich auf 0 3 m. starke Mauern bezogen haben dürften. Somit

19-3° . .

192) . . 10-3°

19’0°

1-2

ergäbe sich J =--

Wie aber schon in § 17 erörtert wurde, muss es dermalen noch als wahrscheinlich angesehen werden, dass die von Schultze & Märker durch Rechnung gefundenen Resultate, welche nur approximativ sein können, mithin blos auf Kohlensäuremessungen beruhen, in Wirklichkeit sich eher kleiner heraussteilen dürften. In Ermanglung von näheren Anhaltspunkten werden wir daher ganz einfach

193) . . J = — cbm. setzen.

Man erhält dann als Wärmecapacität

0-3

194) . . o) = 0*3J = —WE.

Für e = 0 gäbe Gleichung 193) J = oo, was offenbar zeigt, dass das Gesetz der oberwähnten Proportionalität nur bis zu einer gewissen Grenze von e zutreffen könne. Wir werden daher mit unseren auf die Formel 193) zu basirenden Rechnungen nicht unter den Werth von e — 0‘2 m. gehen. Wenn auch diese Formel blos auf Wahr-scheinlichkeitsannahmen beruht und selbst die ziffer-massigen Versuchsresultate der obgenannten Autoren noch nicht auf eine verlässliche Basis gestellt werden konnten, so wird es dennoch einen gewissen Werth haben, die Ergeb-

nisse zu verfolgen, welche die mathematische Behandlung liefert. Der Verfasser glaubt nämlich, dass diese Ergebnisse doch einiges Licht über den Einfluss der Permeabilität der Wände auf die thermischen Vorgänge verbreiten werden und in manchen Fällen der Praxis sich auch eine Anwendung finden wird. Somit benützen wir die Formel 82) zur Bestimmung von T'. Aus dem eingangs dieses Paragraphen benützten Ausdruck

der

_¹__l J--i_

B + S^ ^B' + S

Mittelwerth

Ml CD

0-31 -f-1-587 e

ergiebt sich für p j a B -j- S

195) .

— 031 =01555 ferner hat man 196) . . b=^ = 1-587 e und

_Lj

197) . . {l 4- ^ = 1 + 10-239 e,

198) . . 1 —j— (a —|— b) co = 1 —|— (0-155 4- 1-587 . e) ^ = P476 Die Substitution in 82) giebt

endlich

03

0-0465

10-239. e —0-476 —

0-0465

199) . . T' = 20X

10-239 . e 4- 2-476 + 0-0465

Setzt man e = 0‘4 m., so erhält man

200) . . T' = 4- 10-5°, ferner T — T' 20-10-5

201) . . W =

0-155

— 61-3 WE.

61-3

Die Substitution in die letzte Gleichung der Gruppe 81) giebt

PH- 20

0-155

f (10-5 + 20)

0-3

0-4’

woraus man

202) . . P = — 14° erhält.

Stündlich strömen zufolge 193)

203) . . J =    = 2 5 cbm. Luft mit T' = +10⁻5° ein, deren Erwär

mung auf T° stündlich noch

204) . . (T — T') J.0*3 = (20—10*5) 2-5.0-3 = 7-1 WE. erfordern. Im Ganzen stellt sich daher der Wärmeverbrauch inclusive der Wärme, welche die eindringende Luft benöthigt, auf 205) . . 61-3 + 7 1 = 68-4 WE.

Der Coefficient des Wärmebedarfes ist daher gleich 68-4 * 40°

206) .

1-71 = k

Aełinlich ist die Rechnung für alle Mauerstärken durchzuführen. Es ist aber zu beachten, dass der Coefficient k nur für Temperatur-Differenzen, welche nicht bedeutend von der mit T — t = 40° angenommenen abweichen, anwendbar ist. Denn wie aus dem Gange der Entwicklung zu entnehmen ist, ist dieser Coefficient nicht vollständig proportional den Temperatur-Differenzen.

Nach C. Lang’s Versuchen kann angenommen werden, dass sich die Durchlässigkeit der Wände, welche mit Tapeten überzogen sind, etwa auf die Hälfte reduciren wird. Dann hätte man

0-5

J = — und w — J . O'o

0-15

anzusetzen.

Aus Formel 186) ergiebt sich

2T3 + 3-77 ~ 3-78 -f- 3*6

== 0305

B + S^B' + S'

Daher wird der Mittelwerth von

J 0-305 = 0-153 =

B + S

In allen übrigen ist so zu verfahren, wie ad 195) bis 206) gezeigt

0-096

worden ist. Man erhält dann T' = 20 X

u p_|_ 10*372 e — 0*238

0 096

pZ 10-372 e -f2-238

Die Berechnung für alle Werthe von e führt zu Tabelle VIe.

Im Falle eines Windzuges wenden wir die Formel 72) an, nämlich

207) . . max W=—j

B + S' ¹ L

--1— CO

e

Schultze und Märker fanden einen weit grösseren Luftwechsel bei Windanfall. Nach ihren gefundenen Resultaten könnten wir, um überhaupt eine Ziffer hiefür 1*5    1

also — anstatt - cubm. Wir erhalten dann co = J . 0’3

zu

haben, etwa das D/^fache annehmen,

0-45

. Nur

ist zu bemerken, dass diese Ziffer, selbst wenn sie entsprechend genau wäre, je nach dem Anprallwinkel des Windes noch mannigfach veränderlich wäre und zuletzt gleich circa Null werden müsste, wenn der Windzug parallel der Mauerfläche sein würde. Durch Substitution dieses Werthes und der früheren Zahlen in 207) erhält man

208) . . max W =

35

37-8

0-175 =

0-189 + e

0-63 . 0-45

Paul, Heiz- und Lüftungstechnik,

15

Wäre aber die Wand mit Tapeten überzogen, so hätte man T 11*5    075    . n „

,J= -—=--, somit co = U‘o

2 e e    e

der oben für Tapeten bestimmte Werth von ß~~|~~g

0-75    0-225

wenn

— zu setzen. Man hätte dann, beibehalten wird,

209) . . max W

35

29-93

0169 +

063 , 0-225

0-144+e

Die Formeln 208) und 209) führen zu 210) . . T' = 20 — 0-175 W, und T' = 20 — 0169 W.

Die Substitution der verschiedenen Werthe von e in 208) und 209) führt zu den Zahlen der Tabellen VI/.

In dem Falle, als die Temperaturen der festen Umgebung, welche die Strahlungen vermitteln, von denen der Luft verschieden sein sollten, dient die Formel 110) zur Bestimmung der Correction. Für e = 0‘4 erhält man nach den Zahlen ad 199) 6 688 als Nenner und zufolge 198)

0 14651 p q_ j-592 p + q als Zähler. Es ergiebt sich daher

1-592 p + q

(l-476-f

0-24 p +0-15 q

Correction W

Für Tapeten gilt dieselbe Formel, jedoch mit Anwendung der speciell hiefür bestimmten Zahlen, welche oben angegeben wurden. Man erhält

0-15    0-093

nämlich 1 + (a + b) « = 1 + (0-153 + 1-587 e) ^+=1-238 + —^

¹⁺^⁼¹⁴

Substitution in 110)

211) . . Ergänzung W ==

Wenn ein Windanfall herrscht, so giebt die Formel 122)

1-587 e

0-153

6-688

und

= 1 + 10*372 e für e-=0’4, wird somit durch

1-296 + q

6-445

= 0-2 p + 0*16 q

212) . . Ergänzung W ==

Hierin ist wie früher a=0T75,

b

Hiernach wird 213) . . Ergänzung W =

0-175. p

0-169 +

0-63

— und wie ad 208) to

_ 0-189.p

0-189+ e

0-45

0 63 , 0-45

Ist aber die Innenwand mit Tapeten überzogen, so erhält man analog zu 212) nach den Werthen ad 209)

0T.75. p

214) . . Ergänzung W =

_ 0-144.p

0-169

0-144 d-e

0-63 , 0-225

Diese ad 211) bis 214) bestimmten Ergänzungen sind in die betreffenden Tabellen für verschiedene Werthe von e eingetragen.

Es muss nun der praktischen Anordnung überlassen werden, in vorkommenden Fällen alle Temperaturverhältnisse, sowie die auf Verzögerung oder Begünstigung der Porenventilation Bezug nehmenden Verhältnisse zu erkennen und abzuschätzen, um hiernach aus den besprochenen Tabellen den möglichsten Vortheil ziehen zu können.

Wenn ein Local mit einer Luftheizung versehen ist, die mit Ventilation functionirt, so strebt die Luft, mit gleichem Drucke durch die Poren der Wände und die Ritzen der Fenster und Tliüren zu dringen, den sie gegen die Abzugsöffnung ausübt. In diesem Falle wird daher die Permeabilität der Wände mindestens zum grossen Theile ein Entweichen der Luft nach aussen anstatt ein Eindringen nach innen verursachen. In welchem Masse dies factisch vorkommt, ist nicht ermittelt, was uns jedoch nicht abhalten soll, diesen Fall näher zu untersuchen.

Es dürfte der Verlust an Wärme durch Eindringen von J cbm. Zimmerluft in die Mauer und Entweichen nach aussen J s (T — t) = co(T— t) betragen, weil ebenso viel Luft als Ersatz dem Zimmer von aussen zugeführt, also von t° auf T° erwärmt werden müsste. Ein-

T — T'

bezüglich der Transmission hätte man daher W =--|-co(T—t)

cl

Die Luft wird aber bei ihrem Durchzuge Wärme an die Mauer abgeben, und zwar so lange, bis ihre Temperatur gleich der der Mauer wird. Dieselbe wird daher mit t'° ausströmen, was einem Verluste von

T'_t'

(t'—t) co entspricht. Man hat daher W = —^--j- to (t' — t) und ebenso

j- co (t' — t)

(t'-t)

b(l 4-aco)2. (T —t) (a-j-b)² — a²(l—bco)’

Diese drei Gleichungen geben W =

man in dieselbe die schon wiederholt angewendeten Werthe, nämlich T = -j-20, t = — 20, a = 0-155, e = 0'6, b = 0-952 und nimmt ferner J = 1*7, also co = 1-7.0"3 = 0"51 an, so erhält man W = 36"56 WE. Würde aber keine Luft nach aussen entweichen, so gäbe die

Setzt

man

15*

Tabelle YIc W = 3T6. Eine künstliche Ventilirung von L7 cbm. pro Stunde würde erfordern T7.0’3.40° = 20‘4 WE.

Mithin zusammen 31 6 + 20"4 = 52 WE. pro 1 Stunde.

Im Vergleiche mit obigem Resultate von nur 36 56 WE. geht hervor, dass das Entweichen von Zimmerluft durch ein e Mau er nach aussen verhältnissmässig wenig Wärmeverlust verursacht. Es ist dies auch leicht erklärlich, denn die Luft, welche in der Mauer bei ihrem Durchzuge einen grossen Theil Wärme zurücklässt, verringert dadurch die Differenz T — t, wodurch die Wärmeableitung der Mauer wesentlich reducirt wird.

Ebenso führt auch das Entweichen von Zimmerluft durch Doppelfenster einen verminderten Wärmeverlust dadurch herbei, dass die entweichende Luft eine Temperatur-Erhöhung der Luft im Fenster-zwischenraume herbeiführt. Wir kommen später noch darauf zurück.

Nach Formel 42) mit Rücksicht auf 47) hat man für einfache

3

= 2*9 und für Doppelfenster k₂ = ^-2-9 = 1-74. In dem

Fenster k

Falle, als die strahlenden und strahlabsorbirenden Flächen andere Temperaturen T" und t" hätten, giebt die Formel 106) den Rectifications-

an. Es würde dann k

factor mit

(T + T") —(t + t")

(T+T'O — (t + t")

oder k₂

(T + T") — (t + t")

anstatt kt oder k₂ zu setzen sein. Diese

Coëfficienten gelten nur für die eigentliche Glasfläche. Nimmt man bei Doppelfenstern auf die abkühlende Wirkung der Fenstergewände im Zwischenräume Rücksicht, so kommen die Gleichungen ad 92), somit die Formeln 93) und 94) in Anwendung. Die Transmissions-Coëfficienten für hölzerne und steinerne Gewände sind in § 19 entwickelt.

Nach den dortigen Angaben entfallen pro 1 qm. Oeffnungsweite der Fenster circa 0⁻4 qm. Gewändflächen. Ihre Transmission beträgt daher pro 1° Temperatur-Differenz

= 0-4 k = 0-4.1T44 = 0-458, eventuell ₌ 0-4 k = 0-4.0-777 = 0-31

215) . .

Die Formel 94) giebt demnach

6.2- 9 + 7.0-458

4.2- 9 + 3.0-458

*ll> * • k2~5    4.2-9 + 3.0-31

Ferner hat man im ersten Falle

216) . . k₂ =

oh to

2-29

= L84, eventuell

218) . . e =

2B (T +1) + 3 tot

4 B + 3 co

= 0-447 T + 0-5531

219)    . . T' = 5 9 + 8J +-²-t- = 0 682 T + 0-3181 und

2

220)    . . t' = T'— ^ (T—t); im zweiten Falle aber

[0 = 0-463 T-f 0-537 t T' = 0-688 T-f 0-3121 und

221) . .

t' = T' —

Nimmt man T = + 20° und t = — 20° an, so erhält man die Werthe, welche in die Tabelle VI g eingesetzt wurden.

Sind die Fenster nicht auf künstliche Weise luftdicht gemacht, so ist der abkühlende Luftzug zu berücksichtigen, welcher durch die Fugen der Kahmstücke ermöglicht wird. Die Quantitäten der einströmenden Luft, die sehr verschieden sein können, nehmen wir für unsere Zwecke nach den Daten ad 99) in die Tabelle, nämlich für einfache Fenster 3"9 cbm. und für doppelte 3"2 cbm. Somit wird co beziehungsweise = 1T7 und 0‘96 WE. Werden die früheren Werthe für co um diese Grösse vermehrt, so erhält man: « = 0 458 + 096 = F42 und « = 0-31 + 0-96 = 1*27

Dieselben Berechnungen wie ad 215) bis 220) geben für diese neuen Werthe von co, beziehungsweise k = 2, T' = -f- 6-2° und k = F98 T' = + 64. Somit erhält man für W die Werthe 40°. 2 = 80 und 40.1-98 = 79’2. Hierzu kommt aber noch die Wärme, welche erforderlich ist, um die hereinziehenden 3⁻2 cbm. Luft von e° auf T° zu erwärmen, nämlich beziehungsweise 0 96 (T — e) = 0"96 (20 4- 54) = 244 und 0‘96 (20-|-4,9) = 23⁻9. Somit ergiebt sich ein Gesammt-Wärmeverlust von 80    244 = 104-4, respective 79-2 4-23-9=1031. Die Verlust-

Coëfficienten pro 1° Temperatur-Differenz werden daher gleich

= 2-58. Diese Ziffern erscheinen auch in die

104-4

40°

= 2-61 und

103-1

40°

Tabelle VI g eingesetzt.

Bei Windanfall geben die Formeln 65) und 67) max kL = 5\8 und maxk₂ = 2‘49; ferner wird die Temperatur der Luft zwischen den

Fenstern =

Wie früher, nehmen wir die Maximal-Aussentemperatur bei Wind gleich —15°, somit T = + 20°, t = —15° und T —1 = 35° an. Für diese Annahmen wurden auch die Werthe in die Tabelle eingestellt.

Ist das Doppelfenster als luftdicht zu betrachten, so sind die schon ad 215) für co bestimmten Werthe in die Gleichungen 95) bis 98) einzusetzen. Man erhält dann

222)..

_ 2 B (3 B + 2 w)_2.2-9 (3.2-9 + 2.0-458)

7.2-9 + 4.0-458 _2BT+(5B+4co)t    2.2-9.20-(5.2-9+4.0-458) 15

maxk₂

7 B + 4 co

7 B + 4 co

7.2-9 + 4.0-458

= 2-52

endlich

T'

e + 2T+t_ —5-8 + 2.20—15

= 4-8 für Steingewände.

Für Holzgewände ergiebt sich

( _ 2 2-9 (3.2-9+ 2.0-31) k~ 7.2-9 + 4.0-31 n _ 2.2-9.20 + (5.2-9 + 4.0-31) 15 ⁰⁻~    7.2 9 + 4.0-31

— 5-6 + 2.20 — 15

223) .

T' =

2-51

= 4-9

= -56

Die letzteren Fälle sind in der Tabelle VI </, Post 7 und 8

enthalten.

Ist aber das Doppelfenster undicht, so kommt zufolge 99) zur Grösse co noch 2T hinzu, und es verändern sich die Resultate 222) und 223) so wie aus Post 9) und 10) der Tabelle VI</ zu entnehmen. Die Methode der Zurechnung der Wärme, welche nöthig wird, um die Zugluft auf die Zimmertemperatur zu bringen, wurde bereits früher gezeigt. Es ist wohl selbstverständlich, dass die Undichtheit der Fenster und die daraus resultirende Abkühlung innerhalb weiter Grenzen sich bewegen kann- Es wurde gelegentlich der Permeabilität der Mauern erwähnt, dass die Luft auch im Wesentlichen von innen nach aussen durch die Poren gedrängt werden kann, wenn das Locale eine mit Ventilation functionirende Luftheizung besitzt. Dasselbe gilt auch von den undichten Fensterverschlüssen. Wenn aber ein Windanfall eine Gegenwirkung auf die nach aussen drängende Luft ausübt und den Druck derselben überwindet, so kann möglicherweise auch bei Luftheizungen der gedachten Art ein Eintreiben von Aussenluft in die Locale Vorkommen.

In allen bisher betrachteten Fällen haben wir auf das geringere Transmissionsvermögen des Rahmengehölzes der Fenster nicht Bedacht genommen oder uns vielmehr Fenster ohne Rahmen gedacht. Der Coefficient für das Rahmholz wird in 120) entwickelt. Wenn man denselben mit k' und den des einfachen oder doppelten Fensters mit k bezeichnet, so hat man als Durchschnitts-Coöfficient für die gesammte Oeffnungsweite

rH O

224) . .( k+ k'^ per 1 qm.

Die betreffenden Werthe für alle betrachteten Fälle wurden mit Rücksicht auf Gleichung 120) in die Tabelle VI h eingesetzt.

Wir haben nun noch die Correctionen in Betracht zu nehmen, die bei abweichenden Temperaturen der ausstrahlenden und strahl-absorbirenden Flächen entstehen. In allen Fällen gelten die Gleichungen

225) . . p = (T" — T) S und q = (t — t") S Für die Fälle 2 bis 6 der Tabelle VI# gilt die Formel 116),

, in welcher

nämlich: Ergänzung W = * **&=$=$* + ² «■)

B=29 ist und co den in jedem Falle entsprechenden Werth hat.

Man erhält dann die reducirten Ausdrücke, welche die Tabelle zeigt.

So z. B. ergiebt sich im Falle Post 8, in welchem co = P27 ist,

•• wt 16.2-9 Cp — q) + l-27(7p + 2q)

226) . . Ergänzung W = ^- 4.2-9 + 3. lV?-~

= 0-341 p — 0‘193 q

lNS;hÖ

2.2-9

Für Windanfall gilt die ad 11.9) entwickelte Formel Ergänzung = W •= =

2-52

p = 0⁻434 p

58

Im Falle 11) ist k = 2’52, daher wird Ergänzung W =

Wenn die Luft des Locales, wie es bei Ventilations-Luftheizungen der Fall ist und in Bezug auf Mauern schon in Betracht kam, eine Spannung von innen gegen aussen erhält, so müsste man für den gesammten Wärmeverlust W an Transmission und Entgang von J cubm. Luft, die durch frische kalte Luft ersetzt werden muss, folgende Gleichungen ansetzen :

(T-T') 2B-f co(T — t) = W, (T'— e)B + (T'-t')B + (e — t)w=W, (e — t') B —|— (T' — t') B —|— (e — t) co = W, (P — t)2B + (e — t)co = W Hierin ist wie bisher B = S gesetzt. Nimmt man J = 3’2 cbm., d. i. co = 3'2.0 3 = 0’96, ferner B = 2‘9, T = -j-20 und t =— 20° an, so erhält man (20 — T') 5-8 -(- 40.0⁻96 = W,

(T' - o) 2-9 -j- (T' - tO 2-9 + (o + 20) 0-96 = W (e — t') 2-9 -f (T' — tO 2-9 + (e -f 20) 0-96 = W (t + 20) 5-8 + (e -f 20) 0’96 = W Die Auflösung dieser Gleichungen giebt:

227) . . T' = 4-10-1°, e = + l-5°, V = — 7°, W = 95-6 Wäre das Fenster luftdicht, so gäbe für die gleichen Verhältnisse die Tabelle VI#, Post 5, W = 69 6.

Die künstliche Ventilation der obigen 3 2 cbm. per Stunde würde

3-2.0-3.40° = 38’4 WE. erfordern. Somit würde das Gesammterforderniss

von 95-6-f 38-4 = 108 WE. bedeutend weniger betragen, als obige 95 6 WE.

Durch das Strömen von warmer Luft nach aussen wird die Temperatur zwischen den Fenstern etwas erhöht, denn die Tabelle giebt e = 0°; wogegen ad 227) e = 1*5 erhalten wurde. Nimmt man annähernd an, es bliebe e ungeändert, so würde der Verlust an Wärme offenbar (e — t). 3 2.0 3 = 20,3*2.0⁻3 = 19‘2 WE. betragen. Hierzu der obgenannte aus den Tabellen entnommene Werth giebt eine Transmission von 69-6 -ff 192 = 88-8 WE. = W.

Dieses Resultat nähert sich bis auf 10 Percent den ad 227) durch genauere Rechnung gefundenen an.

Auf die Berücksichtigung der in diesem Falle eintretenden Wärme-Oekonomie kommen wir später bei Durchführung eines speciellen Beispieles über die Ermittlung des Wärmebedarfes noch zurück.

Wenn wir die in 143) gewählte Bezeichnung etwas ändern, um auch die Temperatur der Plafondfläche mit einem entsprechenden Buchstaben einreihen zu können, und sonach

228) T = der Temperatur der Luft unter der Decke, T'=der Temperatur der Plafondfläche, T" — der Temperatur des Fussbodens oder der Pflasterung, T'" = der Temperatur der Luft im Dachboden, t' = der Temperatur der Dachfläche und t = der Temperatur der Aussentiäche setzen, so ergaben die Resultate ad 151) bis 158)

229) . . T = + 23°, T" = —16°, T'" = — 17°, t' = — 18° und

W= 11-6 WE.

T — T'

Die Temperatur T' erhält man ähnlich wie ad 153) aus 23 — T'

= W, d. i. aus

OT75

= 11*6, woraus sichT' = —j— 21° ergiebt.

B-f S

Die Correctionsformel giebt nach der schon in § 20 gegebenen Entwicklung, wenn 6=5 gesetzt wird,

0-94

+ S-

^ L

230) . . Correction W = —

B-fS

Betrachtet man aber die Decke nickt als Abschluss gegen den Dachboden, sondern als Untertheilung von zwei übereinander befindlichen, zur Beheizung bestimmten Räumen, und benennt man mit T" die Temperatur des unteren Fussbodens, mit t" die Temperatur des oberen Plafonds, ferner mit T und t die Lufttemperaturen unterhalb und oberhalb der unterteilenden Decke, so hat man für einen oben gepflasterten Diebelboden zufolge 138) k = 0’28.

Für die Correction hat man nach Formel 105)

S T"— t"

(T — t)B + (T" — r)s

k“[ß + S ¹ B + S T —

_    _ -j—,T"-~ t'll w

LB+S ' B+S T — t J

Der Correctionsfactor wird daher gleich jùjj + ^    ^

231) . .

T"_t

= 0-37 + 0 63 T_ t

Mit Rücksicht auf 138) wird

W = (T — t) k = (23o _ igo) o-28 = 1-4 WE. T

Man hat daher

— t"

T" —t

= 1-4 und

P4, woraus

0-175

232) . . T" = 18-2° und tf'=22-7° folgen.

Obiger Correctionsfactor erhält dann den Werth

18-2 — 22-7 23 — 18

Es wird somit die Transmission = — 0'2W= —0’2 . T4 — 0’28 WE.

Hiernach wirkt der obere Raum mit der Grösse von 0‘28 WE. per 1 qm. stündlich auf den unteren erwärmend, weil die Strahlung vom Plafond des oberen nach dem unteren Fussböden im Ueber-gewichte gegen die Transmission durch Luftberührung ist. Es wurden aber in vorstehender Rechnung nur die Wirkung der Decken, nicht aber auch die der Mauern und Fenster berücksichtigt, welche das gefundene Resultat noch modificiren können.

Wenn je nach Umständen vorauszusetzen ist, dass der Dachboden nicht entsprechend dicht schliesse, die Bodenfenster häufig oder immer offen bleiben und das Dach vielleicht auch dem Winde besonders exponirt ist, so kann man die Temperatur der Luft im Dach-raume gleich der äusseren setzen.

Aus 229) folgt T — T'" = 23 + 17 =40° undW=lL6, somit wird

233) . . k = +

Für die Temperatur-Differenz der Luft unter der Decke und der Aussenluft, welche 23 + 20 = 43° beträgt, erhält man daher 234) . . 43.2 9 = 12 5 WE. als Transmission.

DieTabelle VI & enthält die Resultate für alle betrachteten Decken-constructionen, welche durch dieselben Rechnungen gefunden werden, welche im Vorstehenden für Diebelbaumdecken angewendet wurden.

Für die Transmission durch eine Thüre von vergl. 3-7 cm. Holzstärke erhalten wir unter Voraussetzung eines Oelansti-iches aus

0175

37+0-63

0-2

2-9

Tabelle Via den Strahlungs-Coëfficienten S = 3"71 und den Leitungs-Coöfficienten L=0T03, somit haben wir

235) . . k =-J

0037

= 1-44

2-21 + 3-71 ¹ 0-103 ¹ 2-21 + 3-71 Als Correctionsformel ist die ad 107) entwickelte zu benützen. Den Wärmeverlust, welcher bei dem einmaligen Oeffnen einer Thüre entsteht, giebt Schinz mit beiläufig 2‘4 und 9‘6 WE. bei beziehungsweise 10° und 20° Temperatur-Differenz an. Wir werden jedoch auch diese Frage im Wege des Calculs näher in Betracht nehmen. Die äussere kühle Luft drängt im unteren Theile der Thüröffnung in den Raum ein und treibt die warme oben hinaus. Es entsteht daher ein Luftleitungssystem, dessen Querschnitte aus der Unter-theilung der Thüröffnung für Ein- und Ausströmung entsteht. Die Formel-Tabelle III giebt hiefür

-r

2 g H₀

max g* + ^ C —

Durch den Buchstaben S werden die Querschnitte der Ein- und Ausströmung repräsentirt. Die Untertheilung der Querschnitte muss sich von selbst so stellen, dass Ein- und Ausströmung in das Gleich-

A

gewicht gelangen, so dass max seine Bedeutung verliert, indem für

A A

Ein-und Ausströmung sich    herausstellen muss. Ist die Thür-

S²t

S|

höhe = 2 h, die Breite derselben = b und ist die Höhe der unteren

1 + at

Einströmung = x, so hat man daher

1 + aT

b²x²

b² (2 h — x)

z, woraus sich

2 h y 1 + a t

X ~~ Vl + a T + V 1 + a t

]/    | |    + 1 ergiebt. Nachdem aber

Y-ji a t ^ei ^en Temperaturgrenzen, innerhalb welcher sich T und

t bewegen, nahe = 1 ist, so erhält man x = h. Es theilt sich daher die Thüröffnung der Höhe nach annähernd in zwei gleich hohe, somit gleiche Querschnitte b h = S.

Es wurde übrigens schon im Abschnitte III, § 25 dargethan, dass bei Luftströmungen dieser Art als Drucksäulenhöhe hinreichend genau der Abstand der Mittelpunkte beider Oeffnungen genommen werden kann, in unserem Falle daher h, einerseits mit der Temperatur T, andererseits mit t°. Die auf 0° reducirte Drucksäule beträgt daher

H₀ =

Die eingangs bezogene Formel giebt daher

.=r

2gh

-1 —j— a t

l-f-afr]

oder wenn man h

M₀ =

MjfV + SC]

r i___Li

Ll-j-at 1-f-aTJ

S-......    ¹

Vl + X C r

mit h₀ bezeichnet,

1 + aT

Nachdem die Rechnung ohnedies nur eine einigermassen annähernd richtige sein kann, so vernachlässigen wir die geringe Grösse aT

und erhalten M₀ =

S |/i £ c    g h°

Für eine Thürhöhe von 2 h = 2 m., also für h = 1 und für T = -j- 20 und t = —[— 10°, erhält man aus Tabelle III c h₀ = 0*965 —0-931 = 0-034 m. = A₁₀' — A₂₀'

Die Geschwindigkeit giebt obige Formel, wenn

M₀

1/1-f SC

weg-

gelassen wird, mit v = -g- = '|/'2 g h, d. i. mit

v =    2.9⁻81.0 034 ■ 0‘82 m. per Secunde.

Bei einer Weite der Oeffnung von 1 m. hätte man 1 qm. Durch-zugsquerschnitt, und es würde somit ein Umtausch warmer Luft gegen kalte von 0*82 cbm. per Secunde entstehen. Mit Rücksicht auf eine Wärmecapacität von 0 3 und auf die angenommene Differenz von 20 — 10=10° der Luft hätte man einen Verlust von

0-82.0 3.10 = 2’46 WE. per Secunde.

Nachdem aber die Thüre nur allmählich geöffnet und geschlossen wird, und hierbei auch im Momente des Maximums dem Luftdurch-zuge nicht der volle Thürquerschnitt eröffnet sein wird, weil ferner der Luftdurclizug nicht momentan in den Beharrungszustand kommen kann und weil endlich auch die eintretende Person diesen Querschnitt verringert, so ist weniger als die Hälfte, etwa ein Drittel des mit 1 qm. angenommenen Querschnittes zu rechnen. Dies giebt ¹/₃ 2'46 = 0 82WE. per 1 Secunde, 1 m. Tliürweite und 10° Temperatur-Differenz. Die Dauer des Thüröffnens und Schliessens bei dem Eintritte einer Person

kann mit 4 bis 8 Secunden angenommen werden. Wir haben daher 4.0-82 bis 8.0-82 WE., d. i.

236) . . 2 bis 4 WE. Verlust.

Nimmt man die Luft vor der Thüre mit 0° an, so beträgt die Temperatur-Differenz 20° und man bat als Druckhöbe 1 — 0932 = O068; daher als Geschwindigkeit y — |/2.9⁻81.0 068 = P155 m. Die ähnliche

Rechnung, wie früher durchgeführt, giebt 1'155.0*3.20°. -y — 2"31 WE.

per 1 Secunde, daher wie früher mit Berücksichtigung der Luftreibung, welche den Durchzug vermindert

237) . . 6 bis 12 WE. Verlust

per einmaligem Thüröffnen und bei einer Thürweite von 1 m., in 4 bis 8 Secunden, bei 20° Differenz.

Nimmt man eine Thürflügelbreite zu 0⁻6 m. an, so erhält man 06.2 = 1-2 bis 0,6.4 = 2⁻4 WE. bei 10° Differenz, und 0"6.6 = 3-6 bis 0-6.12 = 7-2 WE. bei 20° Differenz als Verlust bei dem Eintreten einer Person in das Locale. Die obigen für 8 Secunden geltenden Zahlen stimmen nahe mit den obigen von Schinz für dieselbe Oeff-nungszeit gefundenen zusammen.

Wir gehen nun zur allgemeinen Entwicklung über, wofür die

Mft

F ormel v =

V l-j- sc

1    2 g h₀ anzuwenden ist.

Für die Contraction der einströmenden Luft giebt Tabelle lila die Widerstandszahl C = L367, somit wird

0-65

j/1 -t- IC V 2-367 Man erhält daher v = 0 65 ]/ 2.9-81 h₀ =2 88 | h Der Wärmeverlust per 1 Secunde und 1 qm. beträgt demnach 238) . . W=2-88 V~\. 0-3.(T —1)= 0864 aT j/h^

Ist die Thüre 2 m. hoch und 1 m. breit, so beträgt der Ausströmungsquerschnitt -^-2 = 1 qm., daher die Grösse W den Wärmeverlust einer solchen gänzlich offen stehenden Thüre bezeichnet. Für das blos einmalige Oeffnen haben wdr jedoch

239) . ,—W = 0’288aT]/}₁₍₎ zu nehmen.

Auf Grundlage der Formeln 238) und 239) ist die Tabelle IVm berechnet. Ueber die Transmission durch ebenerdige Fussböden finden sich bereits in 165) bis 167) die Resultate für die Fälle von gedielten Böden entwickelt. Für Pflasterungen sind zufolge 125) die Widerstandssummanden blos um 0T74 zu vermindern. So z. B. hat man in dem Falle ad 166) 1-538 — 0T74= 1-364 als Widerstand und

1-364

= 0 73 = k, somit

240) . . W = 10.0-73 = 7-3 WE.

Mit Rücksicht auf 130) hat man 7,3 =

18°—

0-174

5—, worin 18° die

Lufttemperatur zunächst des Fussbodens und T' die des Fussbodens selbst ist. Daher erhält

man:

241) . . T' =-[-17°

Die Zusammenstellung hierüber enthält die Tabelle IV e. In dem Falle einer Unterkellerung, d. i. eines Luftraumes unterhalb des Fussbodens, haben wir als Correctionsformel die bereits früher entwickelte

Gleichung W X |0‘37 -}- 0‘63 ^

In dem Falle, als keine Unterkellerung vorhanden ist, haben wir die Grundformeln

242) . . W = (T — T')B-f (T" — T') S und W = (T/ — 8)—

anzuschreiben. In denselben ist T = der Lufttemperatur oberhalb des Fussbodens und T' = der Fussboden-Temperatur, die Grössen B, S,

0

S— und 8 kamen bereits ad 165), 167), 240), 241) zur Anwendung. Obige Gleichungen geben

243) . . W =

Ml <x

B + S

Hierin bezeichnet das zweite rechtsseitige Glied die Correction. Nun

ist B^s+s = 1'038 zufolge 166)’ BTŚ - M7

Daher hat man Ergänzung von W =    = 0-4115 (T"—T)

für T = -j-18° wird dieselbe gleich

244) . . 0 41 T"— 7‘42

Für einfache Glasdecken ist der Coefficient bereits ad 168) und 169) entwickelt. In dem Falle, als die Temperatur der Luft und der strahlenden Objecte verschieden ist, kann die Correction nach der Formel vorgenommen werden, welche die Tabelle VI# für einfache Fenster enthält.

Ml CD

3-6

= 0 633 zufolge 130)

Für doppelte Glasdecken ist die Formel ad 177) und 184) entwickelt. Im Falle der Ungleichheit der Luft- und Strahlungswärme kann man

das folgende annähernde Verfahren einschlagen. Angenommen, es seiT = 21 und t= — 20 und die Temperatur T" der Strahlobjecte — -f- 10°. Man hat dann einerseits die Mitteltemperatur

15⁻5°, und daher die Totaldifferenz 15’5 + 20 = 35,5°. Die

21 + 10

Transmission beträgt hiernach 35*5. T75 = 62 WE. Man kann sich die Benützung der Mitteltemperatur deshalb erlauben, weil die Grössen B und S, wie die Entwicklung ad 168) zeigt, beinahe einander gleich sind.

Die Coëfficienten für Glasdecken finden sich in Tabelle IV n zusammengestellt.

Berechnung des Wärme-Erfordernisses eines Schulgebäudes.

§ 25. Beschreibung des Objectes. Wir wollen nun auf Grundlage der entwickelten Formeln die Transmissionsberechnung für ein Schulgebäude durchführen. Dasselbe ist in Fig. 32 bis 34 dargestellt. Das Ebenerdgeschoss enthält rückwärts den Turnsaal Nr. 8, die Garderobe Nr. 7 und gegen die Vorderseite 4 Lehrzimmer Nr. 1, 2, 4 und 5. Die Hausbesorgerwohnung und die an den Eingang Nr. 3 beiderseits angrenzenden Aufnahmszimmer kommen hier nicht in Betracht, weil sie, wie dies durch schraffirte Kreise angedeutet erscheint, durch Oefen beheizt werden. Der I. und II. Stock enthält je 8 Lelirzimmer und 2 mit Oefen zu beheizende Cabinete für Lehrmittelsammlungen; der III. Stock endlich 3 Lehrzimmer, den Zeichensaal Nr. 19 und das Lehrmittelzimmer Nr. 20. Rückwärts schliessen sich die Wohnungen der dirigirenden Oberlehrer an. Die grossen Räume im Parterre Nr. 6, I. Stock Nr. 14 und im III. Stocke Nr. 23 und 24 umfassen das Stiegenhaus, die Aborte und Gänge. Die vorstehenden Grundrisse erscheinen der Uebersicht halber auf geometrische Linien zurückgeführt und enthalten blos die Wände, bezüglich welcher die Transmission in Betracht kommt oder die zur Ersichtlichmacliung der Eintheilung nöthig sind. Die zu beheizenden Räume besitzen Doppelfenster, wie dies im Plane durch senkrecht gegen die Mauer gestellte, mit je zwei Nullen versehene Gerade angedeutet ist. Die Thüren sind durch mit Kreuzen versehene Gerade bezeichnet. Die erwähnten

Nullen sowie die Kreuze sind nach der Richtung der Wärme-Abströmung gestellt.

Die Flächen der transmittirenden Mauern sind mit M, die der Fenster mit F, die der Thüren mit Th; ferner die Fussbodenflächen gleich den Plafondflächen mit D und die kubischen Inhalte der Locale mit J bezeichnet. Die Mauerstücke erscheinen mit e, die Beheizungs-Temperaturen mit 'T und die der unbeheizten Räume oder der Aussenluft durch t angedeutet. Alle Flächen und Kubikmasse sind auf Grund eines genauen Planes berechnet, und die zu erzielenden

Fig. 32.

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mittleren Lufttemperaturen sind in die vorstehenden Linearskizzen eingeschrieben. Die Lehrmittelzimmer wurden nur mit durchschnittlich 10° angenommen, weil sie nicht immer beheizt werden. Die Turnlocale werden gewöhnlich nur auf 16° bis 18° beheizt. Die Kellerräume, in welchen sich die Apparate der Centralheizung befinden, haben eine Temperatur von mindestens -f 15°, die anderen Keller nehmen wir mit in -j- 3° an. Der rechtsseitige Theil des Ganges soll auf -f- 12° temperirt werden.

Der vorliegend gewählte Fall soll als Studienobject bezüglich einer mannigfachen Anwendung der über Wärmetransmission vorgetragenen Theorien dienen. Es liegt daher nicht in unserer jetzigen Absicht, durch die einfachsten Methoden möglichst schnell zum Ziele zu gelangen, sondern wir wollen gründlich Vorgehen und bei allen sich darbietenden Gelegenheiten Anlass nehmen, auch neue Daten oder Formeln heranzuziehen Es wird sich übrigens von selbst herausstellen, welche Abkürzungen und Weglassungen unser Vorgang erfahren kann, wenn in praktischen Fällen eine grössere Schnelligkeit einer grösseren Genauigkeit der Resultate vorgezogen.

§ 26. Temperaturverhältnisse im Freien, Temperaturzunahme in beheizten Räumen von unten nach oben, wahre Mitteltemperatur. Nach vielfachen Erfahrungen und Untersuchungen sind folgende Normaltemperaturen anzunehmen :

15° bis 18° für Schulen, 15° bis 20° für Spitäler, 15° bis 18° für Werkstätten, Fabriken, Kasernen und Gefängnisse.

Prof. H. Fischer giebt folgende Zusammenstellung von Normaltemperaturen:

20° bis 25° für Treibhäuser, 17° bis 20° für Sitzungssäule, Hörsäle, Zeichensäle etc., 15° bis 18° für Tanzsäle, 10° bis 15° für Kirchen- und Kalthäuser, 15° bis 20° für Synagogen.

Diese Temperaturen wären für Kopf höhe als massgebend anzunehmen. Die vorkommenden tiefsten Aussentemperaturen sind örtlichen Beobachtungen, eventuell den Aufschreibungen einer nächstbefindlichen meteorologischen Station zu entnehmen. Dabei ist zu berücksichtigen, dass die Temperatur des Freien um 1° bis 3° gegen die in Städten zurückbleibt. Wenn die Wände wenig Masse haben, wie z. B. bei Treibhäusern, Warmhäusern etc., räth Prof. H. Fischer für t die tiefste der vorkommenden Aussentemperaturen, somit das absolute Minimum; dagegen bei kräftigen Steinbauten blos die Mitteltemperatur des kältesten Tages anzunehmen. Denn in letzterem Falle kommt die im Steinmateriale aufgespeicherte Wärme der Heizwirkung zu Hilfe.

Die durch den Heizapparat erwärmte Luft steigt im betreffenden Locale empor und giebt sofort einen Theil ihrer Wärme an die Decke ab. Wenn die warme Luft nicht unter der Decke, sondern in tiefer Lage einströmt, so giebt sie eine grössere Wärmemenge bis zum Anlangen an der Decke ab. Die Luft besitzt daher unterhalb der Decke immer eine geringere Temperatur als die der einströmenden, oder vom Heizapparate aufsteigenden Heizluft, aber die Differenz ist je nach Umständen verschieden und wechselt von 5° bis 15°. Die Temperatur der Luft sowohl unter der Decke, sowie auch über dem Fussboden wird von dem Wärmezustande der Räume oberhalb und unterhalb beeinflusst. Befindet sich z. B. unterhalb ein unbeheizter Raum, so sinkt oft die Temperatur über dem Fussboden bis unter 0° herab, im Falle der gewöhnlichen Beheizung ist dieselbe aber auf -j- 10° bis -j- 16° und auch bis -j— 18° gewärmt.

Die Temperatur der Luft nimmt vom Fussboden aufwärts nicht im gleiclimässigen, sondern wachsenden Verhältnisse der Höhe zu. Dieses Verhältniss ändert sich mit der Temperatur-Differenz gegen die äussere Luft. Wenn man die Raumhöhe als Basis annimmt und die in verschiedenen Höhenpunkten vorkommenden Temperaturen als Ordinaten aufträgt, so ergiebt sich eine Curve, die ein Bild der Temperaturzunahme darstellt und die einen gewissen Flächenraum abschliesst. Ermittelt man eine zur Basis parallele gerade Linie, welche gegen dieselbe den gleichen Flächenraum begrenzt, so giebt der Abstand, nämlich die Ordinate derselben, die mittlere Temperatur an.

Prof. H. Fischer stellt für die mittlere Differenz der Aussen-und Innentemperatur die Relation [l-j-(H — 3) c] (T — t) auf, worin H = der Raumhöhe in Meter, T= der Temperatur in Kopfhöhe t = der Temperatur des Freien und c = einem Coöfficienten ist, welcher innerhalb der Grenzen von 0⁻05 und 015, also zwischen dem Ein-und Dreifachen schwankt.

Diese Relation giebt als mittlere Zimmertemperatur:

Mittel T = [1 -f- (H — 3) c] (T — t) +1 = T -f c (H — 3) (T — t)

Wäre z. B. in unserem Falle T = -j- 18°, H = 4 m. und t = — 20° anzunehmen, so würde zum Mindesten MittelT = 18 -f- 0’05 (4 m. — 3). 40=20° in Rechnung zu bringen sein.

Der Verfasser hat bei Luftheizungen, deren Wärme-Einströmung sich etwas über Kopfhöhe befindet, in Lehrzimmern circa 2° mittlere Temperaturzunahme pro Höhenmeter gefunden. Man könnte daher in dem obigen Falle, wrenn von der progressiven Zunahme abgesehen, also annähernd eine gleichförmige angenommen wird, die gesammte Zunahme

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zu 4.2 — 8° berechnen, wonach 20 -f- 4 = 24° und 20 — 4 = 16° als Temperaturen unter der Decke und am Fussboden erhalten werden. Der Verfasser hat übrigens bei manchen Erhebungen auch geringere Temperatur-Unterschiede gefunden.

Derselbe hat in dem noch nicht beheizt gewesenen Saale eines neuhergestellten Gebäudes, der blos durch Heizung des unteren Geschosses längere Zeit hindurch einen gewissen Wärmezufluss erhielt, bei —10° des Freien einen Versuch angestellt und folgende Resultate gefunden :

Temperatur

am Fussboden in Kopfhöhe unter der Decke

6°

3/ 0

1.    Im Beginne.....

+ 8%° + 15°

2.    Bei -f- 10° Mitteltemperatur

3.    Bei -f-19° Mitteltemperatur

In Folge Beheizung des unteren Geschosses war der Fussboden so weit erwärmt, dass die Luftschichte längs desselben während des ganzen Versuches um 1° bis 2° höher temperirt war als die Luft in der Höhe von 1 m. über dem Fussboden. Oberhalb wird der Saal vom Dachraume begrenzt. Es ist zu bemerken, dass die Heizung mit warmer Luft erfolgte, welche circa 2 m. über dem Fussboden ausströmte. Die Absaugung ging unmittelbar über dem letzteren vor sich, so dass stets die kühlste Schichte zum Abzüge gelangte. Die Höhe des Saales ist 8³/₄ m. Nimmt man die Kopfhöhe zu l³/₄ m. an, so verbleiben darüber noch 7 m. Saalhöhe. Dies giebt nach obigen Daten eine Zunahme von L14° pro Höhenmeter bei einer Mitteltemperatur des Saales von -f- 19° und halb so viel bei annähernd der halben Mitteltemperatur. Wir werden in unserem vorliegenden Falle im grossen Durchschnitte die Lufttemperatur am Fussboden mit fl-17°, unter der Decke mit -\- 23° und die Mitteltemperatur mit 20° in Rechnung nehmen. Die Temperatur des Freien sei bei Windstille gleich — 20° und bei Windanfall gleich — 15°.

§ 27. Temperatur-Ermittlung der Wand-, Decken- und Plafondflächen. Es folgt nun eine Transmissions-Tabelle mit Anführung sämmt-licher Wandflächen, Wandstärken, die Decken- und Fussboden-, Fenster-und Thürflächen, dann Transmissions-Coëfficienten etc., unter Benützung der Daten, welche die Grundriss-Skizzen Fig. 32 bis 34 liefern. In dieser Tabelle wurden die Temperaturen der Gänge und Stiegen vorläufig mit t₀, t,, 12 und t₃ für das Erdgeschoss, den I., II. und III. Stock bezeichnet. Wir wollen nebst den Luft- auch die Strahlungstemperaturen zu beiden Seiten der Wände mindestens annähernd berücksichtigen, was allerdings in der Praxis bei so einfachen Fällen wie der vorliegende nicht angezeigt erschiene, hier jedoch geschehen mag, um den Gebrauch der betreffenden Formeln zu zeigen. Somit handelt es sich um die Bestimmung der Temperaturen der Mauerflächen. Für die 06 m. starken Mittelmauern giebt die Tabelle VI c k = 079 an. Bei Annahme einer Gangtemperatur von durchschnittlich — 5° erhält man daher W=(20-f-5) 079 = 19*75 als Transmission von den Zimmern gegen den Gang. Dieser Werth berücksichtigt zwar keine Unterschiede der Strahl- und Lufttemperaturen, mag aber als Näherungswerth benützt werden. Weiters erhält man. zu Formel Post 1, TabelleVI o, 6 = — 6° — (— 5°) = — 1, wenn nämlich die im Erdgeschoss-Grundriss eingetragenen Temperaturen der gegenüber befindlichen Wände, nämlich —9° und —2°, mit dem Mittelwerthe von —6° berücksichtigt werden. Man erhält dann A = OT75 W -|- 063 5 = OT75.19-75 — P063 — 2’83 = rund 3°.

Somit wäre die Temperatur der Mittelmauerfläche um 3° höher als die der Luft, also mit —5-j-3 = — 2° anzusetzen. Vernachlässigt man aber die Strahlungswärme, d. i. den Unterschied o derselben gegen die Luftwärme, so würde man A = 0T75.19'75 = 3'46 = rund 3°, also dasselbe Resultat wie oben erhalten.

Es entsteht daher, wenn h vernachlässigt wird, kein merklicher Fehler. Man kann sich daher die genannte Vernachlässigung von <5 erlauben, um die Rechnung zu vereinfachen. Die so bestimmten Mauertemperaturen finden sich betreffendenorts in den Grundrissen eingetragen, und zwar in runden Einklammerungen. Die Temperatur der inneren Fläche von Doppelfenstern ist nach Tabelle VI <7 bei 40° Temperatur-Differenz -j- 8°. Auf 1 qm. Wandfläche entfallen nach den vorliegenden Ausmassen circa 03 qm. Fenster- und 0*7 qm. Mauerfläche. Von ersteren ist aber circa 1 Viertel als Rahmholzfläche zu rechnen und kann der Mauerfläche hinzugeschlagen werden, weil der Anstrich annähernd denselben Strahlungs-Coëfficienten S = 3‘6 besitzt und weil auch die Temperaturverschiedenheit nicht beträchtlich ist. Für die Glasfläche ist jedoch S = 2*9 zu rechnen. Wir erhalten demnach für 1 qm. durchschnittliche Wandfläche als Betrag der Strahlung 0‘78 qm. 3⁻6 . e + 022.2*9 e', wenn man mit 0 und e' die Temperaturen der Mauer- und Fensterfläche bezeichnet. Denkt man sich die gesammte Wand als Mauerfläche mit S = 3'6 und mit der Durchschnittstemperatur von x°, so ist ihre Strahlung =3*6. x per 1 qm. und man erhält durch Gleichsetzung mit obigem Resultate

x = 078e +018 e'.

Post-

Nr.

Ol CD tO h¹

® l> CO C5

Transmissions

Bezeichnung

Mauerstärke in m.

Flächenmass in qm.

Mauern.

Zu ebener Erde.

Die vorderen Hauptmauern dto. dto. dto.

Die rückwärtigen Hauptmauern ......

0 75

0-75

0-75

0-75

075

Tabelle.

Temperatur-

Differenz

20°-f 20° = 40« 20° -f- 20° = 40°; 20« -1- 20° = 40°: 20° + 20« = 40°

Transmissions-Coefficient k

0-66

660

0-66

634

0-66

0-66

634

634

dto.

dto.

dto.

Die Mauern des Einganges dto.

Diverse Maxiem gegen aussen ......

075

0'60

0 60

0-45

0-45

16° 4-20° = 36° 16° + 20° = 36° 20« 4- *o 20« 4- tb

20« 4- 20« = 40« 20« 4- 20° = 40°

0-66

0-66

0 79

0 85

0-86

0 86

475

1140

1584 8*o 646 4 32 to

929

929

0-45

dto.

0-45

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

Mauern gegen das Nachbarhaus ......

0-45

0-45

0 45

0-45

0-45

0-45

0-45

0-45

16« 4- 20« = 36« 200 4*0 20« 4*o

20«4t0 20« 4*0 20« 4*o

20« 4*o

20° 4 *0 20«4t₀

20041-0

0-99

0 95

0-92

0-99

0 95

0-81

0 88

0-88

099

0-99

1176

285 4 14 tg 294 415 to 158 4 8t0 304 4 15 to 275 41410 510 4 26 to 299 4 15 to 277 4 14 t0 396 4 20 to

090

dto.

dto.

dto.

Mittelmauer gegen den

Lichthof ......

Mittelmauer gegen die Gang- und Stiegenräume dto. dto. dto. dto. dto. dto. dto.

0-90

0-90

0-90

0-60

060

0-60

060

060

060

0 60

0 60

0 60

20° — 16° = 4°

20« —16« —40

16« - t₀

16« -to

I60 4 20« = 36«

200 —to 20°-to 20° - to 200-1, 20° — to 20° —to 160-to 16°-to

0-58

0 58

0-58

0-58

0 71

0 74

0 74

0-81

0-73

0-79

0-79

0-77

0-61

77

77

102—    6 to

213 - 13 tb

741

459 - 23 t0 459 — 23 tg 426 -11 tb 204 -10 to 474 — 24 to 426 - 2110 296 —18 to 273 —17 to

Post-

Nr.

B ezeichnung

Mauerstärke in m.

Flächenmass in nm.

Temperatur-

Differenz

Transmissions-Coefficient k

Stündlicher Wärme-Durchgang per 1 qm. WE.

34

35

36

37

38

Mittelmauern gegen die Gang- und Stiegenräume Mauern der Hausbesorgerwohnung .....

dto.

Mittelmauer gegen den

Eingang ......

Scheidemauer gegen die Hausbesorgerwohnung .

0 60

045

0 45

0 60

0-30

16° -t₀

0 76

61 - 4 t₀

22

33

20° —10 20°-to

20° + to

20° — 16° = 4°

099

0 95

0 79

1-27

79 — 410 418 - 211₀

111 4- 61₀

168

39

40

41

42

43

44

45

46

47

I. Stock.

Vordere Hauptmauern.    .

dto. dto. dto. dto.

Rückwärtige Hauptmauern dto. dto.

Diverse Mauern gegen aussen ......

0 60

0 60

0 60

0 60

0 60

060

0 60

0-60

0-45

25

24

31

24

24

28

24

25

33

20° + 20° = 40° 20° 4- 20° = 40° 20° -f- 20° = 40° 20° -j- 20° = 40° 20° + 20° = 40° 200    20» = 40°

200 _j_ 20° = 40° 20» + 200 ₌ W

0 78

0-78

0 78

0 78

0-78

0-77

0 77

0 77

780

749

967

749

749

862

739

770

48

dto.

045

49

dto.

0 45

16

50

51

52

53

54

55

56

57

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

Mauer gegen die Nachbargebäude ......

045

045

045

045

045

0 45

0 45

075

17

29

17

17

38

14

20

33

20» _(_ 200 = 40° t₂ + 20° t₂ -f 200 t₂ 4- 20° t₂ 4- 20° t₂ 4- 200 t₂ 4- 20° t₂ 4- 20° t₂ 4- 20° t₂ 4- 20°

099

099

088

0-81

0 88

0 88 •

0 99

106

0 99

0 99

1307

99 4- 5 t, 282 +14 t, 275 4- 14 tt 510 4- 26 tt 299 4-15 t, 337 4- 17t, 806    40 tj

277 4-141, 396 4-20 t,

58

59

60

61

dto.

dto.

dto.

Mittelmauer gegen den Lichthof ......

075

0 75

075

060

33

11

23

16

20° —16° = 4° 20° — 16° = 4° 16° -12 16° —1₂

0-67

067

0 67

0 67

88

88

117 -7 t, 247 — 15 t,

62

63

64

65

66

dto.

Gangmittelmauern . . dto. dto. dto.

0-60

0 60

0-60

0 60

060

13

31

31

38

30

20» ą. 20° = 40° 20° 4- 20° = 40» 20° — t,

20° — 4 20° - t,

20° - 4

0-67

0 67

0-74

0 74

0 74

0 74

428

348

459 — 231, 459 - 231, 562 — 28 t, 444 - 22 tt

Post-

Nr.

Bezeichnung

Mauerstärke in m.

Flächenmass in qm.

Temperatur-

Differenz

Transmissions-Coefficient k

Stündlicher Wärme-Durchgang per 1 qm. WE.

67

68

69

70

71

72

72 V₂

73

0-60

0 60

0 60

0 60

045

0-60

0 60

0 30

27 ! 20» — tt

13    I 20» — tl

14    20»    —    t,

18    20»    —    t.

0 74 jj 400 - 20 tt 0 73    190 — 9 L

0-73 || 204 — 10 L 0 73 j 263 — 13 tx

CO Ci 05    CO

tH    CO

10« — t,

10° — tt

20« - 10° = 10«

0*81

0-73

0-79

65-6 L 66 — 7 tt

150

20° - 10° = 10e

113

373

IL Stock.

74

Wie im I. Stocke .

III. Stock.

75

76

77

■ 78

79

Vordere Hauptmauern .    .

dto. dto. dto.

Diverse Mauern gegen aussen ......

0-45

0 45

0 45

0-45

0 45

25

24

31

48

20° + 20° = 40° 20° + 20» = 40° 20° -f- 20° = 40° 20» + 20° = 40°;

0 99

099

0 99

0-99

990

950

1228

1900

80

81

82

83

84

85

86

86a

87

88

99

90

91

92

93

94

95

96

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

dto.

Mauern gegen Nachbargebäude ......

dto.

dto.

dto.

Mittelmauer.....

dto.

dto.

dto.

dto.

Mauer gegen beheizte Räume......

045

045

045

0 45

0 45

0 45

045

045

0 60

0-60

0-60

0-60

0-60

0-60

060

0 60

0-60

060

U + 20° tt + 20°

8 J ti + 20»

29 tt + 20°

120 ₊ 20» = 32° 120    20» = 32»

120 _j_ 20° = 32° 12° -f 20° = 32« 20»-f 20° = 40«

16

35

14

20

33

33

11

23

31

31

13

25

59

28

0-88

0-99

0-81

0-88

096

282 +1413 158 + 8 t3 130 + 6 t3 510 + 26 t₃

276

0-99

099

0 99

0 96

1109

444

634

346

20» — 16° = 4» 20» — 16° — 4° 16» - t3 16» — 12° = 4« 20» —13 20» —t3 20» —13 20° — 12» = 8° 20» — 12° = 8°

0 79

0-79

079

0 79

0 74

0-74

0-74

1-01 1-27 '

104

104

139 - 9 t₃

73

459 — 2313 459 — 2313 192 - 101₃

202

599

97

dto.

015

15» -t₃

150 _ 120 =, bo

0 73    307 - 201₃

126 26

Post-

Kr.

Bezeichnung

Mauerstärke in m.

Fläehenmass in qm.

Temperatur-

Differenz

Transmissions* Coefficient k

Stündlicher Wärme-Durchgang per 1 qm. WE.

CO    CO

CO    GO

Mauer gegen beheizte Räume......

0-15

dto.

015

34    20° _ 150 = 50

34    200 — 120 = 8°

0-65

1-45

03

CD M-►f- )-*■

W Cl CO -H IC CO I- CO OOOOOOO©

1—! -I—1 T—i t-H t—I tH tH T-l

Kalte Fussböden.

Zu ebener Erde. Gegen Keller mit Central-Heizapparaten :

Raum Nr. 2.....

„ Nr. 4.....

» Nr. 7.....

Gegen kalte Keller:

Raum Nr. 1.....

„ Nr. 5.....

„ Nr. 6.....

Nicht unterkellert Nr. 8 .

00 CU CU © O ©

M- IO

© © tk-K O CD 00

18° _ 16° = 2° 18o_16° = 2°

160 _ 140 ₌ 2o

18° — 5° = 13° 180- 50=130

5° —10 6-5 WE.

0-23

023

0-23

0-63

0-63

0-63

23

23

17

393

401

630 — 126 t₀

656

TO

I. Stock. Raum Nr. 11 .    .

CO

05

18o + 20° = 38°

0-63

2226

III. Stock. Raum Nr. 25 . .

CD

Dl

180 —t.

0-63

295 - 16 tj

h-⁴-

Warme Fussdöden.

I. Stock.

Raum Nr. 14 ...    .

16    23° — t,

0-42

155-7 t.

CI    CO    ^    lO    CD    N    OO

1    -r-f    tH    1-1    y-l    1-1    r-i

TH    tH    T-l    T—l    T*“t    T—1    T—I

05 O -r-l T-l Dl Dl t—1 tH t—I

Kalte Decken.

III. - Stock.

Raum Nr. 19.....

„ Nr. 20.....

„ Nr. 21.....

„ Nr. 22.....

„ Nr. 23.....

„ Nr. 24.....

„ Nr. 25.....

Doppelfenster.

Zu ebener Erde.

Raum Nr. 1, 3 Fenster . „ Nr. 2, 3 „ Nr. 4, 3

027

0-27

0 27

027

0-27

0-27

0-27

>1

Cp CD CO O Ó O

<20° + 20° = 40o 20°+ 200 = 40° 200 + 200 = 40°

l: !7

cc de de

1207

1168

720

592

592

432

633

302

tH —T

© 'ÿ

CD iC

544

22 t₃

567

277

1448

1448

ty

Post-

Nr.

Bezeichnung

Mauerstärke in m.

Flächenmass in qm.

Temperatur-

Differenz

Transraissions-Coëfficient k

122

123

124

Raum Nr. 5, 3 Fenster . „ Nr. 7, 2 „ Nr. 8, 6

J5

cp ^ <M Ci cb ći

20° 4 20° = 40° 16° + 20°= 36° 160 4. 20°= 36°

3-77

377

3 77

1448

869

2607

I. Stock.

125

126

127

128

129

130

131

132

ffi o" ri" ci co œ t-" oo"

ri H H rl H rH tH

cocococococococo

QJ

in

cpcpCpCpCDCDCDCD Ci Ci Ci Ci Ci Ci Ci

20° -f- 20° — 40° 20° 4 20° — 40° 20° —j— 20° — 40° 20° -f- 20°= 40°; 20° 4 20°= 40°, 20°-}- 20° — 40° 20° + 20°= 40° 20° 4- 20°= 40°

3 59

359

359

3 59

3 59

3-59

359

3-59

1379

1379

1379

1379

1379

1379

1379

1379

IL Stock.

133

Wie im I. Stocke.

134

135

136

137

137V,

III. Stock.

Raum Nr. 19, 6 Fenster . „ Nr. 20, 3 „ Nr. 21, 3 „ Nr. 22, 3 „ Nr. 25, 2

192

96

96

9-6

6-4

20° 4- 20° — 40° 20° 4- 200= 40° 200-f 20°= 400 200 + 200=40° 20° 4 200 = 40°

3-34

334

3-34

3 34

334

2565

1283

1282

1283

855

GO Ci O CO CO ^

tH t—I tH

£

M-

142

143

144

145

146

Einfache Fenster.

Zu eben er Erde.

Im Raume Nr. 6:

Links eine Fensterwand . dto. dto.

Mittlerer Lichthof:

Eine Fensterwand .    .    .

dto. dto.

Rechts eine Gangmauer . dto. dto.

CM C3 03

cb oo cb

to-f 200

\ + 20o

tu 4" 20°

4-47

4-61

4 52

286 4- 1410 295 4-1510 289 4-15 to

MMII

O CD O f 9 Ol Oj O j CO CO

to 4- 200 t° 4- 20°

to 4- 200 to 4- 20° to 4- 20° to 4- 20°

4-13

4-30

4 30

4-73

5-34

4-68

793 4 40 to 826 4 4110 826 4 41 h, 605 -f 3010 1025 4 5110 300 4 15 t₀

I. Stock.

M 00

tH tH

Im Raume Nr. 14:

Links eine Fensterwand . dto.

ÖS CO

to

to 4 20° to 4- 20°

426

4-61

273 4 141, 590 4 30 t,

Post-

Nr.

Bezeichnung

Mauerstärke in m.

Fiächenmass in qm.

Temperatur-

Differenz

Transmissions-Coefficient k

Stündlicher Wärme-Durchgang per 1 qm. WE.

149

150

151

152

153

154

Mittlerer Lichthof:

Eine Fensterwand .    .    .

dto. dto.

Rechts eine Gangmauer . dto. dto.

w cp CO CO CO cp t i ® 05 05 05 05

t, + 20° t, -f 200 tx -f- 200 tx -f 20° tx + 200 tL -f 200

413

4-30

4-30

4-69

5 29

4-69

793 + 40 tj 793 + 40 tx 793 -f 40 tL 900 + 45t, 1016 4- 51 t, 300 +15 tx

II. Stock.

155

Wie im I. Stocke.

156

157

158

159

160

161

162

III. Stock.

Links eine WTand .    .    .

dto.

Mittlerer Lichthof:

Eine Wand.....

dto.

dto.

Rechts eine Gangmauer . dto.

CM CM

cb cb

'Çh CO CD CM

cb 05 cb Ô5 cb

t₂ 4- 20° t₂ 4- 20°

CD iH CM CO

273 +14t3 295 +151₃

t₂ 4- 20°

t₂ 4- 20°

12° 4-200 = 320 12° 4- 20° = 32° 120 4- 20° — 32t

413

4-30

379

4-68

4¹68

529 -f 2613 826 + 411₃

776

1438

479

163

164

165

Thiiren.

Zu ebener Erde. Jede Thür der Räume Kr. 7 und Nr. 8 . .    .

Jede Thür der Räume Nr. 1, 2 und Nr. 5 . . Die innere Thür des Einganges ......

co

to

co

CM

05

160 —to

20° — t«

t„ 4- 200

1-40 ;    72-4 t«

1-40    90 — 4 t«

1-40

168 -f- 81₀

166

167

I. Stock.

Jede Thür der Räume Nr. 9, 10, 11, 12, 13, 16, 17

und Nr. 18.....

Die Thiiren der Räume Nr. 10 und Nr. 15 . .

cb cb

IC

20° -t,

140

90 - 4tt

10° - t,

1-40

45 - 41,

168

II. Stock. Wie im I. Stocke.

169

III. Stock.

Die Thüren der Räume Nr. 21 und Nr. 22 . .

co

IC

20° -1₃

1-40

90 - 41₃

Post-

Nr.

Bezeichnung

Mauerstärke in m.

Flächenmass in qm.

I emperatur-Differenz

Transmissions-Coefficient k

170

171

172

Eine Tliüre gegen Nr. 23 Die Thiiren von Nr. 19

und Nr. 20.....

Eine Thüre nach der Oberlehrerswohnung .    .

3-2

32

3-2

15° -1₃

140

67 — 41₃

20° — 12» = 8n

15» - 12° = 3»

1-40

1-40

36

13

173

174

Holzwände.

Im III. Stocke.

Eine Ganguntertheilung zur Hälfte Glaswand .    .    .

Eine Wand im Lehrmittelzimmer Nr. 25.    .    .    .

12°-t₃

217

208 - 17 t₃

15

20° — 12° = 8»

1-40

168

Diese Gleichung giebt die Temperaturen, welche in die Figuren, eckig eingeklammert, eingesetzt wurden. So z. B. erhält man für die Hauptmauer in Nr. 5, x = 078.15 -j- 0T8.8 — [-j- 13] und für die innere Fläche der Lichthofmauer vis-à-vis von Nr. 4, weil die einfachen Fenster das Temperaturmittel der inneren und äusseren Luft

annehmen, somit ⁰' =    (— 5° — 20°) = — 13° wird,

x = 078 . — 8° -j~ 0T8 . — 13°= [— 9°], ferner x = 0-78. — 17° —J— 0*18. —13 = [—16°] für die äussere Fläche.

In ähnlicher Weise wurden alle übrigen derartigen Temperaturen bestimmt.

§ 28. Mittlere Strahlungswärme der Wand-, Decken- und Plafond-fläclieii. Wenn wir jetzt allenfalls das Local Nr. 4 in Betracht ziehen, um zu ermitteln, welche Durchschnittstemperatur die gesammte Wärmestrahlung hat, welche gegen die Mittelmauer gerichtet ist, so wird man annehmen können, dass die Hauptmauer, weil sie die Strahlen senkrecht gegen die Mittelmauer sendet, bei gleicher Temperatur etwa doppelt so ergiebig sein wird, als die Seitenmanern, die Decke oder der Plafond, deren Strahlen die Mittelmauer in schiefer Richtung treffen. Die Fläche der Hauptmauer hat, wie der Plan zeigt, -j-13° und die Scheidemauern sind mit nahe —j— 20° wegen beiderseitiger Beheizung anzunehmen. Nunmehr ist die Temperatur von Fussboden-und Deckenfläche zu bestimmen. Für erstere giebt die Tabelle VIk den Coëfficienten k = 069. Die Lufttemperaturen ober- und unterhalb des Fussbodens sind circa -f-18° und 5°, daher wird nach Formel Tabelle VI o, Post 1, unter Weglassung von ô

A = 0-175 W = 0175 (18 — 5) 0-69 = rund 1°.

Die Fussbodentemperatur ist daher = 18° — A= 18 — 1 = 17°. Für die Untertheilungsdecke giebt die Tabelle VI i k = 0'27 Die Luft ober- und unterhalb hat 18° und 23°, somit wird

A== OT75 W = 0T75 (23 — 18) 0'27 = 0‘2⁰₇ also nahe gleich Null. Wir werden sonach der Einfachheit halber Decke und Fussboden

= 20° in Rechnung

mit der Mitteltemperatur, d. i. mit

nehmen, also übereinstimmend mit der mittleren Lufttemperatur. Nach den früheren Bemerkungen haben wir demnach zu nehmen:

Die Hauptmauer 2mal .    .    .    2.13° = 26°

Den Fussboden lmal Die Decke lmal .    .

Zwei Scheidemauern, jede lmal, zusammen......

17 + 23

, . 1.200 = 20° . . 1.20° = 20°

2.20° = 40°

Summa .

Die Mitteltemperatur beträgt somit

106°

+ 18°

106

2+1+1+2

Für die Räume Nr. 7 und Nr. 8 erhält man in ähnlicher Weise

2.10 + 4.16

= +14° als Mitteltemperatur der Strahlung.

5°

Der Mittelmauer des Raumes Nr. 4 stehen gegen den Gang-und Stiegenraum Mauern von —9° und —2° als Strahlungsobjecte entgegen. Plafond und Fussboden sind mit — 5°, übereinstimmend mit der Lufttemperatur ober- und unterhalb anzusetzen. Wir haben daher als mittlere Strahlungswärme ähnlich wie früher circa 2. — 90 + 2.— 2° + 2. — 5°

§ 29. Rectification der Transmissions-Coëfficieiiteii nach Massgabe der Strahlungstemperaturen. Die in Tabelle VI c angeführte Formel gäbe demnach für die Mittelmauer des Raumes Nr. 4, bezüglich welcher wir T" = 18° und t" =— 5° fanden, und weil wir T = + 20 und t = — 5 als beiderseitige Lufttemperaturen haben:

0-44 + 0-56

0⁻92 als Correctionsfaetor. Der Transmissions-

18° + 5°

200 + 50

Coefficient, nach genannter Tabelle, k = 0'79 für e = 0’6, wäre daher nur mit 0 92 k = 0‘92.0 79 =0'74 anzusetzen.

Die Hofhauptmauer vis-à-vis von Nr. 2 hat einerseits die Mittelmauer, den Plafond und Fussboden, andererseits aber die freie

Luft als Strahlungsobjecte. Da der Gang im Verhältnisse zur Mauerhöhe schmal ist, so rechnen wir Plafond und Fussboden nur mit je

— 2 + 1. — 5

= — 3°

2.

7₂, beide zusammen daher mit 1, und erhalten —-

Da die entfernten äusseren Gegenstände in ihrer Temperatur mit der Luft ungefähr übereinstimmen werden, so nehmen wir dort, wo nahe Objecte nicht vorhanden sind, die Lufttemperatur selbst als Strahlungswärme an. Die Correction des Wärmedurchganges wird

-3°+ 20°

— 5°-f-20°

L07.079 = 084 zu nehmen sein.

Für die Lichthofmauer vis-à-vis von Nr. 4 hat man einerseits die Mittelmauer sammt Plafond und Fussboden mit der schon früher be-

daher gleich 0-44 -j-0‘56

= L07, und es wird als Coefficient

stimmten Mitteltemperatur von — 3° und andererseits die Temperaturen

= — 15«

i -r - i 1 r -i •    i !    2.— 15 4-2. —16

der Lichtholwände im Mittelwerthe von -;-

— 30 + 15°

Wir erhalten daher 0⁻44 +0*56

= 0‘86 alsCorrections-

— 5° + 20°

factor. — Die Tabelle VI c giebt als Mittel-Coefficient für e —0'40 und e=0'50, k = 0’99, daher erhält man als corrigirten Werth k = 0‘89.0’99 — 0*88. In den gegebenen Beispielen kennzeichnet sich die Methode hinreichend, nach der zur Bestimmung sämmtliclier corrigirten Coëfficienten vorzugehen ist. Man findet diese Coëfficienten in den Grundrissen eingetragen. Wir benützten durchgehends dieTransmissions-Coëfficienten der Mauern ohne Rücksicht auf Permeabilität. Denn wie eine spätere Betrachtung zeigen wird, wirkt die vorausgesetzte Luftheizung dem Eindringen von äusserer Luft durch die Mauerporen entgegen und vermindert daher die abkühlende Wirkung, welche aus der Mauerdurchlässigkeit entsteht; dann kann man sich bei einer Ventilationsheizung an den Tagen der grössten Kälte leicht damit behelfen, dass man weniger ventilirt, wenn die Heizapparate für volle Ventilation inclusive der durch die Poren hereinziehenden Luft an solchen Tagen nicht ausreichen sollten.

Man entnimmt aus den für k in die Grundrisse eingeschriebenen Werthen, welche erheblichen Verschiedenheiten für gleichstarke Mauern nach Massgabe der Strahlungstemperaturen sich ergeben. So z. B. findet man im I. Stocke für die 045 m. starke Hauptmauer vis-à-vis der Locale Nr. 9 und Nr. 10, k=L06, für die gleichstarke rechtsseitige Mauer des mittleren Lichthofes aber blos k=0’88 eingeschrieben. Es sei noch bemerkt, dass die Mauern gegen Nachbarn durch Scliraffirung gekennzeichnet sind, und es ist angenommen, dass die Räume derselben durchschnittlich auf -f- 16° beheizt sein werden. Man hat hierbei die summarische Stärke der eigenen und der nachbarlichen Wand, daher z. B. für das Ebenerdgeschoss nach den eingetragenen Koten e-f-e'= (M5-j-045 =090 zu nehmen, wofür Tabelle YIc k = 0'58 angiebt.

§ 30. Transmission der ebenerdigen Fussböden. Wenn Mauern zum Zwecke einer Luftheizung mit Warmschläuchen durchzogen sind, so nehmen sie an den betreffenden Stellen eine höhere Temperatur an, die approximativ nach unserem Transmissions-Coöfficienten bestimmt werden kann. Es ergäbe sich dann eine mittlere Temperatur der Flächen von Mauern, welche mit Warmcanälen durchzogen sind.

Sind in den Räumen Centralheizkörper vorhanden, so erhöht ihre strahlende Wirkung gleichfalls die Mauertemperaturen, und zwar die nähere Mauerpartie stärker, die entferntere schwächer. Man würde daher auch hierauf einige Rücksicht zu nehmen haben.

Finden sich Möbel und andere Gegenstände vor, so wirken dieselben ebenfalls auf die Fortführung der Wärme ein, indem sie Wärmestrahlen auffangen und sich an ihnen die Luft ähnlich wie längs der Mauerflächen in Bewegung setzt. Der Bestand solcher Objecte verhält sich daher keineswegs neutral gegen die allgemeinen Transmissionsvorgänge. Doch ist die Grösse ihres Einflusses nicht von Bedeutung und entzieht sich auch der Vorberechnung, weil diese Objecte nicht immer vorher bekannt sind, oder wenn dies auch der Fall wäre, ihre Anordnung nicht für alle Zeit stabil sein wird. Ebenso wird man auch in seltenen Fällen die vorgenannten Warmschläuche und Heizapparate in Bezug des Wärmedurchgangs-Coefficienten der Hauptmauer in Erwägung ziehen.

Die Coëfficienten für die abkühlenden Fussböden sind aus

Tabelle VI k zu entnehmen. Wir setzen bezüglich der unterkellerten Locale durchaus Einwölbungen auf Traversen voraus und denken uns

von der Abkühlung beeinflusst, welche die durch die Kellerfenster hereinziehende zur Verbrennung erforderliche Luft verursacht. Nebstdem wirken noch locale Ursachen ein, wie z. B. einzelne Rauchrohrzüge, die eingebauten Kaltluftkammern, etc. Liegt das Souterrain mit einem Theile oberhalb des Erdhorizontes, so entsteht eine Transmission durch die herausragenden Wände in die Atmosphäre, und es

die Gang- und Stiegenräume als gepflastert. Es ist bekannt, dass Heizapparate und ihre Rauchabzugrohre bei unökonomischer Construction oder bei mangelhafter Verwahrung die betreffenden Kellerräume oft ganz bedeutend erwärmen. Die angenommene Temperatur von -}- 16° ist eine blos massige. Die Temperatur der übrigen Keller wird von der aus den Heizräumen sich verbreitenden Wärme, dagegen auch

kommen die tieferen Wandtheile noch in das dem Froste ausgesetzte Erdreich. Bei möglichst genauer Rechnung müssen diese Umstände erwogen und so weit als möglich in Ziffern umgesetzt werden. Besondere Erfahrungs-Coëfficienten fehlen uns noch hiefür. Wir begnügen uns daher mit einer Annahme, indem wir die Minimaltemperatur mit -f-5° ansetzen. Die Apparate im Keller bringen eine bedeutende Strahlung hervor, so dass wir als Ausgleich mit den kühleren Wänden und der Kellersohle sicher + 20° als Mitteltemperatur für die Strahlung annehmen können. In den oberen auf -j- 20° beheizten Räumen nehmen wir mit Rücksicht darauf, dass hier die Plafondfläche eine direct gegen den Fussboden strahlende Fläche bildet, mit Einbeziehung der kühleren Wandflächen das gleiche Temperaturmittel an. Wir hätten demnach zufolge Formel aus Tabelle VIk

0-37 -b 0*63

20—20

20 — 16

k = 0,69 aus dieser Tabelle verwandelt sich daher in 0⁻37 k = 0-37.0-69 = 0-23

In den kalten Kellerräumen wird sich kaum ein erheblicher

= 037 als Correctionsfactor. Der Coefficient

Unterschied der strahlenden Flächen gegen die Luftwärme bilden, so T" —t"

dass -7p

— = 1 gesetzt, mithin der Coefficient k = 0’69 unverändert

beibehalten werden kann. Ebenso ist Corrigirung für die nicht unterkellerten Fussböden nach der in Tabelle VI k angegebenen Formel eine verschwindende. Die nun besprochenen Coëfficienten erscheinen in unserer Transmissions-Tabelle Post 100 bis 108 eingesetzt.

= 092 und der Coefficient wird

0-92. k =0 92.0-45 = 0-42 Derselbe wurde auch in die Transmissions-Tabelle Post 111 eingesetzt.

§ 31. Fortsetzung. Für die kalten Decken gegen den Dachraum, die wir uns als Diebelböden denken wollen, giebt die Tabelle VIi für k den Werth 0‘27, von dem auch in der Transmissions-Tabelle Post 112 bis 118 Gebrauch gemacht worden ist. Nachdem in unseremFalle <5 = 23—18 = 5° anzunehmen ist, so wären die Transmissionszahlen nach der Formel — 0T9 ó noch zu corrigiren. So z. B. wird für Post 112 die Correction gleich—104 qm. X 0’19.5° = —99 WE. Die betreffende Zahl wäre

0-37+ 0-63

Ein Theil des Fussbodens im Raume Nr. 14, I. Stock, wird von der darunter befindlichen Hausbesorgerswohnung erwärmt. Der Fussboden unterhalb ist mit +18°, der Plafond oberhalb mit — 5° und die betreffenden Lufttemperaturen sind mit 20° und — 5° anzusetzen. Der Correctionsfactor beträgt daher zufolge Formel Tabelle VI Je 18 + 5 20 + 5

daher richtiger 1207 — 99 = 1108 WE. Bezüglich der Räume Nr. 23 und Nr. 24 nehmen wir <5 = 2° und erhalten dann als Correcturen — 80.2.049 = — 30 und —69.2.019= — 26.

Auf diese Weise wurden die unter der Bezeichnung „rectif.” in die Transmissions-Tabelle Post 112 bis 118 eingesetzten Zahlen erhalten.

§ 32. Transmission der Doppelfenster mit Rücksicht auf die Entweichung von warmer Luft nach aussen. Wenn bei Vorhandensein einer Luftheizung vor Beginn des Unterrichtes zur constanten Erhaltung der Zimmertemperaturen die Luft mit —60° einströmt, so ist die Differenz gegen die Zimmertemperatur, A T = 60 — 20 — 40° und es giebt die Relation, Post 1, der Formel-Tabelle X als stündliches Quantum W

M = ^cbm. Für ein Lehrzimmer nehmen wir als stündlichen Heizbedarf W = 3000 WE. vorläufig an. Dann wird M = 250 cbm., wofür wir rund M = 300 cbm. setzen. Nach Beobachtungen, deren wir in Abschnitt X, § 36 bis 38 näher erwähnten, entweichen hiervon circa Vs, nämlich 60 cbm. durch Fenster, Wände etc.

Wir langen hier leider wieder an einem durch Versuche noch nicht aufgeklärten Punkte an. Sowie nämlich die Luft nach der Abzugsöffnung drängt, so drängt sie auch nach allen anderen Stellen gegen aussen und entweicht, wo sich ihr eine Gelegenheit bietet, was der obengenannte Verlust beweist. Aber inwieweit hierbei die Fensterfugen in Anspruch genommen werden, ist nicht bekannt. Es ist wahrscheinlich, dass das sonstige Hereinziehen von äusserer Luft durch dieses Drängen der warmen Luft nach aussen nur zum Theile aufgehoben wird. Wir greifen somit in Ermanglung von Erfahrungszahlen zu einer Annahme und sagen, es ziehe nur ein Viertel so viel herein als nach aussen entweicht und setzen voraus, dass von dem obigen gesammten Verluste pro 60 cbm. nur ein Drittel, d. i. ein Quantum von 20 cbm. auf die Fenster entfalle. Das zweite Drittel kann den Thürfugen und die restlichen 20 cbm. den Mauerporen zugeschrieben werden. Letzteres berücksichtigen wir aber einer schon gemachten Bemerkung zufolge nicht. Die Luft zwischen dem Doppelfenster hat ungefähr 0°, somit beträgt der Verlust in Folge Luftentweichung 20 cbm. [0°— (— 20°)] 0‘3 = 120 WE. und in Folge Lufteindringen 5 cbm. (20-f-20°) 0*3 = 60 WE. Es ergiebt sich somit zusammen an Verlust 180 WE. pro drei Fenster k 3⁻2 qm., d. i. 180:9‘6 = 18*75 WE. pro 1 qm., also 18 75:40° = 047 WE. pro 1 qm. Fensterfläche und 1° Temperatur-Differenz. In Tabelle VIg ist zufolge Post 7 und 9 die Transmission pro 1 qm. für undichte Fenster um 103 1 — 72‘5 = 30'6WE. pro 40° Differenz, somit um 0 76 WE. pro 1° grösser als bei dichten Doppelfenstern. Bedenkt man aber, dass in benützten Localen die Luftfeuchtigkeit durch Ausdünstung immer so bedeutend sein werde, dass ein Gefrieren der Fenster, also mindestens zum grossen Theil ein Verfrieren der Fugen bei grösserer Kälte ein-treten wird, so dürfte die Zahl 0⁻76 für die Wirklichkeit zu verkleinern sein, somit die früher gefundene von 0’47 den Thatsachen besser entsprechen.

Die corrigirte Transmission berechnet sich, wenn sich etwa der Raum Nr. 5 zu ebener Erde gegenwärtig gehalten wird, nach der in Tabelle Vl^r gegebenen Formel mit

i [(T — t) -j- (T" -t")] k = ~ [(20« + 20«) -f (19« + 20°) k

da die Mittelmauer 4- 17°, alle anderen strahlenden Flächen des Raumes aber durchschnittlich -f- 20n haben, mithin die mittlere Strahlungswärme im Raume gegen die Fenster, nämlich T" mit 4~ 19« angesetzt werden kann.

Obige Relation giebt 39⁻5° k anstatt 40« k = W, daher ist W nach Verhältniss von 40:39’5 zu reduciren. Die Tabelle VIg giebt W — 72-5 WE., die nach vorgenommener Réduction in W = 68’9WE. übergehen. Die Proportionalrechnung mit Rücksichtnahme auf das Rahmholz, nach Beispiel der Tabelle VI h vorgenommen, giebt

W = ^ 68’9 4~ 5-5 = 60'62 WE. pro 1 qm. und man erhält als Coefficient

60 62

40«

= 1-51, wozu noch die früher berechneten 0'47 WE. zu addiren

sind. Es ergiebt sich daher k = 1*51 -f- 0’47 = P98 WE.

§ 33. Transmission der Spaletten bei Doppelfenstern. Die Fensterspaletten werden zwar an ihrer inneren Kante, woselbst sie eine Ecke bilden, beiderseits von der warmen Zimmerluft bestrichen, werden aber doch nahe dieselbe Temperatur wie die betreffende innere Mauerfläche haben. Gegen das Fenster hin nimmt die Temperatur der Spaletten offenbar ab, weil sich die betreffenden Punkte der Aussen-fläche nähern. Das Gesetz dieser Abnahme ist nicht bekannt, ebenso wenig das Gesetz, nach welchem die Transmission durch die Spaletten gewissermassen über Eck gegen die äussere Umrissfläche vor sich geht. Wir werden aber nicht weit fehlgehen, wenn wir für die Spaletten dieselbe Transmission annehmen, wie für die Mauer selbst, vorausgesetzt, dass die Spalettenflächen keine allzu grossen Breiten haben.

Die Spaletten inclusive Plafondtheile nehmen wir für 75, 60 und 45 cm. starke Mauern, beziehungsweise mit 4‘5, 35 und 2 qm. an. Für den ebenerdigen Raum Nr. 5 haben wir zufolge Plan k = 0‘66, daher ergiebt sich zusammen ein Wärmedurchgang von 4-5.0’66 = == 2 97 WE. pro 1° Temperatur-Differenz. Das Fensterparapet, welches wir in der Transmissions-Tabelle als Hauptmauer mit 0 75 m. rechneten, hat nur 0T5 m. Stärke und ist somit nach Tabelle VIc mit einem Plus von 1*27 —0,67 = 0,60WE. pro 1 qm., somit im Ganzen um 0’6.1*3 qm. = 0‘78 WE. zu niedrig gerechnet. Es ist demnach für die Spaletten und das Parapet ein Zuschuss von 2 97 + 0⁻78 = 3’75 WE. zu nehmen. Auf je 1 qm. Fensterfläche entfallen hiervon 3’75:3‘2 qm. = = 1*17 WE. Der gesammte Wärmeverlust, welchen die Doppelfenster inclusive Spaletten und Parapete verursachen, beträgt daher P98 + 1T7 = 3T5 WE. pro 1 qm. Fensteröffnung und 1° Temperatur-Differenz. In gleicherweise sind die Wärmeverluste für die 06 und 0’45 m-starken Mauern zu bestimmen. Die Resultate wurden in die Transmissions-Tabelle eingetragen.

§ 34. Transmission der einfachen Grangfenster inclusive der Spaletten und Parapete. Die einfachen Fenster kommen mit wenigen Ausnahmen in unserem Falle nur in den unbeheizten Gängen vor. Die Luft, welche aus den beheizten Zimmern durch die Thürfugen getrieben wird, kann nicht mehr den vollen Druck auf die Gangfenster ausüben, weil sie auch nach der Längsrichtung des Ganges entweicht. Es wird daher blos ein Theil dieser Luft durch die Fensterfugen nach aussen entweichen, überdies wird jedenfalls auch ein gewisses Quantum kalter Luft hereindringen. Wir werden hier das Mittelresultat aus Tabelle VIg, Post 1 und 2, benützen, wonach der Luftwechsel einen mittleren Verlust von V₂ (0 + 46-8) = 23*4 WE. bei 40° Temperatur-Differenz, somit 23'4: 40 = 0-59 WE. per 1° Differenz und 1 qm. verursacht. Wie schon gelegentlich der Doppelfenster erwähnt, nehmen wir die Innenkante der Spaletten mit einer Temperatur gleich der der inneren Mauerflächen an, die laut Grundrisse durchschnittlich mit — 9° angesetzt werden kann. An der Linie, wo die Spaletten mit den einfachen Fenstern Zusammentreffen, stehen sie mit diesen unter gleichen Transmissionsvorgängen und nehmen daher mindestens annähernd wie die einfachen Fenster das Temperaturmittel der inneren

und äusseren Luft an, wofür wir

= — 13° erhalten, weil

die Gangluft zu — 5° vorausgesetzt wurde. Demnach erhalten die Spaletten eine mittlere Temperatur von i/₂ (—9°—13°) = — 11°. Die Transmissionsgrösse steht aber im Verhältnisse der Differenz von Luft-und Flächentemperatur. Dieselbe ist bezüglich der inneren Mauerflächen — 5 — (— 9°) = 4° und bezüglich der Spaletten — 5 — (— 11°) = — 6°. Die letzteren werden demnach per 1 qm. im Verhältnisse von 6 :4, d. i. das iy₂fache transmittiren. Somit haben wir die betreffenden

— 50 — 20°

Mauer-Coëfficienten bezüglich der Spaletten um die Hälfte zu erhöhen. Für die rückwärtige Hauptmauer zu ebener Erde gegenüber Nr. 1

und Nr. 2 ist hiernach der Coefficient auf 085-f-^0⁻85 =

P28 zu

erhöhen. Die Spalette misst 4‘5 qm., somit hat man 4*5 . l*28=5⁻76 WE. als Transmission per 1° Temperatur-Differenz. Für das 03 m. starke Parapet giebt die Tabelle P27 und für eine 0 6 m. starke Mauer 0 79 als Transmissions-Coefficient. Die Differenz beträgt 048 und giebt für 1*3 qm. Parapet 0*62 WE., welche wrie bei den Doppelfenstern noch zu rechnen sind. Wir haben somit zusammen 5 26 4- 0*62 = 6'38 WE. G *38

per Fenster, d. i. - ^    — 1*99 per 1 qm. Fensterfläche zu rechnen.

Das Strahlungsobject gegenüber der in Betracht stehenden Mauer, nämlich die Mittelmauer, hat, wie aus dem Grundrisse zu entnehmen ist, die Temperatur von —2°. Wir ziehen dieselbe zweimal und die vom Fussboden und Plafond wegen geringer Breite des Raumes und wegen schiefer Strahlung nur einmal in Rechnung und erhalten

—2°—2°—3°) = — 3° als mittlere» Strahlungswärme. Nach der

zu

Post 1 der Tabelle VI <7 gegebenen Formel haben wir daher

(— 50 _j_ 20°) -f (— 3° -f 20°)

= 16° anstatt — 5° —j— 20° = 15° in Rechnung zu nehmen. Der Transmissions-Coefficient von 2'9 ist daher mit 16". 15 = P07 zu multipliciren, und man erhält 3T0 als rectificirten Coëfficienten. NachderBerechnungsmethodeTabelleVI h ergiebt sich hiernach

4    1

— 3T0 4-    1'38 = 2’76 als Coefficient mit Rücksicht auf das Rahmholz.

0    o

Nach den nunmehr erhaltenen Zahlen resultirt einbezüglich der Undichtheit der Fenster und der Abkühlung durch die Spaletten und Parapete der schliessliche Coefficient 059    P99 + 2’76 = 5'34,

zusammen

welcher auch in unserer Transmissions-Tabelle, Post 145, eingetragen erscheint. Die gleiche Verfahrungsweise führt zu den übrigen Post 138 bis 162 eingesetzten Coëfficienten.

§ 35. Transmission der Tliiiren und der Gangabschlusswand. Für Thüren und Holzwände giebt die Tabelle VI m k = 144, wofür wir als rectificirten Werth durchschnittlich k = 1*40 annehmen. Die Abschlusswand des Ganges im II. Stocke, zur Hälfte als Glaswand, giebt zufolge Tabelle VI l und Tabelle VIg, Post 1, als Durchschnitts-Coëffi-cient g (P44 -j- 2‘9) = 2T7 =k. Diese Werthe von k erscheinen in der Transmissions-Tabelle, Post 163 bis 174, eingeführt.

§ 36. Ermittlung der Temperaturen in den Gängen und im Stiegenliause. Zieht man die Posten dieser Tabelle, welche die Wärmeströmungen nach den Gang-, Stiegen- und Aborträumen beziffern, und Post Nr. 23 und 24, 26 bis inclusive 36, ferner 59 und 60, dann 63 bis inclusive 72, 89, 91 bis 93, 96, 107, 111,163,164,166,167,169,170 und 173 nach Stockwerken zusammen, so erhält man [4824 — 3451₀] WE. für Ebenerde, [4441 — 230 t]] WE. für den I. Stock, [4286 — 222 t₂] WE. für den II. Stock, [2011 — 1141₃] WE. für den III. Stock. Man kann annelimen, dass die Luft in den nicht beheizten Gängen von Ebenerde bis I. Stock um 2° und im Weiteren per Geschoss um 1° zunimmt.

zwar

Man hat daher t_, = t₀ -j- 2, t₂ = t₀ —)— 3, t₃ = t₀ 4. Setzt man diese Werthe in obige Ausdrücke, so erhält man [13980—911t₀]WE. als Gesammtsumme der Wärme, welche von den beheizten Räumen in die unbeheizten Vorräume transmittirt.

Es wurde schon gelegentlich der Bestimmung jener Warmluftmenge, welche durch die Fenster, Thüren und Mauerporen entweicht, angenommen, dass auf je eine Thüre 20 cbm. gerechnet werden sollen. Die Luft entweicht aus den Zimmern mit fl- 20° gegen den Gang und tritt mit der Gangtemperatur, d. i. mit —5° durch die einfachen Fenster nach den Hofräumen. Der stündliche Verlust per Thüre beträgt daher 20 cbm. (20-j-5) 0‘3 = 150 WE. Wenn man nun diese Wärmezuflüsse nach Anzahl der betreffenden 28 Thüren noch in Rechnung zuzieht, so erhöht sich der obige gesammte Wärmezufluss auf [18180 — 911 t₀]WE.

In gleicher Weise werden wir nun die Posten der Abkühlung zusammenziehen, nämlich Post Nr. 7, 8, 12 bis inclusive 20, 37, 48 bis 56, 79 bis 82, 100 bis 106,108, 116, 138 bis 146, 147 bis 154, 156 bis 162 und 165. Wir rechnen aber hierzu noch eine Lufteinströmung durch die innere Eingangsthüre von 140 WE. und setzen wie vorhin t, = t₀ -j- 2, t₂ = t₀ -j- 3, t:i = t₀ —J— 4. Dann erhalten wir [36008 fl- 1421 t₀] WE. als Summe der abkühlenden Wirkungen. Dieselben müssen durch die Wärmezuflüsse gedeckt werden. Man hat daher

[18180 — 9111₀] — [36008 flfl 14211°] = 0 zu setzen und erhält daraus t₀ = —7°.

Es wird somit tt — — 5°, t₂ = — 4° und t₃ = — 3°.

von

Unsere zum Zwecke der Coöfficienten-Ausmittlung gemachte vorläufige Annahme einer durchschnittlich mittleren Gangtemperatur — 5° stimmt daher mit dem wirklichen Resultate.

§ 37. Bemerkung über Vereinfachung der Rechnung. Man wird in den meisten Fällen der Praxis selbst die hier vorgetragenen Nälie-rungsmethoden nicht in allen Detailen durchführen, namentlich wenn es sich allenfalls blos um die Ausmittlung des Wärmebedarfes für einen Voranschlag handelt. Man wird von den Unterschieden der Luft- und Strahlungswärme absehen, also die Coëfficienten ohne weitere Correction, unmittelbar wie sie die Tabelle giebt, in Anwendung bringen. Dadurch vereinfacht sich die Arbeit bedeutend. Auch wird man die Gangtemperaturen von vorneherein schätzungsweise als Mittelwerthe der Zimmer- und Aussentemperatur annehmen u. s. f. Wie weit in allen einzelnen Fällen mit derlei Rechnungsvereinfachungen gegangen werden soll und in wieferne wieder in anderen Fällen die Rechnung sorgfältiger zu detailliren sei, muss dem jedesmaligen Ermessen des Praktikers überlassen bleiben.

§ 38. Wärme-Erforderniss der einzelnen Räume. Nachdem nun die Grössen t₀, t,, t₂, t₃ bekannt sind, so können die betreffenden Transmissionsquantitäten, in welchen diese Grössen fungiren, leicht ziffermässig bestimmt werden, ebenso wie es keiner Schwierigkeit unterliegt, aus der Transmissions-Tabelle die Posten herauszufinden, welche zu je einem Raume gehören, und die zusammengenommen die Wärmequantität geben, deren jeder Raum bedarf.

Man hat z. B. bezüglich des Raumes Nr. 1

W == 634 + 77 -f 573 -f 393 + 1448 + 118 = 3843

Der beheizte Raum Nr. 24 giebt durch verschiedene Wände und Fenster und durch die Decke Wärme ab, empfängt aber von anderen Wänden einen Theil der Wärme. Es sind demnach zu produciren W = 1109 + 444 + 634 -f 346 -f 259 -f 567 -f- 1438 + 479 — (73 -f 26 -f111 -f 599 + 202 -f 73 + 168) = 4024 WE.

Aehnlich erhält man für den Raum 25 W ₌ 276 + 394 -f 111 + 134 + 168 -f 359 -f 277 -f 855 = 2574 WE.

Aus der Vergleichung des Wärme-Erfordernisses für die verschiedenen Räume ergiebt sich, dass Nr. 11 in Folge des unterhalb befindlichen Einganges die meiste Abkühlung erfährt. Auch die Räume Nr. 7 und Nr. 16 erfordern einen beträchtlicheren Wärme-Aufwand, weil sie je zwei gegen aussen gerichtete Mauern besitzen. Das Minimum erfordert das Lehrzimmer Nr. 10. Für die genannten Räume berechnet sich das auf 100 cbm. reducirte Erforderniss der Reihe nach auf 2256, 2156, 1934 und 1362 WE.

Der Maximal-Unterschied beträgt daher 65 Percent.

§ 39. Approximative Berechnung der Gang- und Stiegenhaiis-Temperaüir. Für eine approximative Rechnung hätte man vor Allem das Verhältniss der Mauer- und Fensterflächen in den Gängen zu ermitteln. Für den I. und II. Stock, welche den Ausschlag geben, findet man, dass auf je 1 qm. Fensterfläche 3*5 qm. Mittelmauer und 2 8 qm. äussere Gangmauer zu rechnen sind. Man erhält daher nach Tabelle VIc und VI# bei directer Anwendung der dortigen Coëfficienten 3-5 (20 —t) 0-79 = 55-3 — 2*81 für die Transmission der Mittelmauer nach dem Gange, 2*8 (t -f 20) 0‘99 = 55’4 + 2-81, ferner 2*9 (t + 20) = 58 -f 2-91 für die Abkühlung durch die äusseren Gangmauern und die Fenster in denselben. Die Gleichsetzung giebt 55*3 — 2*81 = 55-4 -j- 2"81 —j— 58 -|— 2’91, woraus die durchschnittliche Gangtemperatur t = — 7°resultirt, während wir dieselbe früher durch genauere Rechnung mit

j (— 7 — 5— 4 — 3) = — 4‘75° oder rund — 5° gefunden haben.

Nach der approximativen Rechnung würde man daher t₀ = — 9", t, = — 7°, t₂ = — 5° und t₃ = -—-3° setzen.

§ 40. Modification der Transmissioiisreclmung für Windanfall. Wir werden nun eine Parallelrechnung durchführen, nämlich für Windanfall unter Zugrundelegung von — 15° äusserer Temperatur. Die detaillirte Durchführung würde aber zu weit führen, zumal es hier genügt, eine Anleitung hiefür zu geben, zu welchem Zwecke sich auch eine approximative Rechnung eignet. Die in den Grundrissen Fig. 32 bis 34 punktirten Aussenmauern zeigen, dass der Windanfall eine diagonale Richtung gegen das Gebäude nimmt. Die äusseren Gangmauern, die wir jetzt speciell in Betracht nehmen, werden jedoch grossentheils durch vorspringende Gebäudetheile geschützt. Daher wird der sonach geminderte und schief gegen die Mauern gerichtete Windanfall weniger Einfluss auf eine erhöhte Permeabilität der Mauern nehmen. Daher sehen wir von der Permeabilität ab und nehmen bezüglich der Fenster blos das Mittelresultat von dichten und undichten Verschlüssen. Bezüglich einer äusseren Gangmauer, wie z. B. Post 16 der Transmissions-Tabelle, erhalten wir aus Tabelle VId

i (1-244-1-04) = 1-14

max k =

Für ein einfaches Fenster erhalten wir mit Rücksicht auf das früher Gesagte nach Tabelle VI h

245) . . max k = i-(4-92-1-7-03) = 5-97

Der Transmissions-Coefficient für 0’45 m. starke Mauern bei Windstille ist nach Tabelle VIc 0-99, demnach ist der Coefficient für die vor Wind nicht geschützten Mauern im Verhältnisse von l"14:0-99, d. i. um 15 Percent zu erhöhen.

Zurückgehend auf den Calcul, den wir in § 32 für einfache Fenster und bei Windstille durchführten, haben wir jetzt die für Luftwechsel angenommenen 0 59 WE. wegzulassen, ferner die dort für Spalette und Parapet pro 1 qm. Fensterfläche gerechneten P99 WE. um circa 15 Percent, d. i. auf 2’29 WE. zu erhöhen. Im Ganzen ergiebt sich daher der Coefficient

246) . . max k = 5’9T —[— 2‘29 = 8*26 WE. anstatt 0’59    1’99 -f- 2’6 = 5⁻18 WE., wobei die Zahl 2’6 der Tabelle VI<7

entnommen ist. Die Abkühlung vergrössert sich daher um 60 Percent.

88 —78 = 166 qm.

13 :1-66 = 8% in Rechnung

Im I. Stocke bestehen zufolge Post 49, 54, 55 und 56, ferner Post 45j 50 bis 53, 88 qm. äussere Gangmauern, welche dem Wind-anfalle ausgesetzt sind, und 78 qm. in geschützter Lage. Somit haben wir einen Zuschlag von 88.15% = 13 für eine Mauerfläche von oder für die gesammte Fläche durchschnittlich zu bringen. Bezüglich der fünf dem Wind-anfalle ausgesetzten Fenster haben wir 5.60% = 3, also für sämmt-liclie 18 Fenster 3:048 = 17% zu berechnen. Wenn wir nun wieder die Verhältnisse im I. Stock annähernd für die im ganzen Hause als massgebend annehmen und auf die frühere in § 34 angeführte approximative Rechnung zurückgreifen, so haben wir für 2’8 qm. Gang-

0 -!~iOö) ⁼ 3'02qm. und anstatt lqm. Fensterfläche 147 qm.

mauern 2*8

zu nehmen; ferner —15° Aussentemperatur anstatt —20°. Wir haben daher jetzt die Gleichung 55*3 — 2*81 = 3-02 (t + 15) 0-99 + 147 (t + 15) 2-9 woraus t = —4’4° erhalten wird. Es sinkt hiernach bei Windanfall die Gangtemperatur so tief als bei Windstille, wiewohl wir in ersterem Falle das äussere Temperatur-Minimum mit — 15°, in letzerem aber mit—20° angenommen haben. Es wurde früher t = —7° erhalten und beträgt daher die Differenz circa 2".

§ 41. Unterschied der Abkühlung eines gegen den Windanfall gelegenen Locales hei Windanfall und bei Windstille. Wir nehmen nun den Raum Nr. 16 des I. Stockes, welcher an zwei Seiten dem Winde ausgesetzt ist, in Betracht. Zu demselben gehören die Posten 44, 47, 68, 72 72; 130 und 166 unserer Transmissions-Tabelle, welche zusammen den Wärmebedarf von 4043 WE. für Windstille geben. Wegen schiefem Windanfalle nehmen wir den Mittelwerth aus Tabelle VId

und VI/ für e = 0'6, nämlich maxk = ~(0,89-[-l'55)= 1-22.

Analog zu Post 44 ergiebt sich dann für die Hauptmauer von Nr. 16 eine Transmission von 28 qm.. P22.35° = 1196 WE.

= P57 = max k

Für e = 0*45 erhält man in ähnlicher Weise p.-24-f 1-04    249 + P82j

daher hat man correspondirend zuPost47, 33 qm.. P57.35° = 1813 WE. Bezüglich Post 68 und 166 ist tj = — 3° anstatt 5° zu setzen, wodurch beziehungsweise 217 und 102 WE. erhalten werden.

Für 4'5 qm. Spaletten pro Fenster ist der obige Coefficient k=l'22 anzuwenden, wodurch 4-5.1*22 = 5’49 WE. erhalten werden. Für das 0’15 m. starke Parapet ergiebt sich ohne Rücksicht auf

2-51.

Permeabilität aus den früher genannten Tabellen ~ (2⁻992*03) =

Bezüglich der Permeabilität nehmen wir e = 0⁻20 an und entnehmen der Tabelle 3'9, wonach der Mittel-Coëfficient gleich 3’20 wird. Da aber schon 1*22 in die allgemeine Mauerfläche eingerechnet wurde, so restirt noch ein Zuschlag von 1’98 für 1 qm., daher für das ganze Parapet 1*3 qm.. P98 = 2⁻57.

Spaletten und Parapet erfordern daher einen Zuschlag von 5'49 -\- 2\57 = 8'06 zu 32 qm.'Fensterfläche gehörend, daher per 1 qm. 2 52 WE. Der Mittelwerth für dichten und undichten Verschluss resul-tirt aus Tabelle VI h mit Y₂ (2⁻21 -j- 3f67) = 2‘94, so dass im Ganzen per 1 qm. Fensterfläche zu rechnen sind max k = 2’94-)-2,52 = 5'46. Die drei im Raume Nr. 16 vorhandenen Doppelfenster erfordern daher 9’6.35°. 5 46 = 1835 WE., correspondirend zu Post 130.

Das Wärme-Erforderniss von Nr. 16 summirt sich daher zu

247)    . . 1196 + 1813 + 150 + 217 -f 1835 -f 102 = 5313 WE. = max W Im Vergleiche zum Erfordernisse von 4043 bei Windstille stellt sich ein Mehrbedarf von

248)    . . 31 Percent, also von circa ein Drittel heraus. Man sieht daher, dass der Wärmebedarf einzelner Räume in Windanfall bedeutend steigen kann, wogegen der Bedarf der vor Wind geschützten Räume während eines solchen bei 35° Kälte eintretenden Windes unter dem Maximum steht, w^eil sich dieses in geschützten Räumen bei einer Aussentemperatur von —20° einstellt. Es kann der Fall Vorkommen; dass ein Central-Heizapparat eine Gruppe von theils geschützten, theils dem Winde ausgesetzten Räumen zu beheizen hat. Bei Wind und — 15° Aussentemperatur werden daher die einen weniger und die anderen mehr Wärme erfordern, als bei Windstille und — 20°. Man wird daher die Fälle gegeneinander abzuwägen haben und die Leistungsfähigkeit des gemeinschaftlichen Apparates nach dem Maximum einrichten.

§ 42. Erforderniss an künstlicher Luftbefeuchtung. Wir gehen nun auf die Wärmeverhältnisse über, welche sich aus der Abkühlung durch das Thüröffnen bei dem Kommen und Gehen der Schüler, ferner aus dem Ventilationsbedarfe, der künstlichen Luftbefeuchtung, dann der Wärme- und Dampfausscheidung der Schüler sich ergeben

Der Luftcubus per Kopf sei 3l/₂ cbm. Wir führen die Rechnung alternativ für eine zwei- und dreimalige Lufterneuerung per Stunde, d. i. für eine Luftzuführung von 7 und IOV2 cbm. Luft durch. Von -f-20° auf 0° reducirt, haben wir hiernach laut Tabelle ein Quantum von

249) . . 0932.7 = 6 524 bis 0932.105= 9-786 cbm. zuzuführen. Die Zimmerluft geht durch die Fussbodenöffnung des Yentilationscanales mit —j— 18° ab, sie müsste von —20° auf —J— 18°, d. i. um 38° erwärmt werden. Wird die specifische Wärme mit rund 0 3 gerechnet, so erfordert demnach die Ventilation einen stündlichen Wärme-Aufwand von

250) .. 6-524.38°. 0-3 = 74-4 WE. bis 9-786.38° .0-3 = 111-6 WE.

Nach den im Abschnitte VII erwähnten Versuchen Dr. v. Petten-kofer’s kann man für einen Erwachsenen im ruhenden Zustande etwa 38 gr. Wasserausscheidung durch Ausdünstung und Ausathmung, mithin rund 40 gr. annehmen. Wenn man nun, um nicht zu hoch zu rechnen, diese Ziffer ähnlich verringert wie im Abschnitte VI, § 26 bezüglich der Wärme-Abgabe des Körpers gezeigt worden ist, so könnte man für ein sechsjähriges Kind etwa 12 gr. in Rechnung nehmen. 1 kgr. Wasser von 0° in Dampf von 100° verwandelt, erfordert nach Formel-Tabelle I 606-5 -j- 0*305.100 = 637 WE., und wenn wir die Temperatur des Wassers zu 8° annehmen, so wären 637 — 8 = 629WE. per 1 kgr. erforderlich. Die äussere Luft von — 20° enthält im gesättigten Zustande nach Tabelle IV b 0"00106 kgr. Wasserdampf, welche sich für einen mit circa 85 Percent anzunehmenden Sättigungsgrad auf 0*0009 kgr. = 0*9 gr. reduciren.

Ein Kubikmeter Luft von — 20° entspricht nach Tabelle III c 1-079 cbm. von 0°, und diese dehnen sich bei einer Erwärmung auf -f-20° zu 1-079.1-073 — 1T6 cbm. aus. Die vorberechneten 0-9 gr. Feuchtigkeit finden sich daher in lT6cbm. Zimmerluft vor, wovon somit 1 cbm. 0*9 : 1*16 = 0*8 gr. enthält.

Ein Kubikmeter Luft von -j- 20° verträgt aber im Sättigungsgrade nach Tabelle III c 0*01723 kgr. Dampf, wovon nach allgemeiner Annahme 40 Percent, d. i. 0-00689 kgr. = 6*9 gr. für das Wohlbefinden der Menschen hinreichend sein sollen. Es muss daher je 1 cbm. zugeführter Luft eine Befeuchtung von

251)    . . 6'9—0*8= rund6gr. erhalten. Dieselbe beträgt sonach bei zwei- oder dreifacher Lufterneuerung zufolge 249) 6.7 = 42 bis 6.10V₂ = 63 gr., und da je ein Kind 12 gr. Feuchtigkeit entwickelt, so bleiben noch

252)    . . 30 bis 51 gr. Befeuchtung durch künstliche Vorrichtungen zu leisten. Nach H. Fischer kann sogar bis zu einem Minimum von 25 Percent herabgegangen werden, wonach dieselbe Rechnung ein

§43. Wärme-Entgang durch Oeffnen der Thiiren, WUrme-Erforder-niss für Ventilation, Körperwärme. Bei vor- und nachmittägigem Unterrichte, welcher mit Inbegriff des Kommens und Gehens die Zeit von sieben Stunden umspannt, wird von jedem Kinde die Thüre mindestens viermal geöffnet, was nach Tabelle VI m bei dem Andauern von acht Secunden eines jeden Oeflfnens und bei rund 20° Temperatur-Differenz der Zimmerluft gegen den Gang einem Verluste von 4.12=48WE.

48

d. i. gleich vertheilt per Stunde von

-~r = 7 WE. entspricht. Mit Rücksicht auf obige Ueberschüsse haben wir daher bei zweimaliger Lufterneuerung immer noch einen

255)    . . Ueberschuss von 18—7 = 11 WE., dagegen bei dreimaliger Erneuerung aber einen Bedarf von 7 — 5=2 WE. per Stunde und Kind. Wir sehen davon ab, dass zur Mittagszeit die Schüler abwesend sind und daher ein solcher Ueberschuss in die Zwischenzeit entfällt. Dafür wird man weniger kräftig ventiliren, so dass sich das Plus und Minus annähernd aufheben werden.

Wenn wir nun das Lehrzimmer Nr. 16 in Betracht ziehen, welches bei Luftstille 4043 WE. zur Beheizung bedarf, und einen Inhalt

von 209 cbm., somit eine Fassungszahl von

60 Schüler hat, so

Erforderniss an künstlicher Befeuchtung von blos 13 bis 25 gr. ergiebt. Dies erfordert zufolge früherer Ermittlung ein Wärmequantum von

51.629

253) . .

30.629

= 19 bis

1000

= 32 WE.

1000

Die Wärme-Entwicklung für ein sechsjähriges Kind ist zufolge VII, § 26mit6.6'2 = 37 WE. anzunehmen. Dasselbe erzeugt daher mehr Wärme als zur künstlichen Luftbefeuchtung nöthig ist. Der Ueberschuss beträgt 254) . . 37— 19 = 18 bis 37 — 32 = 5 WE.

Wiewohl die Volksschulen von sechs- bis vierzehnjährigen Kindern besucht werden, so haben wir hier doch nur das Minimalalter berücksichtigt, weil jedes Lehrzimmer auch für die unterste Classe geeignet sein soll.

209

3-5

wären nach dem Früheren, ad 250), für die Ventilation

256)    . . 60.74-4 WE. = 4464 bis 60.111*6 WE. = 6696 WE. erforderlich. Im ersteren Falle beträgt aber der Ueberschuss durch die Körperwärme 60.11 = 660 WE., wonach für die eigentliche Beheizung nur noch

257)    . . 4043 — 660 = 3383 WE. zu entwickeln wären. Im zweiten Falle kämen jedoch noch hinzu 2.60 = 120 WE., und wäre somit das Erforderniss

258) . . 4043 -fl20 = 4163 WE.

Es sind daher für den betrachteten Raum bei zwei- und dreifacher Lufterneuerung beziehungsweise erforderlich:

Für Ventilation Für Beheizung

4464 WE.

. 3383 WE.

Zusammen .    .    7847 WE. oder

259) . . 6696 + 4163 == 10859 WE.

Insoferne man daher bei der selten eintretenden Kälte von 20° sich mit der geringeren Ventilation begnügt, können die Apparate bedeutend kleiner gebaut werden.

Die Luft, welche bei der Anheizung oder bei der Anwesenheit einer geringeren Schülerzahl mit 60° Wärme einströmen kann, ist nun in Folge vermehrter Ventilation herabzustimmen. Nach Formel Post 1,

Abschnitt X, hat man A T

zu setzen. Wenn jedoch, um genauer

zu rechnen, berücksichtigt wird, dass die Luft nicht mit t = -[— 20°, sondern mit 18° in den Abzugscanal abgeht, so nimmt diese Formel

die Gestalt an: aT

Ms

2.

Ms

In unserem Falle haben wir W = 3383 bis 4163 WE., und zufolge 249) und der Anzahl von 60 Kindern M = 60.6’524 = 391 bis 60'. 9-786 = 587 ; und da s = 0'3 ist, erhält man beziehungsweise 260) . . aT = 27° bis 22°, und die Einströmungs-Temperatur wird T = t -j- aT = 20-J-27 = 47° bis 20 -j-22 = 42° sein müssen.

Wenn man ganz dieselbe Rechnung für Aussentemperaturen von ’—5°, —{- 6° und —|— 10° anstellt, so gelangt man zu den nachfolgend übersichtlich zusammengefassten Resultaten:

Anssen-

tempe-

ratur

Stündlicher Bedarf in WE. für

t«

Be

heizung

V entilirung

|j künstliche Luftbefeuch-tung, abzüglich der Körperwärme

Zusammen

von

bis

von

bis

von

bis

- 20°

4- 4464 + 2700 -f 1580 + 942

4-6696 4- 4050 4-2292 4-1410

660

4- 120

7847

10859

+ 4048 + 2528 + 1517 + 1011

Anmerkung. Die mit „von” und „bis” überschriebenen Rubriken beziehen sich auf 2- und 3malige Lufterneuerung. Die Vorzeichen + und — beziehen sich auf „Bedarf” und „Ueberschuss”.

Hieraus ist zu ersehen, dass bei 4_ 10° nur noch der minimale Bedarf von 303 WE. eintritt, wenn mit dreimaliger Lufterneuerung ventilirt wird; dagegen sogar ein Ueberschuss von 165 WE. bei zweimaligem Luftwechsel sich herausstellt. Die gesammte Heizsaison theilt

5°

+ 5°

+ 10«

-1236

-2076

-2118

738

3992

5840

-1938 - 2118

971

1871

— 165

+ 303

sich daher in zwei Epochen, nämlich in die der eigentlichen Winterkälte und in die der milden Temperatur, bei welcher nur eine tägliche Vorheizung nöthig ist, während der Anwesenheit der Schüler aber die Heizung einzustellen ist.

§ 44. Mehrerforderniss «*111 Wärme wegen Verdunstung der Mauerfeuchtigkeit. Durch Beheizung eines Baumes werden die Wände, Decken, Fussböden etc. nicht nur erwärmt, sondern es wird auch die Feuchtigkeit in denselben zum Verdunsten gebracht. Dadurch wird Wärme absorbirt, wofür wir keinen Coëfficienten in Rechnung gebracht haben, da uns auch hier wieder die näheren Untersuchungen fehlen. Wir müssen uns daher begnügen, dieses Factum, auf welches Professor H. Fischer mit besonderem Nachdrucke hinweist, wieder zur Sprache zu bi’ingen.

Zur Zeit der tiefsten Aussentemperaturen, die unsere durchgeführte Transmissionsberechnung eben voraussetzt, kommt eine solche Verdunstung der Wandfeuchtigkeit der zu leistenden künstlichen Verdunstung zu Hilfe. Letztere wird daher weniger Wärme erfordern, wogegen die Mauerausdünstung einen Mehrverbrauch von Wärme bedingt. Beides wird sich daher so ziemlich aufheben und unsere Rechnung nicht merklich alteriren.

§ 45. Wärme-Erforderniss für contiimirliche Heizung. Die Transmissionsrechnung, die wir durchführten, ermittelt den Wärme bedarf bei der tiefsten Aussentemperatur und bestimmt daher das Maximum der Leistung, für welches die Heizapparate construirt werden müssen. Die Berechnung stützt sich auf den thermischen Beharrungszustand der Wände und setzt daher voraus, dass das äussere Temperaturminimum entsprechend lange anhalte. Gebäude mit massigen Mauern kommen aber nicht so schnell in diesen Zustand, so dass die Mauern in solchen Fällen etwas wärmer bleiben, als es dem Beharrungszustande entspräche. Hierin liegt ein gewisser Ueberschuss- oder vielmehr ein Sicherheits-Coöfficient für unsere Transmissionsberechnung.

Das berechnete summarische Wärme-Erforderniss für jeden Raum ist das Maximal-Erforderniss per Heizstunde. Das gesammte Erforderniss per Heiztag würde sich daher einfach durch Multiplication dieses stündlichen Bedarfes mit der Anzahl der Heizstunden ergeben, wenn nicht während der Nichtbeheizung, also in der Regel zur Nachtzeit, eine Abkühlung der Wände, Fussböden, Decken etc. eintreten würde, wodurch der Beharrungszustand, wenn er tagsüber auch erreicht worden wäre, zum Theile wieder verloren geht. Die so entstehenden Wärmeverluste müssen bei der Wiederbeheizung wieder ersetzt werden. Der per Heizstunde entfallende Wärmebedarf erhält

dadurch in dem Masse eine Erhöhung, als die Abkühlungszeit sich verlängert. Wir kommen auf diesen Gegenstand später noch zurück.

Demnach lässt sich aus unserer Transmissionsberechnung nur dann der Tagesbedarf an Wärme direct ableiten, wenn die Beheizung eine so ununterbrochene wäre, wie es allenfalls in Krankenzimmern vorkommt. In allen übrigen Fällen müssen Zuschläge gemacht werden.

Ermittlung des Brennstofferfordernisses.

§ 46. Temperaturen der Wintermonate. Nebst der Heizflächenbestimmung hat die Transmissionsrechnung auch zur Ermittlung des täglichen und jährlichen Brennstofferfordernisses zu dienen. In letzterer Hinsicht sind die mittleren Monatstemperaturen in Betracht zu ziehen. Für Wien z. B. hat man folgende einem normalen Jahre entsprechende Mitteltemperatur aus zwanzigjähriger Beobachtung gefunden:

Monat

Aussen-

temperatur

Zimmer

temperatur

Differenz (T — t) gegen die Zimmertemperatur

A n m e r kung

September October . November December Januar . . Februar . März . . . April . . . Mai. ■ ■ • Zusammen Mittel. . .

4-15-8°

4-20°

4 2°

4- 4- V I 4-4-4"

4-4-H-4- + 4-4-

20°

20°

20°

20°

20°

20°

20°

tç CH CD K CD Ol CO

ob © co -ü ob <i cs

O O O o o O

Die geringen Differenzen für die Monate September und Mai wurden seitwärts schrieben, weil dieselben in der Regel eine Heizung entbehrlich machen.

ge-

+15 7°

4-20°

4'3°

-t-28'5⁰ 4-31-5" -f 140° + 40° 1115°    8-5°

4 07° 4-15-7° 4- 20° 4-20°    15 93° 4 3"

Die vorstehende Uebersicht ergiebt als Monate mit Temperaturen von 4- 5° und darunter: October 2. Hälfte, November bis inclusive März, April 1. Hälfte, zusammen 181 Tage, und als Monate mit milder Temperatur, nämlich -f- 10° und darüber September, October 1. Hälfte, April 2. Hälfte und Mai, zusammen 91 Tage. Die erstere Epoche nehmen wir mit

261)    . . Mittel (T — t) = 18°, t — -f- 2° und die zweite mit

262)    . . Mittel (T + t) = 5°, t =-f 15° in Calcul.

§ 47. Veränderlicher Nutzeffect hei verschiedenen Anssentemp raturen. Man erhält aus Tabelle zu § 43 als Antheil per 1° Temp ratur-Differenz von aussen und innen

7847

10859

= 196-2 bis

Grundrissen Fig. 32 bis 34 mit Nr. 16 bezeichnete Lebrzimmer. Wenn der jeweilige Wärmebedarf bei allen äusseren Temperaturen stets der Differenz T—t des Freien und des Heizraumes so proportional wäre, Avie wir es bei unseren tbeoretisclien Berechnungen angenommen haben, so hätte man im vorliegenden Falle blos die Zahl k mit der mittleren Differenz der Heizsaison von lÖ'GS⁰, welche die obige Tabelle giebt, dann mit der Anzahl Heiztage und der täglichen Stundenzahl zu multipliciren, um den Jahresbedarf zu erhalten.

Allein die Proportionalität trifft nicht genau zu und die Grösse k ist variabel. Denn die unvermeidlichen, für den Heizzweck sich ergebenden Verluste sind bei tiefer Aussentemperatur am geringsten und wachsen mit dem Steigen derselben. Offenbar muss bei dem Anheizen zuerst der Apparat, dann die Schläuche, Rohre etc. in eine gewisse Wärme gerathen, bevor die Erwärmung zu wirken beginnt. Ist nun die Aussentemperatur milde, mithin nur eine geringe Raumerwärmung nöthig, so stellt sich die besagte, gewissermassen todte Wärme im Vergleiche zur nutzbaren Wärme hoch heraus. Eine Relation über das gedachte gegenseitige Verhältniss ist nicht vorhanden. Dem Verfasser standen einige diesbezügliche Ergebnisse einer Ventilations-Luftheizung zur Verfügung, zwar nicht von besonderer Genauigkeit, aber in Ermanglung besserer Resultate doch beachtenswerth. Aus diesen Daten entAArickelte derselbe die innerhalb der Temperaturgrenzen

[i + ^d+o-ex)!

von — 5° und -f- 15° anzuAvendende Formel K' = K

Hierin bezeichnet K den Wärmebedarf unter günstigen Verhältnissen, nämlich bei — 5° Aussentemperatur, und x bezeichnet die Anzahl Temperaturgrade von —5° nach aufwärts gezählt, für welche man das Erforderniss K' zum Zwecke der gleichen Zimmererwärnmng und Ventilation kennen lernen will. Man hätte z. B. für aussen 0° die

[¹ + 35o(¹+⁰'⁶-⁵)]

Ziffer x = 5 zu substituiren und erhält K' = K

= K[ 1 + 0-067].

Wir werden von dieser Formel später Gebrauch machen.

Bei sehr milder Aussentemperatur Avürde jedenfalls ein gewöhnlicher Blechofen ökonomisch functioniren, weil derselbe ein Minimum von todter Wärme erfordert und daher mit wenig Brennstoff das kleine Wärmequantum nutzbar zu machen ist, A\relches die nöthige Erhöhung der Zimmertemperatur um ein paar Grade bewirkt.

§ 48. Theoretischer Wärmebedarf per Heizsaisoii. Wir AAmllen fordern, dass die Zimmertemperatur und die normale Ventilation täglich 8 Stunden hindurch erhalten bleibe. Für die kältere Epoche

= 160 bis

giebt die Tabelle zu § 43    ³⁹⁹²

1K71

= 65 bis -yg- = 125 WE. bei aussen — 5° und -)- 5°, d. i. im Mittel bei ~ (160 —{— 65) =

5840

234 WE.

25

25

971

15

und

113 bis 180 WE. als stündliches Erforderniss

per 1° Temperatur-Differenz. Man erhält daher zufolge 261)

181 Tage X 1^-8 Std. (113 bis 180)

264) . . =2945232 bis 4691520 WE.

Für- die wärmere Jahreszeit rechnen wir, wie schon in § 43 besagt, blos eine Vorheizung, die wir aber aus der normalen Heizung des von Schülern freien Lehrzimmers bestimmen. Zufolge 248) hat man

4043

40°

= 101T WE. per 1° Temperatur-Differenz für die eigentliche

Beheizung, daher mit Rücksicht auf 262) 91 Tage . 5°. 8 Std.. 101 WE. = 368004 WE., wofür wegen ununterbrochener Heizung

265) . . 368 004. f WE.

zu rechnen, welches Quantum wir annähernd als das zur Vorheizung erforderliche annehmen, wobei f einen später zu erörternden Factor vorstellt.

§ 49. Zuschlag für (len Windanfall. Wir haben jetzt noch die Tage zu rechnen, an welchen wegen Windzug eine stärkere Abkühlung entsteht. In Wien kommen nach den meteorologischen Beobachtungen nur 20 Percent vollständig windstille Tage im Jahre vor. In der Gesammtzahl von 273 Tagen, entsprechend den früher erwähnten Heizmonaten September bis inclusive April, werden sich daher circa 219 Windtage befinden.

Es kommt jedoch auch wesentlich darauf an, gegen welche Himmelsgegenden ein Gebäude dem Windanfalle ausgesetzt ist. In unserem Falle haben wir (siehe die Grundrisse Fig. 32 bis 34) zwei Seiten, die wir als die nördlichen und westlichen bezeichnen wollen, blossgestellt, die übrigen aber als vor Wind geschützt bezeichnet. Wir haben es daher mit den Winden von Norden bis Westen zu thun. Der Verfasser hat aus den Beobachtungs-Tabellen, welche ihm von der Wiener k. k. meteorologischen Reichsanstalt zur Verfügung gestellt wurden, entnommen, dass z. B. im Jahre 1879/80 in den Monaten von Beginn September bis Ende Mai nach den bezeichneten Weltrichtungen an 110 Tagen Winde mit den Geschwindigkeiten von 4 bis 30 km. und an 47 Tagen Winde mit einer über diese Grenze hinausgehenden Geschwindigkeit vorkamen.

Schon die gewöhnliche Transmission setzt eine gewisse Geschwindigkeit voraus, mit welcher die transmittirende Fläche von der

Luft bestrichen wird und die in vielen Fällen, wie Jedermann bekannt ist, sogar durch das Gefühl wahrgenommen werden kann und dann sicher grösser als 05 m. pro Secunde sein wird. Wir nehmen daher an, dass erst bei einer Geschwindigkeit von mehr als 1 m. (die an warmen Tagen als angenehmer Wind empfunden wird), d. i. bei rund 4 km. Geschwindigkeit pro Stunde die gewöhnliche Transmission bereits etwas gesteigert werde. Eine Forcirung bis zu dem Grade, in welchem wenigstens annähernd das in § 16 erörterte max k und maxW eintritt, Avird je nach dem Kältegrade und der Mauerstärke, und je nachdem einfache oder doppelte Fenster vorhanden sind, eine verschiedene LuftgescliAvindigkeit erfordern. Wir nehmen hiefür allgemein die Schnelligkeit eines sehr frischen Windes, nämlich circa 9 m. pro Secunde oder rund 30 km. pro Stunde an.

Die vorgenannten 110 Winde hatten nach dem Ergebnisse der Beobachtungs-Tabellen eine mittlere Geschwindigkeit von 18"5 km. per Stunde. Wir erhalten somit aus der Proportion

14-b

(30—4) km : (18'5 — 4) km = 1 : x, x = -^r = 0'56

d. h. die Forcirung von W auf max W Avird blos nach Massgabe des Coëfficienten 0*56 eintreten. Wir werden daher als Aequivalent blos 110.0*56 = 62 Winde mit max W substituiren. Hierzu die vorgenannten 47 Tage, an welchen das volle max W zu rechnen ist, giebt zusammen

266) . . 62 -f- 47 = 109 Windtage, welche sich mit 72 und 37 Tagen auf beide Heizepochen vertheilen.

= 151-8 WE. wird, wogegen bei Windstille

267) . . maxk =

Wir gehen nun wieder auf unser Locale Nr. 16 zurück und entnehmen aus 247) und 248), dass bei Wind 5313

35°

4043

40°

= 101-3 WE. ist.

Somit steigert sich in diesem bedeutend exponirten Locale bei Wind die Abkühlung um max k—k = 48-5WE., d. i. um nahe 50 Percent bei gleicher Differenz der Aussen- und Innentemperatur.

Die Resultate 263) sind daher für die gedachten Windtage zu erhöhen um 48-5WE. per 1° Temperatur-Differenz. Analog zu 264) und 265), dann mit Rücksicht auf 266) und auf den Umstand, dass sich das Temperaturmittel aus allen Windtagen annähernd den betreffenden Temperaturmitteln gleichstellt, somit die Differenzen von (T — t) = 18° und 5° beizubehalten sind — ergeben sich 268) 48-5.8.72.18 = 502848 WE. und 48-5.8.37.5 . f = 71780fWE.

Die Gesammtsumme stellt sieli daher zufolge 264) und 265) auf

269) .

3448000 bis 5194-368 WE. für die Epoche der strengeren und auf

I 439784 f für die der milderen Winterszeit.

§ 50. Zuschläge für den Fall der täglich ununterbrochenen Heizung. Hierzu kommen noch die Verluste durch Abkühlung ausserhalb dieser Stunden. Diese Verluste bewirken eine Abkühlung der Mauern, Fussböden, Decken und Apparate. Theilweise werden diese Verluste während der täglichen Anheizung, theils auch erst während der normalen Heizung ersetzt. Redtenbacher giebt für verschiedene Fälle einen Coëfficienten f an, mit welchem der für den Beharrungszustand ermittelte Bedarf zu multipliciren ist, um jenen Verlust einzubeziehen, und zwar ist f = 1 für continuirliche Heizung bei Tag und Nacht, f=l,2 für continuirliche Heizung bei Tag und Nichtbeheizung bei Nacht, und f=l*5 bis 2-0, wenn nur in einzelnen Stunden geheizt werden soll.

Mit Rücksicht auf die nur 8 Stunden andauernde Heizung auf dieNormaltemperatur, also einer löstündigen Abkühlungszeit,nehmen wir

270) f = 1*5 an.

Zu diesem Behufe ist jedoch der Wärmebedarf exclusive Ventilation zu bestimmeo, weil sich der Coefficient nur auf die Transmissions Verluste bezieht. Die Heizung bei Windstille erfordert nach 267) 101*3 WE. per 1° und 1 Stunde, somit für die ganze Heizsaison, vergl. 264), 265),

271) . . 8.101-1.18°. 181 Tage = 2635070 WE.

Mit Hinzuziehung der Abkühlung durch den Windanfall ad 268) erhält man 3137918 WE. als Heizbedarf. Somit wären zufolge 270) für Abkiihlungsverluste ausserhalb der normalen Heizstunden

272) . . 0-5.3137918 = 1568959 WE. und für die mildere Zeit zufolge 269) 0-5.439784 = 219892 WE. zu rechnen.

Wenn die Luftheizung nicht auf Circulation eingerichtet ist, so wird während des Anheizens durch die Luft Wärme entfuhrt. Man wird zwar im Beginne des Anheizens alle Luftklappen schliessen und erst öffnen, bis der Apparat vollständig durchwärmt ist, wodurch sich der erwähnte Verlust verringert. Wir ziehen daher als mittlere Annahme bios 1 Stunde in Rechnung, während welcher sich die Zimmerluft bei permanenter Ventilirung von der bei strengerer und milderer Zeit mit circa 10° und 15° zu bemessenden Anfangstemperatur bis zu -f- 20° erwärmt. Während dieses Vorganges ist das Temperaturmittel -j- 15° und 17-5° und man hat als Differenz gegen aussen 15 — t, mithin zufolge 261) und 262) 15 — 2 = 13 und 17*5 —15 = 2-5 zu setzen.

Mit Rücksicht auf zwei- und dreimalige Lufterneuerung, 181 und 92 Heiztage, 209 cbm. Raumgrösse, 0'3 specifische Wärme und die obigen Differenzen erhält man

209.0-3.181.13°. 2 == 295067 WE. bis

und

209.0-3.181.13°. 3 = 442600 „

209.0-3.91.2-5°.2= 28529    „ bis

209.0-3.91.2-5°. 3= 42792 „ für je 2- und 3malige Lufterneuerung, als Wärme-Entgaug in der besagten Stunde.

Die Undicbtbeit der Luftschuber verursacht einen Verlust, der allerdings in Schulen nicht zu beklagen ist, weil dadurch eine beständige, wenn auch geringe Lüftung auch zur Zeit der unterbrochenen Heizung entsteht.

Es sind auch die Verluste in Anschlag zu bringen, welche durch die Transmission der Warmschläuche entstehen, obwohl sie der allgemeinen Erwärmung des Gebäudes zu Gute kommen. Weil aber diese Transmission nicht immer an den Stellen auftritt, wo die Wärme direct benöthigt wird, so begründet dieselbe doch einen Mehrverbrauch. Wir nehmen für beiderlei Verluste 2Percent an und erhalten zufolge 269) 274) . . 68960 bis 103887 WE. und 8795f== 1*5.8795 = 13192 WE.

Die Resultate 269), 272), 273) und 274) geben eine Summe von 5380986 bis 7309814 WE. für die 181 kälteren Tage und 701397 „    715660    „ für die 91 Tage von milder Tempe

ratur, entsprechend einer 2- und 3maligen Lufterneuerung per Stunde.

§ 51. Zuschlag für den mit der Ausseiitemperatiir veränderlichen Nutzeffect. Vorstehende Grössen ad 275) sind nach § 47 mit K zu bezeichnen, wofür nun die den Mitteltemperaturen entsprechenden Werthe von K' zu suchen sind. Die Daten ad 261) und 262) ergeben -j-2° und —J— lö° als Mitteltemperaturen, daher von —5° aufwärts gezählt x = 7° und =20° zu setzen ist.

273) . .

275) . .

[¹ + 3SÖ(1 + 0'⁶'⁷⁾]

(1 -j- 0"6.20)jj = 1*79. Die Multiplication mit den Resul

Man erhält dann K' = K

= 1-11 K und

20

k-=k[h

taten ad 275) giebt

276) . . K' = 5972895 bis 8113894 und K' = 1255500 bis 1281031 WE. als Gesammtbedarf für das Lehrzimmer Nr. 16 während der strengeren und milderen Zeit der Heizsaison alternativ für eine 2- und 3malige Lufterneuerung per Stunde, und somit im Ganzen

330

277) . . 7228395 bis 9394925 W⁷E.

§ 52. Ermittlung des Brennstoffbedarfes für die ganze Heizsaison, für die milde und strenge Winterzeit und Maximum des Tagesbedarfes. Wenn 1 kgr. Kohle zu 6000 WE. gerechnet und angenommen wird, dass hiervon drei Viertel, d. i. 4500 WE., nutzbar werden, wogegen ein Viertel theils als Rückstände in der Asche, dann wegen unvollkommener Verbrennung und mit dem Rauche durch die Esse, ferner durch Ausstrahlung des Apparates etc., verloren geht, so sind zur Erzeugung der obigen Wärmequantitäten ad 275) folgende Kohlenmengen nöthig:

8113894

1803 kgr. in 181 Tagen oder

= 1327 bis

5972895

4590

4500

277«; .

1327

1803

181

= 7‘4 bis -.-„y = 10 kgr. per Tag bei gewöhnlicher

181

= 3T kgr. per 1 Tag

Wintertemperatur, ferner

1255500

91.4500

während der milderen Zeit der Heizsaison.

Wäre das betrachtete Locale dem Windanfalle nicht ausgesetzt, so müsste von den Summen ad 275) die ad 268) in Abschlag gebracht werden, wodurch

J4878138 bis 6806966 WE. und 607990 WE., weiters wie ad 276) ² ^ • |5414733 „ 7555732 „    „ 1088302 „

erhalten werden.

Analog zu 211a) ergeben sich die Resultate:

279) . . 6'7 bis 9‘3 kgr. per Tag, und 2-7 kgr.

Die Resultate 277) und 279) ergeben einen Mehrverbrauch in Folge der herrschenden Winde vonSbis lOPercent und von 15 Percent als Durchschnitt für starke und schwache Winde.

Für die Tage der grössten Kälte, bezüglich welcher die Correction von K entfällt und die als windstill zu rechnen sind, sind die ad 278) bestimmten Zahlen massgebend, welche sich auf eine Temperatur-Differenz von 18° und 181 Tage beziehen; dieselben geben per 1 Tag und 1°

4878138 ' 181.15 6806966 ' 181.15 oder per 40° Temperatur-Differenz

282)    . . 40.1598*5 = 63940 bis

283)    . . 40.2089*3 = 83572 WE. 63940

' 4500

280) .

281) .

■= 1598-5 bis

= 2089-3 WE.

284) .

5=14-2 bis

83572

4500

= 18-6 kgr.

Der Tagesbedarf stellt sich daher nach 279) und 284) bei sehr milder Aussentemperatur auf 2‘7 kgr., bei gewöhnlicher Wintertemperatur auf 6-7 bis 9"3 kgr. und bei der Maximal-Winterkälte auf 14-2 bis 18'6 kgr. Diese Resultate stimmen sehr gut mit der Erfahrung zusammen. Daraus geht hervor, dass man auf Grund genauer Transmissionsrechnungen und bei rechnungsmässiger Berücksichtigung aller Momente, selbst mit der bis jetzt bekannten bescheidenen Anzahl von Erfahrungs-Coeffi-cienten befriedigende Resultate zu erzielen vermag.

§ 53. Zuschlag für ausnahmsweise strenge Winter. Die gefundenen Resultate setzen bezüglich derTemperaturen ein Durchschnittsjahr voraus. Handelt es sich aber in einem gegebenen Falle um eine obere Grenze, so müsste ein ausnahmsweise kalter Winter als Grundlage genommen werden. Solche Winter kamen in Wien in den Jahren 1870/71 und 1879/80 vor und der Verfasser entnahm aus den Beobachtungs-Tabellen der hiesigen k. k. meteorologischen Reichsanstalt folgende mittlere Monatstemperaturen:

Mitteltemperatur

1870/71 -|- 11°

+ 7-7° 4.90

1879/80 + 16° + 8-6° + 1-0°

Monat

September October . November December Januar Februar . März .    .

April .    .

Mai .    .

7-5°

3-0°

2-3°

—    4-0°

1-4°

—    0*4°

-f 3-6° -fll-50 4-12-7°

+ 4-8o + 9-5°

+ 11-4°

Diese Jahre geben für die genannten Monate eine Mitteltemperatur von 4'69° und 4⁻65°, also gegen die Zimmerwärme von -(- 20° eine Differenz von 15-31° und 15-35°; wogegen zufolge § 46 für das Durchschnittsjahr für die obengenannten Monate sich 1333 ergiebt. Der Mehrverbrauch an Brennstoff für einen sehr kalten Winter kann daher mit circa

285) . . 15 bis 15-2 Percent in Anschlag gebracht werden.

setzen. Es kämen daher zufolge 272) noch

zu

§ 54. Berücksichtigung der Heizunterbrechung au Ferialtagen. An Ferialtagen tritt eine grössere Abkühlung der Räume ein. Man hat demnach für den nächsten Heiztag f=2 anstatt, wie es ad 270) erfolgt, f=l‘5

1568959, eventuell 219892 WE. oder nach der Rectification, ähnlich wie ad 276), 1568959 . Ml = 1741544, eventuell 219892.1-79 = 393607 WE.

hinzu, und zwar mit dem Antheile von

1741544 WE.

2-13,

393607

191 Tage. 4500 WE.

= 096 kgr. Kohle per Tag, beziehungsweise in der

eventuell

kälteren oder milderen Heizsaison.

Man wird daher die Anzahl der Ferialtage proportional aus dem Kohlenbedarfe ausscheiden, dafür aber als Ersatz für die grösseren Abkühlungsverluste an der gleichen Anzahl der nächstfolgenden Heiztage die Zuschläge nach den obigen Zahlen in Rechnung nehmen.

§ 55. Betrachtung des Falles einer auf lange Zeit unterbrochenen Heizung. Gesetzt den Fall, es würde das betrachtete Locale Nr. 16 sammt den oberhalb, unterhalb und seitwärts angrenzenden Räumen lange Zeit hindurch nicht beheizt werden, so müssten die das Locale einschliessenden Flächen allmählich die mittlere Temperatur der Aussenluft annehmen, welche jener Zeit entspricht.. Wir nehmen diese Aussentemperatur zu Null Grad an. Die Mauerflächen, dann die Thür-, Fussboden- und Deckenfläche des Raumes Nr. 16, zusammen mit dem Ausmasse von 235'2 qm. und der Flächentemperatur von T' — 0, gäben eine schliessliche Differenz gegen die Zimmerluft von (T — 0) = T.

Zufolge Tabelle VI o bei Vernachlässigung von 6 erhält man aus Formel Post 1 W=Q7^g.235’2 qm. per 1 Stunde.

Die Lufttemperatur soll von 0° auf T gesteigert werden, mithin

235-2 Ï_674T

0-175' 2~b 4 1

Das geringe Wärmequantum zur Temperatur-Erhöhung der Luft kann vernachlässigt werden.

Die Transmission der Fenster ist nach Tabelle VI h, Post 9, mit = 11 T zu rechnen.

91.4500

T

ist Mittel A = — und es wird W

2-24.9-6. |

Im Ganzen hat man daher als Abkühlung 685 T WE. per 1 Stunde oder 685T.z WE. in der Zeit z, welche wir als zur Lufterwärmung erforderlich annehmen.

Die Transmission während der Minimaltemperatur von —20° beträgt im Beharrungszustande (s. Grundrisse) 4043. z WE. in der Zeit z, auf welche Leistung der Apparat eingerichtet sein muss.

Wir nehmen nun an, es arbeite ein Apparat momentan mit seiner vollen, der maximalen Transmission entsprechenden Kraft, so erhält man durch Gleichsetzung 685 T . z = 4043 . z oder T = 6°.

Dieses Resultat ist nur für eine sehr kleine Zeit giltig, weil die Wandtemperatur als constant bleibend vorausgesetzt wurde. Man

könnte datier durcli forcirte Heizung bei aussen 0° sofort -{-6° Zimmerlufttemperatur bei noch kalten Wänden unter den angenommenen Umständen erzielen. Wollte man aber sogleich etwa -f- 15° erreichen, so gäbe obige Formel 685.15° = x= 10275 WE. Es müsste daher der Heizapparat, insoferne nicht ein Theil seiner Wärmeflächen, die sonst der Ventilation angehören, für die forcirte Beheizung disponibel

10275

gemacht werden kann, für die bemessen sein.

4043

= 2¹/₂fache maximale Leistung

Graphische Ermittlung des Wärmedurchganges durch Wände und Fenster.

§ 56. Wärmedurchgang durch Wände, Fenster und Decken. Auf die Formel 30) für den Wärmedurchgang durch mehrschichtige Mauern übergehend, wollen wir die Summande für den Uebertritt aus der wärmeren Luft in die Mauer mit

286) . .

Innern der Wand mit

dann die Summanden der Leitung im

a — B-f S’

0

287) . . b = ^, b' = Yl e^c-? endlich die Summande für den Austritt

U    La

der Wärme in die kältere Luft mit c = g—|—g

_________l_'_

a -f- b -j- b' -f- b" -J- ... -f- c T -t

Diese Formel erhält dann die Gestalt

288) . .

289) . . W = (T — t) k =

bezeichnen.

und es wird

a-f-b-f-b' -f- b" fl- ... fl- c Ebenso ergeben sich die abgekürzten Relationen

rp;    rp/ rp i/

—, W = ^-i-

a    b

290) . . W=-

T" — t"

t" — fl

fl — t

b'

b"

dann W —

b -J- c

Bezüglich der letzteren Gruppe finden sich die entsprechenden Buchstaben in Fig. 35 vor.

wenn

führte den Verfasser auf die graphische Lösung des Problems der Wärme-Ueberführung durch Wände und Fenster. Mit dieser Methode wollen wir uns daher im Nachfolgenden beschäftigen.

Da die Brüche rechts vom Gleichheitszeichen durchgehends gleich W sind, somit einen constanten Werth darstellen, so wird derselbe Winkel e eines rechtwinkeligen Dreieckes allen Brüchen entsprechen, deren Zähler und Nenner die Kathoden vorstellen. Dieses Factum

Wir nehmen eine einfache Mauer als Beispiel, wonach^——^ = a,

JLJ -j- fe

c zu setzen ist. Für den Fall, als die

^ zu setzen. Diese

~ = b und -p ■

B -j- fe

innere Wand keine Strahlung empfange, wäre a =

Grössen trage man auf einer Basis A B, Fig. 35, auf, und ziehe in C und D die Senkrechten, welche die Mauerflächen repräsentiren. Die Linie A B stellt rücksichtlich ihrer Tiefenlage, und zwar wie die Nullpunktslinie zeigt, t° unter Null, d. i. die äussere Temperatur —t dar, daher wir derselben die Benennung „Temperaturbasis” beilegen wollen.

Fig. 35.

E Temperatur T

\ Fl

---^-----«L,— —

\ !

^uUfiunkt^Lin Le.

_______

y Terrifier atu r-Basis j,

•WÊmB

Tcmjieraturt 7s"

<-

_c

Der Punkt E bezeichne die Innentemperatur. Es sei nämlich y = T — t. Die von E nach B zu ziehende Gerade vervollständigt das Dreieck A B E, aus welchem

291) . . tg s

AE T-

Y— folgt.

AB a -j-b -f- c

Die Dreiecke F G B, G DB und F F'G geben

FC FC 292) . . tgs — Q-g — b_{_c’

tg3 =

GD GD

DB

r» tgs

FG'_FG G'G~ b”

E F'

Die Vergleichung von 291) mit 289) und von 292) mit 290) ergiebt tgs = W, ferner

293) . . F C = T' — t, GD = t' —t, F G' = T' — t' und E F' = T — T' Zählt man die Grade von der Basis AB, d. i. von t nach aufwärts, so zeigen die Durchschnittspunkte F und G die Temperaturen

der Mauerflächen an, daher wir dieser Linie den Namen „Temperaturlinie” oder „Therme” beilegen werden.

Wir werden in der Folge die Abschnitte CF und DG immer mit x und x', dagegen AE mit y benennen, und erhalten daher y = T — t, x = T' — t und x' = F — t.

Hieraus ergeben sich die von Null nach aufwärts gezählten Temperaturgrade, nämlich T' = x + t und t'=x' + t

Die beiden Massstäbe für das Aufträgen der Temperaturen und der Widerstandssummanden, d. i. für die Ordinaten und Abscissen, wird man so wählen, dass man Abschnitte von entsprechender Grösse erhält, wie dies zur genauen Ausführung der Construction erforderlich ist. Die Grösse tg£ ist daher blos numerisch aufzufassen, da die geometrische Darstellung einem Zerrbilde entspricht.

Die Maximalabkühlung durch Windanfall, für welche wir in § 16, t' = t voraussetzten, lässt sich sofort durch Construction finden, wenn man DG = 0 setzt und die Therme DE zieht.

AE T —t

AD

Man erhält dann max W = tg£/ =

Es bezeichnet dann der Durchschnittspunkt G' die stärkere Abkühlung der inneren Mauer, welche nunmehr von AB, d. i. von t aufwärts gezählt gleich C G' ist, während sie früher gleich C F war.

Die Transmission eines einfachen Fensters stellt Fig. 36 dar. In diesem Falle ist gemäss unserer früheren Theorie e = 0, somit auch

Fig. 3G.

E TemfieratujiT

y    'Temp.erœtujr T'

---

~ — b = 0 zu setzen. Man hat daher bios a und c, sowie die Grösse

L

y = T — t aufzutragen, und die Therme EB zu ziehen; somit wird

für a = b wird cc' =

AE

oder T' — t =

AB a + b ^ (T — t), woraus T'

AE, d. i. x = ^

Li

folgt.

Luft

Tram

Warmstrom

:0015 = T)

fa

C,

0-174

Für Windanfall wird T' = t, d. i. T' — t = x = 0. Somit erhält

SämmtlicheResultate stimmen

AE

y_T —

man max W = t g e'

mit den früher auf rein algebraischem Wege erhaltenen überein. In Fig. 37 ersehen wir den Längsschnitt einer Tramdecke.

Fig. 37.

A C' a

otoac

Luft

Pflaster

Schutt

f3

0-47

213

0-015

0-025

1-7

2-581

0 24

0 093

! 581

0-485

0-08

0-165

CT    CT

e'

L'

e)'

L⁷⁷

0-095

0-60

ni

0-63

L'"

5-67 B -j- S

o'4io = a

A C stellt hier wieder die Temperatur-Differenz vor, welche die Luft unterhalb und oberhalb der Decke aufweist. A B ist die Temperaturbasis. Man kann nun sofort an jedem Durchschnittspunkte Ct, C₂, C₃ die Temperatur-Differenz gegen die Luft oberhalb der Decke aus dem betreffenden Abstande von der Basis A B ermessen. Wie aus der Nachweisung ersichtlich ist, welche der Figur beigegeben wurde, sind nicht die wirklichen Stärken e, e', e" der Schichten, sondern

C

tion erfordert. Trägt man aber jetzt die wirklichen Masse e, e' auf und behält die vorgenannten Abstände der Punkte C1? C₂ von der Basis AB bei, so gelangt man zur Fig. 38, in der sieb die Temperaturlinie als gebrochene Linie zeigt. Diese Darstellung lässt erkennen, wie bedeutend grösser das Temperaturgefälle DE im Holze als schlechter Wärmeleiter im Vergleiche zum Gefälle CD in der Stuccatur-

Fig. 38.

006 m

Pflaster

Schutt

ilttl

JE

=0 24 w

Tram

Wärmestrom

JD

!0025⁷"

Stuccadorung

schichte behufs Ableitung derselben Wärmequantität sein muss, indem letztere ein bedeutend grösseres Wärmeleitungsvermögen besitzt.

Diese graphische Methode eröffnet der Lösung thermischer Aufgaben ein weites Feld. Die nothwendige Einhaltung der Grenzen dieses Buches erlaubt es jedoch nur eine solche Anwendung an einem einzelnen Beispiele zu zeigen.

§ 57. Allmähliche Abkühlung eines Raumes nach Einstellung der Heizung. Wir wollen uns einen Raum von 225 cbm. Inhalt, 100 qm.

vollen Mauerflächen, 10 qm. einfachen Fensterflächen und 3 qm. Thürflächen denken, welcher nach allen Seiten der freien Luft ausgesetzt, aber vor Windanfall geschützt ist.

Die Mauern sollen 0"6 m. stark und die Fenster einfach sein. Nachdem somit alle Wandflächen gleiche Temperatur erhalten, so behebt sich ihre gegenseitige Strahlwirkung und wir haben demnach mit Rücksicht auf § 14

294) . .

B 213

0"470, anstatt

B + S’

ferner

295) . . b

0-6

L : e L 0 63

- — 0"952 und für die Aussenfläche

296) . .

= 0436

C B,+S 3-78 + 3-6 Die Widerstandssumme ist somit 297) . . a + b + c = l-558 und der Coefficient

7-38

298) . . k =

T—.

= 0-642

1-558

Für die Fenster haben wir wie 47)

299) . . k = 2’9, wenn dieselben vollkommen dicht sind, und für die Thüre nach Tabelle VI l

300) . . k=l-44

Nimmt man nun an, es habe eine Temperatur von

301)    . . t = —10° im Freien so lange angehalten, dass die Transmission durch die Mauer bereits in den Beharrungszustand kam, und setzt die Zimmertemperatur T = + 20°, so hat man

woraus

303) . . T' = +ll° für die Innen- und t' = — 7-4° für die Aussenfläche der Mauer erhalten wird.

302)    . . W = (20 + 10) 0-642 = 19-26 WE. per Stunde und per Quadratmeter. Mit Rücksicht auf 294) und 295) hat man W = 2T3 (T — T') = 2T3 (20 —T') und W= 7*38 (t' — t)= 7*38 (t'+20),

Die Transmission der Fenster und der Thüre beträgt nach 299) und 300) 10 qm . 2"9 = 29 und 3 qm. 1*435 = 4’3, zusammen 33’3, d. i.

304) . . 333 WE. per 1 Stunde und 1° Temperatur.

Nachdem die Fenster eine verschwindend kleine Masse besitzen, so tritt der Beharrungszustand der Transmission bei jeder Temperaturveränderung fast momentan ein. Auch die Masse der Thüre ist in Folge geringer Dicke unbedeutend, daher wir auch in Bezug dieser ohne merklichen Fehler die schnelle Veränderlichkeit des Beharrungszustandes annehmen können. Von der Permeabilität der Mauern sehen wir ab, indem wir uns vorstellen können, es sei dieselbe etwa durch einen Oel- oder Wasserglasüberzug unwirksam gemacht.

Wir nehmen im Weiteren an, dass ober- und unterhalb sich Räume befinden, die mit dem in Betracht stehenden gleichzeitig erwärmt werden und sich abkülilen. Es werden daher die Decken während des Abkühlungsprocesses ihre Wärme nach oben und unten abgeben und keinen massgebenden Einfluss ausüben.

Um den Gang unserer Untersuchung zu vereinfachen, sehen wir von der untergeordneten Rolle, welche die Decken bei der Abkühlung des Locales spielen, ab.

Die Luft nehmen wir annähernd für alle vorkommenden Temperaturen mit der Wärmecapacität von O’o an, und haben dann einen als constant anzusehenden Wärmegehalt des gesammten im Raume befindlichen Luftkörpers von

305) . . 225 cbm. X 0-3 = 67⁻5 WE. per 1°.

Die Wärmecapacität per 1 cbm. Mauerwerk und Einen Temperaturgrad setzen wir zufolge Tabelle zu Abschnitt I mit 206) . . 400 WE an.

Ax' =

Die Fig. 39 stellt stationären thermischen Zustand der Mauer dar, und wir denken uns ein Sinken der Zimmertemperatur um A y. Gleichzeitig wird auch die Mauertemperatur sinken und die neue Temperaturlinie wird mit der früheren das schraffirte Wärme-Element begrenzen, um welches die Mauer abgekühlt wurde. Aus der Aehnlichkeit der Dreiecke erhält man Ax:Ax' = b-fc:c und daraus c A x

b “{-• c

Durch Substitution aus 295) und 296) erhält man

307) . . Ax' = -

0T36 Ax

1-088

308) . . x' = 0-125 x Die Mitteltemperatur des Elementes ist

Ax-f Ax' Ax-j-0T2ÖAx 1*125

0T25ax. Ebenso erhält man

Ax

Mit Rücksicht auf die Mauerstärke von e — 0’6 m. und zufolge

306) erhält man

135 A x WE. als Wärmeverlust durch

309) . .

1^Ax.0-6.400 =

u

den Entgang des gedachten Temperatur-Elementes.

Wir nehmen nun eine Abkühlung des Zimmerraumes, dessen Beheizung momentan eingestellt sein soll, von fl- 20° auf 15°, d. i. um 5° an. Die Mitteltemperatur in der betreffenden Zeit A Z wäre daher

gleich    17-5°.

Die Differenz gegen die Mauerfläche, deren Temperatur wir während AZ als constant annehmen können, beträgt zufolge 303) 17"5—11 = 6-5° und die Differenz T — t gegen aussen beträgt 17-5+ 10 = 27-5°.

Mit Rücksicht auf die Gleichungen zu 303) und auf 304) giebt die Zimmerluft an die Mauer, dann an die Aussenluft durch Fenster und Thüre ab:

6-5° X2-13X 100 qm.. A Z = 1385 A Z und 27-5°. 33-3 A Z = 916 A Z

310) . . Zusammen 2301 A Z

Die Luft, welche diese Wärme abgiebt, kühlt sich, wie oben vorausgesetzt, dadurch um 5° ab und verliert daher zufolge 305)

311) . . 5.67-5 = 337-5 WE.

Fig. 39.

-<r------------

k—

kM

l>

.H

il

-h-

-■(r-

Durch Gleichsetzung erhält man 23.0T . A Z = 337'5 und daraus:

312)    . . a Z = 0*15 Stunden = 8’8 Minuten.

Nach Obigem dringen in die Mauer per 1 qm. ein: 6’5.2T3. aZ = 6-5.2T3.0T5 = 2-08 WE. Zufolge 302) transmittirt sie aber nach aussen 19"26.0T5 = 2*89 WE. Die Abkühlung der Mauer beträgt daher

313)    . . 2-89 —2-08 = 0-81 WE.

0-81= 135 a x,

Durch Gleichsetzung mit 309) erhält man

woraus sich

314) . . A x = 0’006° ergiebt. Dieser Temperaturverlust der inneren Mauerfläche ist daher noch verschwindend.

Wir nehmen nun eine weitere Abkühlung der Zimmerluft von 15° auf +11°, d. i. auf die gleiche Temperatur mit der Mauerfläche an. Die verglichene Temperatur ist daher i/₂ (15+11) = +13° und die mittlere Differenz gegen die Mauerfläche = 13 — 11=2°, gegen die Aussenhift dagegen 13 —f— 10 = 23°. Die gleichen Rechnungen wie früher führen zu folgenden Resultaten:

2.2*13.100. a Z = 426 A Z 23.33-3. aZ = 766aZ

1192 a Z

4°. 67-5 = 270

315) . . aZ = 270:1192 = 0-23 2.2-13.0-23 = 0-98, 19-26.0-23 = 4-43,

4-43 _ 0-98 = 3-45, 3-45 = 135 . A x

316) . . A x= 3-45:135 = 0-026°

317) . . Ax' = 0-125.0-026 = 0-003°

Man sieht aus 316) und 317), dass die Abkühlung der Wandflächen noch immer vernachlässigt werden kann. Zufolge 312) und 315) kühlt sich die Luft in der Zeit von

318) . . 0-15-f-0-23 = 0"38 Stunden auf die Temperatur der inneren Wandfläche ab.

Nun beginnt eine zweite Epoche der Abkühlung. Es sinkt nämlich die Zimmerluft in ihrer Temperatur noch weiter herab, empfängt jetzt von den höher temperirten Mauern Wärme und giebt dieselbe durch die Fenster und die Tliüre nach aussen ab. Es treten daher die Mauern in ein Stadium, in welchem sie nach innen und aussen abkühlen.

Fig. 40 veranschaulicht dieses Stadium. Wir nehmen nun ein bestimmtes Zeitintervall, nämlich etwa AZ = 7₂ Stunde an, und erhalten als Abströmung per 1 qm. nach aussen zufolge 302)

319) . . 19-26.AZ = 19-26. V₂ = 9-63 WE.

Nachdem nämlich die Abströmung nach aussen blos von der äusseren Mauertemperatur abhängig ist, und diese sich noch nicht merklich änderte, so können wir hier noch die Formel 302) benützen.

Hierbei gelangt das Wärme-Element BCDE oder annähernd BCDG zum Abflüsse. Dasselbe ist nach 309) gleich 135Ax, wobei dermalen unter Ax der Abschnitt DG verstanden ist. Die Gleichsetzung giebt 9.63 =135Ax oder

320) . . ax = 0-07° = GD

In der angenommenen Zeit aZ wird ein Wärme-Element DEF nach dem Zimmer seinen Abfluss finden, wenn durch die Verticale PE die Temperaturscheide dargestellt wird; von dem Punkte E dieser Linie fällt die Mauertemperatur nach rechts und links, und zwar nach Massgabe der Gefälle EB und EF.

Wir hätten demnach strenge genommen das nach aussen fliessende Element D E B C und nicht D G B C in Rechnung bringen sollen, allein es ist, wie schon erwähnt, der Unterschied bei Annahme des geringen Zeitintervalls von Y₂ Stunde ein verschwindender. Die genaue Rechnung erfordert ein Detail der um E herum befindlichen Construction im grossen Massstabe. Die Linie K J in beliebig angenommener Entfernung von 0’1 von der inneren Mauerfläche bezeichne die Grenze dieses Details. Die Aehnlichkeit der Dreiecke DKL und DH A giebt dann DK:KL = HA:DH oder 0"100: KL = L088 :21, woraus man

321) . . KL =

= 1-93 erhält.

21.0-100

1-088

Ferner erhält man aus der Aehnlichkeit anderer Dreiecke GD:LM = HA:JA, G D : L M = 1-088 :0-988 oder mit Rücksicht auf 320) und 321) 0’07 :LM = 1-088:0-988, woraus sich 322) . . L M = 0-06 ergiebt.

Fig. 40.

T= m°i TUir.

* T ?

c-fö—f

.K

Cr,

IL

IM

de"

y=zi -r.-zi

0W8

^0100'dfr-

<-

G\_i01952 =1)

0136

ii-ê

< —\b—b

(■088

0-988

k-

Das die Partie DLMF umfassende Detail mit Benützung der ad 320) bis 322) ermittelten Daten findet sich in Fig. 41 dargestellt. Es ist sehr zweckmässig, sich hierbei eines carrirten Papieres zu bedienen, weil dasselbe die Ausführung von Versuchsconstructionen auf die schnellste Weise ermöglicht.

In der vorstehenden Figur ist der Werth jedes horizontalen Intervalles, wie die Ablesungen auf D K zeigen, mit 0-004 als aliquoter Theil von b und der Werth jedes verticalen Intervalles mit 0 04° angenommen und darnach die Construction aufgetragen. Die Buchstabenbezeichnung correspondirt mit der in Fig. 40. Es entsprechen somit in Fig. 41 die Abstände D K und D G den vorberechneten Zahlen 0'1 und 0 07°. Nunmehr ist es nöthig, versuchsweise für die Temperaturscheide Q E eine gewisse Entfernung von der Mauerfläche anzunehmen und demgemäss sei V = 0*020. Wir haben nun das

Gefälle EF so zu ermitteln, dass der Abfluss des Elementes DEF in der festgesetzten Zeit von A Z = 0⁻5 Stunde erfolgen könne. In der vorliegenden Zeichnung ist jenes Gefälle so gewählt, dass es, bei F anlangend, ein Sinken der Mauertemperatur an der Innenfläche von D nach F, d. i. um 055° darstellt. Somit ist unser

.    Fig. 41.

emo

yow 3jP

anso omo

C060 (roso trm

? 0'00n

Aas

OSO⁰'

o OSO⁰

’\ :

'-Aar

0-00°'

i 0‘55J? OVO⁰

O’OO⁰

\ \-----1*"—*—

___±___

O O’OO⁰

< (y=0'020À

o 0‘6O°

o 0'8O° o roo° o f>2D°

° roo° o 1‘60° o rS0°

■8 2-00°

VflC'

jetziges Ax = 0,55°. Wir untertheilen dasselbe in den Punkten P und P' so, dass die Abstände DP und DP' gleich 020° und 0*40° werden. Das Gefälle EF erscheint in vorstehender Fig. 41 versuchsweise mit 0-11° angenommen, wogegen die interpolirten Gefälle Q,' P' und Q P, 0-08° und O04⁰ betragen.

0

Wir haben allgemein    wobei e= der gesammten Mauer-

stündlich per 1 qm.

Die mittleren Transmissionsfähigkeiten sind daher folgende:

Für Element DPR,    (0 —(— 2) = 1 WE.

328) . .

»    „    RPP'R', ~(2 + i) = 3 „

4-75 WE.

stärke ist. Für irgend eine senkrechte Mauerscliicbte von der Breite e', gleichviel ob sie gegen aussen grenzt oder sich inmitten der Mauer

befindet, hat man ebenso b' =

e'

Man hat daher L =

~ und L = q b    b'

woraus b:b' = e:e' folgt. Die Substitution der speciellen Wertlie ergiebt 0-952 : b'— 0‘6 : e', d. i.

323) . . e = 0-63V

Eine Senkrechte von R auf D F erhält die Länge von zwei Intervallen gleich 0,008 = b/.

Die dazu gehörige Wandstärke beträgt somit mit Rücksicht auf 324) . . e' = 0-63.0'008 = 0-005 m. = 5 mm.

Die Wärmecapacität des Elementes DPR beträgt hiernach und mit Rücksicht auf 306) per 1 qm. Wandfläche

|-D P X 0'005.400.1 qm.,= ~ 0-020.0-005.400 = 0-202 WE. Ebenso erhält man für D P' R' und DFE, respective ~. 0-40.0-015.0-63.400 = 0-756 WE. und

325) . .

~ 0-55.0-020.0-63.400 = 1-386 WE. Somit wird

IDPfR = 0-202 WE.,

326) . . PRR'P' — DP'R' —DPR = 0*756 —0*202 = 0*554 WE. und |P' R' E F = D E F — D R' P' = 1-386 - 0-756 = 0-630 WE. Zurückgehend auf die frühere Fig. 35 findet man aus dem dort

gezeichneten kleinen Dreiecke t g cp =

' h' ⁼ W ^E. Per 1 Stunde und 1 qm., wobei p' die Temperatur-Differenz bezeichnet.

327) .

P'

b'

= t g s = W, d. i.

Demnach entsprechen den Gefällen Q P, Q/P' undEF, Fig. 41, die Transmissionen von

0-04°

0-02°

= 2 WE.,

0-08°

0-02o

0-11°

-=4 WE. und Q,09O = 5-5WE.

»    »    P'R'EF i(4 + 5-5) =

stündlich per 1 qm.

Benennt man die Abflusszeiten dieser Elemente mit z, z', z", so erhält man aus 327) und 328) für Element

l.z =0-202 WE.

DPR.

3 . z' = 0-554    „

R P P'R',

und daraus

FR'EF, 4-75. z// = 0-630    „

z =0-202 •

z' =0-184 z" = 0-132 und

z —7j! —|- z// = 0’518 Stunde.

Unserer Yoraussetzung gemäss soll aber z-)-z/-|-z/' = aZ = 0 5St. sein. Der Fehler unserer Annahme beträgt daher 0-518 — 0-5 = 0-018 St. und kann vernachlässigt werden.

Hätte sich der Fehler grösser ergeben, so müsste das Gefälle F E sammt den interpolirten Gefällen P' Q,' und P Q geändert werden und wenn der sich dann herausstellende Fehler noch immer nicht entsprechend klein wäre, weiters im Wege der reguła falsi vorgegangen werden.

Unser Resultat entsprach aber, daher wir DF =0-55° = A x beibehalten werden.

Wie aus Fig. 40 zu ersehen ist, war im Beginne von A Z x = 21° und es wird nun x = 21—0-55 = 20-45° sein.

A

Der Mittelwerth während A Z beträgt daher x--= 21 — 0'275

= 20-725°.

Die mittlere Temperatur der Zimmerluft wird sein

Ay

Mit Rücksicht auf B = 2T3 haben wir hiernach als Transmission

der Mauer nach der Zimmerluft

[20-275 - (22 — ^)] 2-13 . A Z

I—0-275 -j-    2‘13. ^ WE. und dieselbe muss gleich sein dem

abfliessenden Wärme-Elemente D F E, d. i. zufolge 325) gleich P386 sein.

Aus der

Gleichung ^— 0 275 -}—    2-13 . ^ = 1*386 finden wir:

329) . . Ay = 3T5°

Durch das Sinken um A y verliert die Zimmerluft zufolge 293)

330) . . 67-5.3-15 = 212-6 WE.

Zufolge 305) beträgt die von der gesammten Wandfläche an die Zimmerluft übergehende Wärme

331) . . 100 qm. 1-368 = 138-6 WE.

Es ergeben sich daher mit Rücksicht auf 330)

332) . . W = 212-6 + 138-6 = 351*2 WE., welche durch die Fenster-und Thürflächen in das Freie gelangen sollen.

Mit Rücksicht auf 329) beträgt die mittlere Zimmertemperatur (von der Aussentemperatur nach aufwärts gezählt)

ĄT — 21.

2

Die Transmission nach aussen stellt sich daher zufolge 304) mit 333) . . W'= 19-425.33-3. aZ = 19-425.33-3.-= 323-1 WE.

~ = 19-4250

heraus. Bei vollkommener Genauigkeit soll W—W' = 0 werden. Wir erhalten aber zufolge 332) und 333)

334) . . W — W' = 351 —323 = 28 WE.

Der Fehler von 14 WE., welcher sich ergiebt, wenn man den Mittelwerth V₂ (W-j-W') = 337 WE. annimmt, ist jedoch so geringfügig, dass er vernachlässigt werden kann.

Eine bedeutende Differenz würde ein Beweis dafür sein, dass die Annahme von V = 0-020 beträchtlich gefehlt gewesen sei und es müsste dann die ganze Rechnung mit einem anderen V versucht werden, und wenn das Resultat noch nicht entspräche, nach der Methode der reguła falsi weiter vorgegangen werden.

Wir haben uns nun für den nächsten Zeitabschnitt A Z wieder die Grössen x, y und die neue Lage der nach aussen gehenden Therme zu bestimmen. Wir haben nach dem Früheren

335) .

— 21 — 0-55 = 20-45° und y = 21 —3-15 = 17-85°

Fig. 42 stellt das jetzige thermische Stadium dar. Wenn wir zu x = 20*45 das Gefälle von E F, Fig. 40, d. i. 0-11° hinzugeben, so erhalten wir das in obige Figur eingetragene J D = x" = 20-45 -j- 0-11 = 20-56°.

Man erhält als stündliche Transmission nach aussen per 1 qm.,

= 19*25 WE., daher sich gegen 302) diese Transmission

J D_20-56

JA 1-068 kaum änderte. Für A Z = 0⁻5 ergiebt sich

336) . . W = 0-5.19-25 = 9-625 WE., entsprechend dem abfliessenden Elemente D C B E.

Aus der Aehnlichkeit der Dreiecke erhält man D E : C B = JA:MA oder Ax":Ax'= 1-068 : 0-136, woraus

337) . . Ax' = 0-127ax" resultirt.

Das Element D C B E entspricht daher nach ähnlicher Berech-

(A x" -f- A x')

A x"-f- 0*127 Ax"

nach Substitution aus 335) von

. 0-932.252 WE.,

welches gleich dem ad 336) ermittelten sein muss, woraus

338) . . Ax" == 0-07° folgt.

Fig. 42 giebt Ax" : A x'" = P068 : 0-988, somit 0‘07:Ax"' = 1‘068 :0-988, woraus

338 a) . . A x'" = 0-065° erhalten wird.

Die für Ax" und Ax'" erhaltenen Werthe, in E Q" und MM', Fig. 41, aufgetragen, giebt die neue Therme Q" M'.

Um ganz allgemein die weiter zu befolgende Methode zu zeigen, nehmen wir irgend ein späteres Stadium an, etwa dasjenige, welches

Fig. 42.

T"

y=iy85

*---0100—*—0852.

2)

.! F

Z /A Le"

æ=20 4s

Jff

A a?!’

ff

£C=.2J0’S6

Ai»'

0988

-X

1068

~T

mm

-i-o-

i?

<------1-----O 952----------i f—

Æ?<?2

-0136

*r

- 1088

nach Verlauf von 12 Stunden eintritt. Für aZ nehmen wir jetzt 5 Stunden an.

Im Beginne dieses östündigen Intervalles ist die Abkühlung nach Berechnungen, die der Verfasser durchführte, bis zu den in Fig. 43 gezeichneten Thermen D B und B K vorgeschritten, und die Temperaturscheide ist bereits tiefer in die Mauer, nämlich bis BM auf die Distanz AB = 0T00 zurückgewichen.

Die weitere Bechnung erfordert eine Annahme fürAx, etwa D J = 0‘93°. Dadurch ergiebt sich Punkt J. Mit Festhaltung desselben ist nun jenes Gefälle JH auszumitteln, welches den Abfluss des Elementes DBGJ in der Zeit von 5 Stunden bewirkt.

Die in Fig. 43 eingezeichnete Linie JH steigt um 0‘47° bis zu ihrem Durchschnitte H mit der Temperaturscheide und trifft in ihrer Verlängerung bei G die Therme FL. Diese letztere aber muss vorher für eine Zeit von 5 Stunden nach der ad 325) bis 328) vorgetragenen

Fig. 43.

0'020

O'OÿJ

I

0V40 OVffO 0V80 Jj'wtoo O’iSO

omo o'iso

0‘ISO

OSO⁰''

0'41°

Û3JL.

\D

0'60°%

Ax=093

-4

W*it

-4

rso⁰'-

K-

T.Vi°

mo0>'

T60°K

Methode ermittelt werden. Die Verbindung der Punkte G und B schliesst das vorgenannte Element.

Nach den schon ad 312 entwickelten Grundsätzen und mit Rück

sicht auf Fig. 43) äquivalirt dasselbe per 1 qm. Wandfläche einem Betrage von

339) . .

. 0-097 -f

°-00Go ₀.g7|

252 = 22-71 WE.

Die Gefälle der Thermen D B und J H sind 0‘41° und 0"47°, also im Mittel 0⁻44°, daher ihnen ein stündliches Transmissionsvermögen per 1 qm. von

F ehler.

0 44

339 a) . . W' =    • 5 = 22-68 WE. zukommt.

Somit haben wir W — W' = 0-032 WE. als zu vernachlässigenden

Wie früher und mit Rücksicht auf 329) erhalten wir nun, wenn zufolge vorausgesetzter Vorberechnung sich zu Anfang des Intervalles y =14*77 und x = 16-96° ergab,

[(

16-96 —    — |l4-77 —    2*13.5 = 22-71, d. i.

340) . . A y = 0-82°, ferner 341) . . 100.22-71+ 67-5.0-82 = 2326 WE., endlich

342) . . (y —-g-) 33-3.5= (14-77-0-41) 33-3.5 = 2391 WE.

Somit ergiebt sich zufolge 342) blos eine Ungenauigkeit von 2391 — 2326 = 65 WE., die vernachlässigt werden kann, widrigenfalls man durch Versuche und Anwendung der reguła falsi die Rechnung wiederholen müsste, wollte man eine grössere Genauigkeit haben.

Zufolge erhaltener Resultate rückt die Temperaturscheide nunmehr von H nach G (Fig. 43) zurück.

Nach dieser Methode sind alle aufeinanderfolgenden Elemente zu ermitteln. Allerdings gestaltet sich die gesammte Berechnung in Folge der häufigen Versuchsoperationen langwierig, was aber deshalb weniger in Betracht kommt, weil es sich hier nur um eine Darstellung von Abkühlungsgesetzen für einzelne Fälle, oder gewissermassen um ein Resultat der Forschung, nicht aber um Rechnungen handeln kann, die in der Praxis in oftmaligen Wiederholungen Vorkommen.

Aus Fig. 44 ist die Gestalt der Abkülilungscurve zu ersehen, welche sich während einer Zeit von 67 Stunden ergiebt. Sämmtliche Bezeichnungen sind analog den früheren gewählt. Die Zeiträume sind in senkrechter Colonne eingeschrieben. Jedes Intervall hat in horizontaler Richtung den Werth von 0-009 als aliquoten Theil von b und in senkrechter Richtung den Werth von x/^. Man sieht, dass die ersten vier Intervalle von je V₂ Stunde eine Abkühlung der inneren Wandfläche von zusammen 1-54°, entsprechend einer Stunde geben; wogegen im letzten Intervalle von der 47. bis zur 67. Stunde auf die einzelne

11-19 — 9-23

Stunde nur noch

20

0'98° entfallen. Die stündlichen Abkühlungen werden immer kleiner und laufen der Nulle zu. Die hierzu

erforderliche Zeit, d. i. die Zeit für die gänzliche Abkühlung auf die Aussentemperatur ist eine unendlich grosse. Man entnimmt ferner Fig. 44, dass die Temperaturgefälle der einzelnen Elemente nur wenig divergiren und im Anfänge grösser sind, wie z. B. 1.1, 2. II, etc., dann aber kleiner werden und zuletzt in eine Horizontale übergehen würden. Endlich ersieht man, dass die Temperaturscheide, am Ende der ersten halben Stunde im I, blos um V = (H320, d. i. zufolge

aus

Fig. 44.

0-200

000

0000 0‘0/0 000700/S0’0f/ 0000 00700070 007/0090 0000 07777Y/7 0700 07fJ0M4 0/00 0/00 077/0/00 07000/00

0 55

_ZE~

oj ¹

s° r93%r s

jt

2S2°J- '--

3°

4° twP¹/-

job

5°

i35°é-

10

6° x

6S5°M-

JC\

7°

8°

20

9°

323

fJL

X!

>0°

x 20 Stunden

X1T

11°    <y-12

1119 °-

XI, XII wird daher in ihrer letzten

311) um 0 02.0’63 = 0-013 m. = 13 mm. in die Mauer reicht, immer tiefer zurücktritt, jedoch in abnehmendem Verhältnisse, so dass im letzten Intervalle, ungeachtet dasselbe 20 Stunden umfasst, die Verbindung der äussersten Punkte XI und XII schon der Verticalen sich nähert. Die Curve I, II Fortsetzung eine verticale Tangente erhalten.

Aus der Gestalt dieser Curve ist auch zu entnehmen, dass die Temperaturscheide über den Punkt XII nicht mehr beträchtlich nach rechts rücken kann. Die Horizontaldistanz von XII bis 12 ist im Sinne der unter b verstandenen Grössen gleich OT26. Dies entspricht

einer Tiefe von 0*63.0 126=0*079 m. = 8 cm. Annähernd in dieser Tiefe wird sich die Temperaturscheide auch für die späteren Zeitabschnitte nahe constant erhalten.

Bezüglich der abnehmenden Temperatur der Zimmerluft sei bemerkt, dass die detaillirte Rechnung Abkühlungen um 4*97°, 6 23° und 12*78° von y = —|—11° nach abwärts in den Zeiträumen von respective 5, 12 und 67 Stunden ergiebt.

Sehr interessant gestaltet sich der Vergleich des Wärmeverlustes während einer Abkühlungsperiode zu dem bei permanenter Heizung.

137 WE.

•    176 „

313 WE.

Die Transmission durch Thür und Fenster beträgt während des ersten Intervalles von A Z = 0*15 zufolge 310) 0*15.916 = . und während des zweiten 0*23.33*3.0*23 = .

Daher zusammen in 0*38 Stunden

Eine hierauf noch 5 Stunden dauernde Abkühlung giebt als Summe der wie ad 341) und 342) berechneten Einzelverluste 2840    „

343) . . Summa 3153 WE. Die Aussenfläche der Mauer giebt in 0 38 Stunde zufolge 290)

732 WE.

ab 19*26.0*38.100 qm. =...........

. . 9521    „

344) . . Summa 10253 WE.

In den weiteren 5 Stunden summiren sich die nach einzelnen Intervallen berechneten Wärmeverluste zu

Hätte aber die Heizung in diesen 5*38 Stunden permanent func-tionirt, sö jiätte die Transmission durch Thür und Fenster zufolge 304) 345) . . 33*3.30°. 5*38 = 5375 WE. und die Wärme-Abgabe der äusseren Wandfläche zufolge 302)

346) . . 19*26.100 qm. 5*38 = 10361 WE. betragen.

Man entnimmt aus diesen Ergebnissen, dass der Wärme Verlust durch Fenster und Thüre, wie 343) und 345) zeigen, während der 5*38stündigen Abkühlungszeit um 4 Percent geringer als bei gleicher Beheizung sich darstellt; dagegen zeigen die von der äusseren Mauer-fläclie ausgehenden Abkühlungen zufolge 344) und 346) kaum einen erheblichen Unterschied. Weitere Aufschlüsse zur Klarstellung des Unterschiedes einer permanenten und intermittirenden Heizung ergeben sich, wenn man auch das thermische Verhalten der Wand bei dem Aufheizen einer Untersuchung unterzieht.

Es ist noch zu bemerken, dass der Berechnung ein höherer Grad von Genauigkeit gegeben wird, wenn für jedes Zeitintervall der Transmissions-Coefficient entsprechend der Strahlungswärme der Wände rectificirt wird.

Eine solche Rectification wurde in den Berechnungen, auf welchen die Abkühlungsdarstellung Fig. 44) beruht, auch grösstentheils berücksichtigt. Aus dem durchgeführten Beispiele ist zu entnehmen, dass die graphische Methode eine reichhaltige Anwendung bei wichtigen Problemen gestattet. So z. B. ermöglicht es diese Methode die Grenzen aufzufinden, innerhalb welcher sich die Thermen in der Mauer bewegen, wenn die Heizung keine permanente ist, sondern täglich auf eine gewisse Zeit, allenfalls zur Nachtszeit, unterbrochen wird.

dar

Beharrungszustandes. Man gelangt auf diese Weise zur Kenntniss der Wärmeverluste bei intermittirender Heizung. Eine weitere Aufgabe besteht in der Ermittlung der Zeit, welche erforderlich ist, um die abkühlende Wirkung des Windes durch die ganze Mauer hindurch bei verschiedenen Mauerstärken zu verbreiten. Für den Zweck

Solche Grenzen stellen einen relativen Beharrungszustand zum Unterschiede des bis jetzt vorausgesetzten absoluten

dieses Buches mag diese Hindeutung auf die bis jetzt noch nicht gelösten Probleme genügen, zu deren Klarstellung die graphische Methode führt.

Wärme-Abgabe verschiedener Heizflächen.

§ 58. Ausmittlung des Transmissions-Coëffieienten für Dampf- und Wasserheizfläclien. Nachdem bekanntlich die an einer Heizfläche sich erwärmende Luft aufsteigt, so ist die Temperatur-Differenz zwischen umgebender Luft und der Heizfläche am oberen Ende eine geringere, unter der Voraussetzung einer durchaus constanten Temperatur der Heizfläche. Es wird daher die obere Partie der Heizfläche weniger transmittiren. Die Coöfficienten der Tabelle VI b sind schon mit Rücksicht auf diesen Umstand für einen Mittelwerth der Transmission gegeben. Das Maximum der Transmission per 1 qm. findet daher im untersten Theile der Heizfläche statt. Wenn dieselbe eine Länge = 1 hätte,

so würde man, um 1 qm. zu bilden, die Höhe h = y zu nehmen haben,

und der betreffenden Tabelle VI b den Werth von B entnehmen, welcher der Höhe h entspricht.

Wenn wir nun für h den kleinsten Werth annehmen, auf den Peel et selbst in den von ihm berechneten Zahlen der Tabelle VI b reflectirt, so hätten wir z. B. für senkrechte Rohre min h = 0,5 m. zu setzen. Für eine Temperatur im Rohre vonT = 100° und eine Temperatur in dem zu erwärmenden Raume von t = 20°, mit welcher die Luft am unteren Ende der senkrechten Heizfläche anlangt, somit für T —1 = 80°, erhielten wir nach genannter Tabelle, wenn der Halbmesser blos zu 0025 m. angenommen und der

cylindrische Heizkörper in senkrechter, Stellung gedacht wird, W' = 122-6 . 3⁻47 = 425-422 WE. und es ergäben sich per 1° Differenz 425-422

80

= 5-32 WE.

Die Strahlung berechnet sich, bei gleicher Differenz der Temperaturen, zufolgeTabelleVIa mit 118"5. P04.3 36 = 414 886 WE. für eine Oberfläche aus Gusseisen oder mit 118*5.1 04. 3"71 = 457 -2204WE., wenn die Oberfläche mit einem Anstriche versehen ist. Der Strahlungs-Coëfficient bewegt sich daher innerhalb der Grenzen

457-22

414-086

80

5-17 WE. und

80

= 5-71 WE.

per 1°.

Der gesammte Transmissions-Coefficient ist sonach: k = 5-32 + 5-17 = 10-49 WE. bis k = 5-32+ 5-71 = 11-03 WE.

Strenge genommen hätte man aber für die Strahlungstemperatur das Mittelmass der Wand- und Fenstertemperatur in Rechnung nehmen sollen. Je nach der Aussentemperatur ist diese aber eine verschiedene. Im Falle bei grosser Kälte das gedachte Mittelmass gleich -{-10° wäre, so hätte man T —1 = 100 —10 = 90°, und es ergäbe sich analog zu den früheren Resultaten

185-3.0-96.3-36 = 494-5 und 185-3 .0-96.3-71 = 546-0 WE.,

494 5

546

= 6-24 und

6-82, so dass

k = 5 32-j-6-24 = 11*56, eventuell k = 5-32 -f- 6*82 = 12-14 würde, was gegen die obigen Werthe ein Plus von 10 Percent ergäbe.

Wenn wir in obiger Weise für stehende und liegende Cylinder und auch für senkrechte Wände, einmal für die Differenz von 80°, wie solche bei Dampf- und Heisswasserheizungen oft vorkommt, und dann für T — t = 60° — 20° = 40°, den Warmwasserheizungen entsprechend, eine Berechnung der Transmissionen durchführen, so gelangen wir zu (Seite 300) folgenden Resultaten.

Die obigen Coëfficienten geben somit Werthe von k = 10 bis 11-5 WE. per 1° Temperatur-Differenz und 1 qm. für die Stunde, wenn das wärmende Medium eine Temperatur von 100° hat. Nimmt man 3 Atmosphären Dampfspannung entsprechend einer Temperatur von 134° an, so beträgt die Temperatur-Differenz 114° und es giebt die ähnliche Rechnung bei Annahme von S = 3‘71 für k den Werth 12"4 WE. Giebt man die vorerwähnten 10 Percent hinzu, so erhöhen sich die genannten Coëfficienten der Reihe nach auf k = 11 bis 12'6, k = 13’6 und k=9‘4 bis 10’8. Bei 40° Temperatur stellen sich die Coëfficienten der vorstehenden Tabelle merklich geringer heraus, nämlich nur mit 8"5 bis 9"8 WE.

somit

80

80

Temperatur-Differenz = 100ü — 20° = 80u

Oberfläche aus Gusseisen

Dimension

Object

in

ohne

mit

Meter

Oelanstrich

| h = 05 \ l r== 0 025 1 r — 0 05 h = 0T

Temperatur-Differenz = 60° — 20° — 40°

Stehender Cylinder .

Liegender Cylinder . Senkrechte Wand .

5 32 -{- 517 = 10-49WE.

4    32 + 517= 9-49 „

5    79 + 517=10-96 „

5 32-4-571 = 11-3 WE.

4- 32+5-71=10-03 „

5- 79+ 5-71 = 11-50 „

| h = 0-5 ) 1 r = 0-025 j r = 005 h = 0T

4 25+ 4 37 = 9-89 WE.

3- 68+4-37 = 8-05 „

4- 93+4-37 = 9-30 „

Stehender Cylinder .

Liegender Cylinder. Senkrechte Wand .

4-52 +4-83=9-35WE.

3- 68+4-83=8-51 „

4- 93+4-83=9-76 „

Anmerkung. Die vorstehenden Transmissionszahlen wären nach der obigen Annahme um beiläufig 10 Percent zu vermehren, wenn man für den Betrag der Strahlung nicht die Luft, sondern die Wand- und Fenstertemperaturen als massgebend in Rechnung zieht.

Für den ersteren Fall, welcher hei Dampf von 100° eintritt, fand Redtenbacher 12 WE. Käuffer fand denselben eher noch etwas grösser, so dass er die Anwendung desselben auch dann noch als zulässig findet, wenn das Dampfrohr nicht ganz luftleer ist und über dem Rohre durch einige Staubabiagerung die Transmission beeinträchtigt wird. Prof. H. Fischer’s Experimente mit Heisswasserröhren zeigten den gleichen Coöfficienten von k = 12. Diese Ergebnisse stimmen mit unseren Berechnungen sehr gut zusammen. Wenn das Rohr senkrecht gestellt wird, so tritt eine lebhaftere Luftbespülung der Heizfläche und somit eine vermehrte Ueberführung der Wärme ein.

Sobald aber das Rohr eine gewisse Höhe erreicht, entfällt dieser Vortheil, weil die oben anlacgende Luft schon so erwärmt ist, dass ihre Temperatur-Differenz gegen das Rohr bereits erheblich abgenommen hat. So z. B. giebc die Tabelle VI & für horizontale und verticale Cylinder, wenn sio einen Halbmesser von +4 m. haben, bereits die nahezu gleichen Werthe von 2T0 und 2T1 für B, wenn die Höhe des Cylinders 10 m. erreicht.

Prof. H. Fischerfand denTransmissions-Coëfficienten von Dampfrohren mit k = 17T, wenn die Lufttemperatur der allgemeinen Umgebung als Basis genommen wird; dagegen k = IST für verticale Rohre, wenn die Lufttemperatur zunächst des Rohres in die Rechnung eingeführt wird. Dem Coöfficienten k=17 stimmt für Verticalrohre von geringer Höhe auch P. Käuffer hei. In der Praxis findet der Coefficient k=10, nämlich bei Dampfheizungen, häufige Anwendung.

Will man bei Ausmittlung der Heizflächen zwar sicher gehen, aber doch auch die begünstigenden Umstände in Rechnung ziehen, so müsste der Coefficient für jeden speciellen Fall besonders ermittelt werden.

Man müsste aber bei Bestimmung der Wärme-Ausstrahlung, wie wir dies bereits gezeigt haben, nicht die Temperatur-Differenz der Heizfläche gegen die Luft, sondern gegen die Temperatur j ener festen Obj ecte in Rechnung nehmen, welche den wesentlichsten Tlieil der Wärmestrahlung aufzunehmen haben. So z. B. wird der Strahlungseffect ein grösserer gegen die kühlere Fläche einer Aussenmauer als gegen die Scheidemauer eines beheizten Raumes sein.

Man wird daher die Strahlung nach der Temperatur-Differenz mit der gegenständlichen und die Emission nach der Temperatur-Differenz der Luftumgebung ermitteln.

Endlich müsste noch in Betracht gezogen werden, ob man es mit einem Einstrom, Parallel- oder Gegenstrom zu thun hat und das nach Obigem erhaltene Resultat noch etwas zu rectificiren suchen.

§ 59. Einfluss der Neigung von Heizflächen und Heizkörpern auf die Transmissionsfähigkeit. P. Käuffer hat nützliche Versuche über die Leistung von Heizflächen mit Rücksicht auf ihre Lage vorgenommen und dieselben im „Rohrleger” 1878, Nr. 22, 23, 24, publicirt. Bei Annahme eines allgemeinen Coöfficienten von k = 12 fand er, dass die untere Hälfte eines horizontalen Rohres mit k'=16 und die obere Hälfte mit k" = 8 transmittire, so dass der obige Coefficient aus dem verglichenen Werthe von k = y₂ (8-]-16) = 12 entstehe. Er fand ferner, dass bei einem rechteckigen Rohre die untere horizontale Fläche mitk = 16, die obere horizontale Fläche mit k=4 und beide senkrechte Seitenflächen mit k=14 tr&nsmittiren.

Für ein quadratisches Rohr wäre dann verglichen

k =    ^ -f- 4 == 12, übereinstimmend mit dem Coöfficienten des

4    ’

horizontalen Cylinders.

Eine schief unter 60° gegen den Horizont geneigte Fläche trans-mittirt nach oben mit circa k=ll.

Für die Transmittirung bei ungünstigster Lage der Heizfläche, nämlich bei horizontaler Richtung und Erwäimung nach oben, lässt sich auch aus den Péclet’schen Versuchen ein Grenzwerth abstra-hiren, wenn man bedenkt, dass die Wärme-Abgabe durch Luftberührung nicht ganz verschwinden kann und daher in jedem Falle die

Transmission grösser sein muss als der Betrag der ausstrahlenden Wärme. Nimmt man nun das Heizmedium zu 100°, die Luft zu -j- 15°, somit die Differenz T — t zu 100 —15 = 85° an, so giebt die Tabelle VI a für eine verrostete Eisenfläche als Ausstrahlung den Betrag von v₂ (118-5 -}- 139-2) 3*36 = 432-4 WE. an, daher der Coefficient k in jedem

432-4

Falle grösser sein müsste als

Käuffer fand denselben aber, wie oben bemerkt, blos mit k = 4, mithin noch kleiner als 5*1. Diese differirenden Ergebnisse müssten noch durch Versuche aufgeklärt werden.

Die horizontalen Rohre werden von der sich erwärmenden Luft durch zwei nach rechts und links gefheilte Ströme in ihrer unteren Hälfte umspült, und es steigen diese Warmströme beiderseits auf. Der obere Theil eines horizontalen Rohres kommt aber blos mit theil-weise schon erwärmter und auch mit verdünnter Luft in Berührung. Letztere entsteht dadurch, dass die beiderseits aufsteigende Luft benachbarte Lufttheilchen mitreisst, deren Stelle von expandirter Luft eingenommen wird. Die erwähnten Umstände reduciren offenbar die Leistungsfähigkeit des oberen Tlieiles der Horizontalrohre.

Aehnliche Erscheinungen, jedoch in verstärktem Masse treten bei Horizontalrohren mit rechteckigem Querschnitte ein.

Wenn man nicht den Coëfficienten k=12, sondern etwa den geringeren k=10 zu Grunde legen wollte, so müsste man die obangegebenen Partial-Coëfficienten proportional vermindern.

Besteht ein Heizobject theils aus geraden, theils aus runden Flächen und ist dasselbe mehr oder weniger gegen den Horizont geneigt, so bieten die angegebenen Partial-Coëfficienten verwendbare Daten für die Ermittlung des durchschnittlichen Transmissions-Coëffi-cienten. Wir nehmen z. B. einen rechteckigen Querschnitt von 0⁻5 m. Höhe und 035 m. Breite an und erhalten mit Benützung der früher angegebenen Zahlen per 1 Currentm. Länge, in dem Falle, als das Rohr unter 30° geneigt wäre, folgende Transmissionen:

035 qm. untere, weniger als G0° geneigte Fläche à ^ = 14-5    5'08

Li

2.0*5 = 1 qm. senkrechte Flächen à 14

4+11

0-35 qm. obere geneigte Fläche à —^—

85°

5-1

14

7-5 . .

2-63

von

Zusammen 1*7 qm. .    .    2P71

Daraus ergiebt sich ein vergleichender Transmissions-Coefficient 21-71

1-7

= 12-52 WE.

Wäre aber im gegebenen Falle die Rechnung nicht auf einen allgemeinen Transmissions-Coëfficienten von k = 12, sondern auf k=10 zu basiren, so würde man als verminderten Werth aus der Proportion 1252 : k' = 12 :10, k' = 10-4 WE. per 1 qm., 1° Temperatur-Differenz und 1 Stunde erhalten.

§ 60. Transmissions-Coefficient von Kesselheizfläclien. Wir nehmen jetzt den Fall der Kesselfeuerungen oder der Ofenschlangen einer Heisswasserheizung in Betracht, in welchem die Luft (die Feuergase) das heizende Medium bildet.

Wenn man die Temperatur-Differenz vonT— t — 320 — 100 = 220° einer Differenz von T — t = 25 — 15 = 10° gegenüberstellt, welch letztere bei etwaiger Abkühlung des Apparates Vorkommen kann, so erhält man aus den Tabellen Via und VIb als Transmission durch Luftberührung 426-7 B und 9-4 B; ferner durch Strahlung 616-5. P92 S = 1184 S und 1P2 S.

426-7 B

Es repartiren sich hiervon auf je einen Grad Temperatur-Differenz

11-2 S

220

9-4 B

= 1-9 B und = 0-94 B, ferner

1184

220

S = 5-4S und

10

= 1-12 S

Daraus ist zu entnehmen, dass bei 220° Temperatur-Differenz die auf einen Grad entfallende Transmission bezüglich der Luftberührung circa das Zweifache und bezüglich der Strahlung circa das Fünffache im Vergleiche zu der Quote beträgt, welche sich bei 10° Temp eratur - Differen z ergiebt.

Fällen l-9B-j-5-4S = k,

Nachdem sich aber der Transmissions-Coefficient aus beiden Theilen zusammensetzt und in unseren eventuell 0-94B -\- 1-12 S = k sein wird, so sieht man, dass der Coefficient in den vorausgesetzten Fällen innerhalb weiter Grenzen sich bewegen muss; da die Temperatur der heissen Gase im Beginne und an dem Punkte, wo sie den Kessel verlassen, eine bedeutende Verschiedenheit haben. Redtenbacher setzt als Mittelwerth k = 23.

§ 61. Redtenbacher’sclier Coefficient. Die Formeln, auf welchen die Berechnung der Peclet’schen Tabellen Via und VIb beruht, sind nur bis zu gewissen Grenzen der Temperaturen verlässlich. Wir wollen diese Formeln jedenfalls nur bis zu jener Temperatur-Differenz gebrauchen, welche Péclet selbst acceptirt und die nach genannten Tabellen 250° beträgt. Wenn wir bei Annahme ven 80° Temperatur des Wassers im Kessel einer Warmwasserheizung die Rechnung nach den Zahlen dieser Tabellen durchführen und unter Einhaltung vorbesagter Grenze T — t = 330° — 80° = 250° setzen, so erhalten wir für die Wärme-

5632-63

Emission durch Luftberührung W = 449'6.2‘77 = 1383-89 WEV wobei für die von den Yerbrennungsgasen berührten Theile der Kesselwand der Coefficient 2‘77 entsprechend dem Werthe von h = 0-4, genommen wurde. Die Strahlung berechnet sich, unter der approximativen Annahme einer Temperaturgleichheit des strahlenden Mauerwerkes der Feuercanäle und der Feuerluft, und wenn eine nicht verrostete Heizfläche vorausgesetzt wird, mit 812-3 . P65.3T7 = 4248"74 WE.

Die gesammte Transmission beträgt demnach 1383-89 + 4248-74 = 5632-63 WE. per Quadratmeter und der Transmissions-Coefficient

= 22‘5 WE., also dem Redtenbacher’schen

stellt sich mit k

250

Coëfficienten, k = 23, beinahe gleichkommend heraus.

§ 62. Beziehung dieses Coëfficienten auf Heisswasserrohre. Die Anwendbarkeit dieses Coëfficienten bei kleinen Werthen von T—t, wie solche bei Wasserheizkörpern Vorkommen, steht mit den Resultaten der Péclet’schen Tabellen nicht im Einklänge.

Wenn Redtenbacher diesen Coëfficienten dennoch auf die Heizobjecte von Heisswassersystemen anwendete, dabei aber die viel kleinere innere Rohrwand als Heizfläche annimmt, so dürfte dies eher als Behelf angesehen werden, weil die Anwendung des Coëfficienten von k = 23 auf die Aussenfläche zu übergrossen Resultaten führen müsste.

Die Heizwirkung eines Perkinsrohres müsste offenbar auch bei constantem inneren Durchmesser abnehmen, wenn man die Rohrwand schwächer machte, weil dadurch die factische Heizfläche eine kleinere würde. Dagegen müsste die Heizwirkung zunehmen, wenn solche Rohre mit Rippen hergestellt werden könnten. Denn die Innenfläche des Rohres vermag vom circulirenden heissen Wasser reichlich Wärme aufzunehmen und nach der Aussenfläche zu leiten, und nur von dieser letzteren ist es abhängig, welchen Theil sie vermöge ihrer Beschaffenheit und Grösse an die Luft zu übertragen vermag. Hiernach ist die äussere Fläche, d. i. die eigentlich heizende Fläche für den Heizeffect massgebend.

Wir nehmen nun den inneren Durchmesser eines Heisswasserrohres zu 23 mm., die Rohrstärke zu 6 mm., somit den äusseren Durchmesser zu 35 mm. an. Das Rohr soll eine freie horizontale Lage haben.

0"0175m. ist,

0-035

Man erhält dann aus Tabelle VI b, weil r = —^—

0-0382 0-0175

Nimmt man die Lufttemperatur zu20° und die des Wassers einmal zu 60° und einmal zu 150° an, so erhält man für T — t = 60 — 20 = 40° aus Tabelle VI b und 52-2.4-241 =221*38 WE, ferner aus Tabelle VI b 50T . L04.3'36 = 175 05 WE., daher zusammen 348) 221-38+ 175-05 = 396-43 WE. per 1 qm. und 1 Stunde.

Ebenso für T —1=150—20 = 130°

349) . . 223-1.4-241+239-3.1-04.3-36=946-17 + 836-11 = 1782-28 WE.

Der Rohrumfang ist 0T1 m., daher entspricht einem 1 m. Rohr die Heizfläche von 0-11 qm.

Mit Rücksicht auf das Vorige haben wir daher für T—1=40° . . . 43-6 WE. per 1 m. und für T —1= 130° . . . 196T WE. per 1 m.

3Q6-43

Die Coëfficienten sind daher für 40° Differenz, k = ———

⁷    40

= 9-91 per 1 qm. und k' 1782-28

43-6

-jjj 109 per 1 m. und für 150° Differenz 196-1

= 1"51 per 1 m.

Im grossen Durchschnitte hat man daher k= 11"85 per 1 qm. und k' = L3 per 1 m.

§ 63. Verschiedenheit der Ileizflächenwerthe, wenn Luft, Wasser oder Dampf das Heizmedium bilden. Die Transmission von heisser Luft durch eine Heizfläche an die Luft eines zu beheizenden Raumes müsste mit Hilfe der Tabellen Via und VI& ermittelt werden. Man müsste vorerst eine Temperatur T' der Heizfläche annehmen, welche gegen innen T — T' und gegen aussen T' — t als Differenz gäbe, auf Grund welcher nach genannten Tabellen die Transmissionen zu bestimmen wären, nämlich die Wärme-Abgabe der Heissluft an die innere Fläche der Heiz wand, und die Wärme-Abgabe dieser letzteren an den zu beheizenden Raum. Stimmen die beiderseitigen Resultate nicht überein, so müsste dieselbe Rechnung mit einem anderen T' versucht, und wenn durch dasselbe noch keine hinreichende Uebereinstimmung erzielt wäre, im Wege der reguła falsi weiter vorgegangen werden.

Das Wasser, welches im Vergleiche zur Luft eine vielfache Dichtigkeit (circa die 770fache) und daher eine grosse Wärmecapacität besitzt, vermag einer Heizfläche mit grosser Schnelligkeit Wärme zu entnehmen. Wird nun in einem solchen Falle der Heizfläche der Wärmeverlust entsprechend schnell ersetzt, so vermag sie eine enorme Leistungsfähigkeit zu entwickeln. Die schnelle Wärmezufuhr wird erzielt, wenn das heizende Medium aus Dampf besteht, indem derselbe durch beständiges Condensiren und schnelles Zuströmen stets eine ergiebige Speisung der Heizfläche bewirkt.

150

= 13⁻71 per 1 qm. k' = —.

150

Ueber die ziffermässigen Transmissionsverhältnisse, welche hierbei eintreten, wird im Abschnitte der Dampfheizung gesprochen.

§ 64. Gerippte Flächen. Prof. H. Fischer veröffentlichte in Dingler’s polytechnischem Journale, 1878, Band 228, Heft 1, vergleichende Versuche mit einem gerippten und einem glatten Dampfrohre und fand den Coëfficienten für die glatte Fläche mit k = 18*1 und für die Kippenflächen mit k' = 7‘6. Somit ergab sich 350) . . k' = 0*42k

Wir stellen hier k' als Function von k dar, um für jeden beliebigen allgemeinen Transmissions-Coëfficienten k das entsprechende k' finden zu können. Bei Berechnung des Transmissionsvermögens eines gerippten Rohres hätte man daher auf die Theile des glatten Rohres zwischen den Rippen den Coëfficienten k und auf die seitlichen Rippenflächen den Coëfficienten 0’42 k anzuwenden.

Die Rippen hatten einen Vorsprung von 45 mm., an der Basis und an der Kante respective die Breite von 10 mm. und 5 mm., und es waren deren 8 rings um das Rohr in radialer Richtung angegossen. Das Rohr selbst hatte einen äusseren Durchmesser von 100 mm. und eine Wandstärke von 10 mm.

Käuffer stellte mit Heizflächen von der Grösse eines Quadratmeters, an welche Rippen angegossen waren, Versuche an. Derselbe brachte die Rippen in die senkrechte Stellung. Er legte für die glatte Fläche den Coëfficienten k = 14 zu Grunde und fand für eine mit 45 mm. vorspringenden Rippen versehene Heizfläche 22T84 WE. per 1 qm. und 1° Temperatur-Differenz. Mit Rücksicht darauf, dass die vorhanden gewesenen 22 Rippen 45 mm. von Mitte zu Mitte entfernt waren und an der Basis eine Stärke von 12 mm. hatten, lässt sich der ebene Theil der Grundplatte, sowie die Rippenfläche leicht berechnen. Man findet 0‘736 qm. ebene Fläche, welche 14.0’736= 10‘304 WE. abgiebt, wonach für die Rippen noch 22T84 — 10-304 = 1T880 WE. verbleiben.

1 qm.

= 5’68 WE. ergeben.

5-68 , —. ■ k

Die beiderseitigen Rippenflächen betragen, wenn man auch die Kantenbreiten von etwa 5 mm. einrechnet, 2-09 qm., daher sich per 11-88

2-09

= 0-406 k, d. i.

Wir erhalten somit k' = - . .

14

351) . . ky = 0⁻41 k fast genau mit dem Resultate, welches Professor H. Fischer fand, übereinstimmend.

Käuffer stellte mit vier verschiedenen Rippengrössen Versuche an, wobei alle Einzeldimensionen dieselben blieben und der Unterschied blos auf den Vorsprung der Rippen beschränkt blieb.

Diese Versuche sind beschrieben im „Rohrleger” 1878, Nr. 22, 23, 24, und führen in der vorangedeuteten Weise zu folgenden Ergebnissen:

Werth von k'

Rippenvorsprung

352) . .

85 mm 45    „

30

20 „

Wir erhalten ferner:

Rippenflächen

Rippenvorsprung

= 0-32 k = 041 k = 0-47 k k' = 0-55 k

2*09 mm. ... 45 mm. . .

Wärme-Abgabe

11-88 "~WE.

O co

3-85    „

Den über 45 mm. Vorsprung hinausgehenden Streifen der 85 mm. messenden Rippen, mit der Breite von 40 mm., kommt daher der Antheil von 17 458 —11*880 = 5*578 WE. zu, und zwar bei einem

Flächenmasse von 3*85— 2*09 = 1*76 qm.

Man hat somit

R.R7Ö    q.17

,    = 3*17 WE. und das betreffende k' = —r-r-k

1*76

14

= 0 23 k.

Wenn wir uns nun die Rippen von 85 mm. Vorsprung in parallele Streifen theilen, von der Grundplatte begonnen mit den Breiten von 30—20=10, 45 — 30=15 und 85—45 = 40 mm., so erhalten wir auf dem eben gezeigten Wege folgende Resultate:

Breite

Rippen-Ausmass Wärme-Abgabe Coefficient

20 mm. .    . 0*99    qm.    .    .    . 7*605 .    .    k' = 0*55 k

30 — 20 = 10    „    .    .0*44    „    .    .    .1*736.    .    k' = 0*28k

45 — 30 = 15    „    .    .0*66    „    .    .    .2*539.    .    k' = 0*28k

85 — 45 = 40    „    .    .1*76    „    .    .    .5*578.    .    k'=0*23k

Aus den Ergebnissen 352) und 353) ist der bedeutende Effect ersehen, welchen die Rippen von 20 mm. Vorsprung geben und der in dem Coëfficienten k'=0*55k Ausdruck findet. Grössere Vor-

zum grösseren Materialbedarf nicht mehr

353) . . ■

zu

Sprünge bieten im Vergleiche denselben Nutzen, indem das Aequivalent, welchem rücksichtlich des vermehrten Effectes eine Verbreiterung von 20 auf 30 bis 45 mm. zukommt, nur k' =0*28k beträgt, und auf 0*23 k für einen noch weiteren Zuwachs des Vorsprunges von 45 auf 85 mm. herabgeht. Offenbar werden bei hoher Temperatur der Grundheizfläche auch weit vor-

ihren Kanten noch ausgiebig mit Wärme ver-

springende Rippen bis sorgt und der Wärme-Abgabe noch entsprechend nutzbar sein. Käuffer stellte daher eine Scala für die noch mit entsprechendem Vortheile anzuwendenden Rippenvorsprünge auf, die wir nachfolgend beifügen:

20*

ZU

Temperatur der Heizfläche

Rippenvorsprung¹

Max. 90 mm.

Zum mindesten 400°........

» ⁷⁰ » »    6⁰    77

354) . .

circa 300°........

circa 200° und darunter . .

Die Wirkung der Rippen wäre eine ausgiebigere, wenn sie von allen Punkten die Wärme frei ausstrahlen könnten. Allein ein grosser . Thei'l des Effectes geht durch gegenseitiges Bestrahlen der Rippen verloren. Man könnte zwar zwischen den Rippen Blechflächen hereinragen lassen, welche gewissermassen als Strahlenfänger dienen und die empfangene Wärme an die Luft abgeben, doch wird man dies gewöhnlich vermeiden, weil dadurch die Apparate an Einfachheit ein-büssen.

Es ist leicht einzusehen, dass glatte Heizflächen einen Hitzegrad annehmen werden, welcher mit der Temperatur des heizenden Mediums übereinstimmt, weil die Wärme-Abgabe an die Luft verhältniss-mässig langsam vor sich geht, so dass eine beständige Sättigung der Heizflächen mit Wärme eintreten muss. Durch Anbringung von Rippen werden aber die Heizflächen mit ergiebigen Wärme-Ableitern versehen, wodurch die Temperatur der Kernflächen herabgemindert wird und insbesondere die Rippenflächen eine mildere Temperatur erhalten. Denn die Ergiebigkeit des Nachströmens der Wärme reicht nicht mehr aus, um die Rippenkörper ebenso wie die einfache Heizfläche in gesättigtem Zustande zu erhalten. Unter übrigens gleichen Umständen wird daher die zu erwärmende Luft bei gerippten Heizkörpern mit durchschnittlich minder erhitzten Flächen in Berührung kommen. Der wesentlichste Vortheil gerippter Heizkörper ist aber jedenfalls in der Raumersparung zu suchen. Glatte Heizobjecte müssen grössere Dimensionen zur Erzielung desselben Effectes erhalten, was dort, wo mit dem Raume ökono-misirt werden muss, oft auf Hindernisse stosst. Die Erzeugung glatter Heizkörper ist aber wegen einfacherem Gusse eine billigere, daher die Ersparung an Materiale die Mehrkosten des schwierigeren Rippengusses kaum aufwiegen wird.

§ 65. Transmissionswerthe verschiedener Heizflächen. Aus den gewonnenen Resultaten wurde die Tabelle VIq zusammengestellt. Sämmtliche Formeln wurden ganz allgemein auf einen mit k benannten durchschnittlichen Transmissions-Coëfficienten deshalb basirt, weil derselbe, wie wir gesehen haben, innerhalb gewisser Grenzen schwankt.

Wir fügen dieser Tabelle noch eine zweite, mit Vir benannte über verschiedene Transmissionsfälle an, die wir dem „Handbuche der Architektur”, und zwar der darin von Prof. H. Fischer über „Heizung und Lüftung” gelieferten Abhandlung entnehmen.

Einstrom-, Parallelstrom- und Gegenstromheizung.

§ 66. Eilistromheizung mit Wärme-Abgabe des Stromes. Wir haben schon früher erörtert, dass die Wärme-Abgabe eines Heizkörpers in seinen höheren Partien mit der Erwärmung der ihn bestreichenden Luft abnimmt.

Es geht aber bekanntlich nicht alle vom Heizobjecte ausgehende Wärme sofort in die Lufthülle über, welche sich an der Heizfläche nach aufwärts bewegt, sondern es geht jener Theil, welcher die Ausstrahlung bildet, durch die Lufthülle hindurch und erwärmt die umgebenden festen Gegenstände, auf welche sie trifft, wie z. B. die Zimmerwände. Wir nehmen aber hier den Fall in Betracht, in welchem die Luft den vollständigen Träger der entwickelten Wärme bildet, die an ein zu erhitzendes Medium abzugeben ist. Dieser Fall tritt annähernd bei einer Kesselfeuerung ein. Die Luft giebt zwar einen Theil der Wärme an die Wände der Feuercanäle ab, die aber durch Rückstrahlung wieder zur Kesselheizfläche gelangt und von dieser absorbirt wird. Ein verhältnissmässig geringer Theil der Wärme entweicht durch das Kesselmauerwerk nach dem Heizraume, von dem wir aber im nachfolgenden Calcule absehen wollen. Ein ähnlichesVerhältniss findet bei ummantelten Heizkörpern statt, wenn der Mantel so eingerichtet ist, dass er möglichst wenig Wärme ausstrahlt. Denn auch in diesem Falle ist die Luft, welche durch den Raum zwischen Ofen und Mantel aufsteigt, annähernd die vollständige Trägerin der Wärme, welche vom Ofen abgegeben wird.

Wir wollen vorerst den Fall einer Kesselheizung in Betracht ziehen und annehmen, dass die Wassertemperatur im Kessel eine ziemlich gleichförmige sei. Somit denken wir uns das Wasser mit seiner verglichenen Temperatur -f-1° in Ruhe, wogegen die Feuergase anfänglich mit dem Hitzegrade T₀ die Kesselwände bestreichen und zuletzt mit +Tn den Kessel verlassen, um durch den Schornstein abzuziehen. Wir haben daher einerseits Ruhe, andererseits Bewegung, und heissen diese Art der Heizfunctionirung eine Einstromheizung.

Nebenstehende Fig. 45 bringt diese Annahme-schematisch zur Veranschaulichung. Der warme Strom wird auf dem Theil seines Weges von m bis m -j- 1 eine Temperaturverminderung von Tra bis Tra + 1

erfahren, somit eine mittlere Temperatur von

Tm-f-Tm + l

mittlere Temperatur - Differenz von

Medium besitzen. Das Wärmequantum, welches durch den Wandtheil von mbism-f-1, d. i. durch f qm. per Stunde hindurchgeht, wird

T- :jr-n und eine t gegen das obere

Coëfficienten bezeichnet.

Nimmt man ferner an, es betrage das Gewicht des heizenden Mediums, welches stündlich vorbeizieht, Q kgr. und es sei die specifische Wärme desselben = w, so findet ein Verlust von Qw(Tm — Tm + 1) WE. statt, während die Heizfläche von m bis m 1 bestrichen wird Wir haben daher die Gleichung

355) . . (-

t) f k = Q w (Tm — Tm + 0

Die gesammte Abkühlung der stündlichen Quantität des Heizmediums wird sein Qw (T₀ — Tn) WE. und diese muss gleich sein dem stündlichen Wärmebedarfe W, nämlich 356) . . Qw (T₀ — Tn) = W

und durch Substitution in355)

T₀-Ta

Hieraus erhält man Qw =

Fig. 45.

mrt

d ali er

Tm -f- T m !

tjj f k betragen,

wenn k den Wärmetransmissions-

Jleizfläche

T    T

O    Tlh

T Wärme-Abgabe

m-rl

t₇₁

t) k =

(Tm — Tm ,)

T₀ — Tn

Wir wollen nun einen speciellen Fall annehmen, nämlich die Kesselheizung eines Warmwassersystemes und folgende Daten zu Grunde legen: T₀ = 1000, Tn = 300 und t = 80.

Durch Substitution in 357) erhalten wir dann nach einiger

Réduction

Tm — Tm + 1 W 350    ' f k

Wir nehmen nun die erste Partie der Heizfläche von 0 bis 1 in Betracht und denken uns die Distanz 0 bis 1, respective die Heizfläche f so gross, dass eine Temperaturabnahme der heissen Gase um 50°, d. i. von 1000° auf 950° vor sich gehe. Dann haben wir in Gleichung 358) zu substituiren :

m == 0, m -{- 1 = 1, Tm = T₀ = lOOO, Tm+1 = Tt=950, und erhalten

358) . . Tm + Tm+1 —160 =

359) .

=12530

Wir werden nun die Fläche f als constant beibehalten und, wie es üblich ist, die Grösse k als Durchschnitts-Coëfficienten ansehen.

Dann bildet der Bruch

W .

fk

eine constante Grösse. Wenn wir die-

selbe in Gleichung 358) einführen und die erforderliche Réduction vornehmen, so gelangen wir zu dem Ausdrucke

360) . . Tm + 1

87 Tm 4-400

92 .

Nun kann man schichtenweise vorschreitend die Temperaturabnahmen der Heizgase bestimmen, welche bei Bestreichung von je f qm. entstehen. Zu diesem Ende ist als erster Werth T₍₎ = 1000° zu setzen. Man erhält dann für m = 0 aus Gleichung 360) Tt = 950; ferner

87.950-f 400

für m = l, Tra = Ti = 950 T₂ =

92

903°

In dieser Art fortfahrend gelangt man schliesslich zu den 87.321 -f-400

87.308+400

296°

= 308°undT₂G

Gleichungen T₂₅ =

Da die letzte Temperatur Tn nach der gemachten Annahme = 300° sein soll, so findet die Ausnützung der Verbrennungsgase bis auf diesen Grad zwischen dem 25. und 26. Intervalle statt. Wir setzen daher n = 26 und erhalten als Erforderniss eine Heizfläche von

26 W

12530 k 481 k

Nach Redtenbacher ist k = 23 zu setzen, daher wird

92

92

F = 26 f und mit Rücksicht auf 359) F =

481.23    11063

-, wofür gewöhnlich

gesetzt wird.

361) . . F

1100

Die Annahme eines gleichen Transmissions-Coöfficienten wäre aber selbst dann, wenn die Temperatur-Differenzen zwischen dem Wasser und den heissen Gasen an den verschiedenen Stellen des Kessels immer dieselben sein würden, keine ganz richtige, weil die Grundtemperaturen nicht die gleichen sind.

In dem vorliegenden Falle ist im Beginne des Kessels T — t — 1000—80 = 920° und am Ende T —1 = 300—80 = 220°, daher die Verschiedenheit der Temperatur-Differenzen eine sehr grosse ist.

diesem Temperaturgrade annähernd richtig seien.

Die Péclet’sclien Tabellen Via und VI& reichen aber weitaus nicht bis T = 1000, und es steht in Frage, ob die Péclet’schen Formeln überhaupt bis zu Wir werden daher das gewählte Beispiel nach einer anderen annähernden Methode behandeln, indem wir von der Voraussetzung

ausgehen, dass 1 qm. Kesselfläche per 1 Stunde 15 bis 25 kgr. Dampf zu erzeugen vermag. Bezeichnet F die Kesselfläche in Quadratmeter, W die per Stunde zu entwickelnden Wärme-Einheiten und entnimmt man der Formel-Tabelle zu Abschnitt I die latente Wärme des Wasserdampfes mit 536-5 WE., so erhält man

15.536-5

bis

bis

13413

25.536-5    8048

Es entwickelt daher 1 qm. Kesselheizfläche per Stunde 8048 bis 13413 WE. Welchen dieser Werthe oder welchen Mittelwerth man zu nehmen hat, kann man nach den Anhaltspunkten beurtheilen, welche die Tabelle b des XII. Abschnittes angiebt. Man entnimmt aus derselben, dass für einen massig geschonten Kessel 16-66 k zu nehmen seien.

Hiernach hätte man F =

16-66.536-5 — 8908

oder rund F =

9000

Nimmt man aus obigen Resultaten

8048

und

13413

das Mittel,

so erhält man F =    ^ übereinstimmend mit dem schon ad 361) ge

ll OO

fundenen Werthe, der sich auf den Redtenbacher’schen Coëfficienten k = 23 basirt. Es ist daher möglich, dass Redtenbacher sich diesen Coëfficienten aus der bekannten Dampferzeugungsfähigkeit der Kessel herausrechnete, woraus aber hervorgeht, dass eine Anwendung desselben auf gewöhnliche, unter Einwirkung geringerer Temperatur-Differenzen vorkommender Transmissionsfälle nicht zu rathen ist.

§ 67. Eiiistromheizuiig mit Wärme-Aufnahme des Stromes. Wir haben jetzt angenommen, dass das fortströmende Medium die Wärme abgebe, nun wollen wir annehmen, dass dasselbe die Wärme aufnehme, das beheizende Medium sich aber in Ruhe befinde.

Ein solcher Fall tritt bei Warmwasseröfen ein, wenn wir das Wasser annähernd als stillstehend betrachten und dasselbe mit einer Mitteltemperatur T in Rechnung ziehen. Der Luftstrom, innerhalb eines den Heizkörper umgebenden Mantels nach aufwärts sich bewegend, am unteren Punkte mit der Temperatur tn, sodann oben mit t₀ Grad anlangend, bildet das sich erwärmende Medium, wie dies in Fig. 46 versinnlicht ist.

Ganz auf gleiche Weise wie oben gelangt man zu den Gleichungen

j 1 —tm + W>] fk=Qw(tm — tm + 1) Qw(tu —t₀)=W.

Für t₀ = 35°, ti — 30°, t„ = 20° und T = 70° erhält man, nachdem vorher t., = 24-3° und t₃ = 17-8°= annähernd tn; f

225 k

bestimmt wurde.

Obige 3 Intervalle erfordern daher an Heizfläche

362) . . F = 3f

225 k

Wir haben uns hier erlaubt, ein durchschnittliches k anzunehmen, weil die Temperatur-Differenzen T — t₀ und T — tn nicht sehr bedeutend abweichen. Ferner haben wir von der Unrichtigkeit abgesehen, welche dadurch entsteht, dass einTheil der Wärme

Fig. 46.

durch den Ofenmantel in Folge der Strahlung entweicht.

§ 68. Parallelstromlieizung. Wir gehen nun auf den in Fig. 47 dargestellten Fall über, in welchem das heizende und das Wärme aufnehmende Medium ihren Abzug nach gleicher Richtung nehmen, d. i. auf den Fall einer Parallelstromheizung.

Die Temperatur - Differenz in der Strecke von m bis m -f- 1 beträgt Tm-f- Tm + 1 U-j-tm

mil

mH

A-S daher sich analog

ZU

355) die Gleichung f fl- Tm + 1

ljk = Qw (Tm

Tra+1) ergiebt.

Wenn wir mit Q' das Gewicht des Wärme empfangenden Mediums per Stunde und mit w' dessen specifische Wärme bezeichnen, so haben wir ebenso auch

363)

Fig. 47.

af

■    „i. ,•_jw*

jleiz'fläehe

T T\

rn\

j T ^ Wärme zÆbcfcibe Tn

364)

tm    fm -f

k = Q'w' (tm+

tm)

f

In gleicher Wbise wie ad o56) erhält 365) . . W = Qw(T₀

366)

Durch Substitution von 366) in 363) und 364) ergiebt sich

Qw = 7p-

x0

man

Tn) und W=Q'w'(tn

7p- und Q'w'

n

t„—1₀

t₀) oder

367) . . Tm + Tm + 1

Tm+_1

hieraus folgt wieder

2 W Tm fk T₀ —T,

2 W tm+1 — tm fk tn —1₀

und

368)

Tm + 1

tm + l fm

T,

tn t₍j

§ 69. Gegenstromlieizung. Für das Gegenstromprincip mit der Bewegungsrichtung nach den in Fig. 48 angedeuteten Pfeilen erhält man ganz auf dieselbe Weise wie im vorigen Paragraph die Grund-gleicliungen

369)    (    ₂

Tm + T

+}

tm -f~ tm _[_

Tm+1)

Q'w' (tm — tm+1)

70)    . . W=Qw(T₀-Tn)

71)    . . W = Q'w' (t₀—tn)

Der Unterschied gegen die Gleichungen 364) und 365) besteht nur darin, dass jetzt die Temperaturen t von rechts nach links ab-

Fig. 48.

CO CO

-<r

Ol

\/m-,

ft

OM

m&M

eizfläche

T₀ TĄ

Tn

nehmen, daher tm — tm+1 und t₀ — tn anstatt tm+1 — tm und tn —10 geschrieben werden müssen.

Die betreffenden Gleichungen sind daher:

2 W Tm — T

372) . . Tm -j- Tm+t — tm — tm+1

fk T₀ — Tn

und

373) . .

Tm — T

T — T o ■Ln

to tn

Denkt man sich nun die Differenz T₀ — Tn in n gleiche Intervalle getheilt, so bezeichnet Tm — Tra+1 eines dieser Intervalle und

es wird (T₀ — Tn) i

hiernach geht 368) über in

(To T„)    fjn + l    tm

oder — n

374) . . tm+1 —tm= i(tn —1₀)

T₀-Tn

tn t₀

tm -f- 1 tm

tn tQ

d. i.

Man erhält aus 374)

• Im +1 - hn | (tu tg )

£(T„-T„)

375) .

m -f-1

Obige Voraussetzung giebt 376) . . T

Wenn die Werthe 375) und 376) in 367) substituirt werden, so

erhält man

377) .

— tm) — i[(T₀ — Tn)-j- (tn —1₀)] für das Parali el-

stromprincip. Und bei dem gleichen Vorgänge rücksichtlich der Gleichungen 372) und 373) erhält man

378) . . |T£ = n (Tm — tm) —

to l-*-

[(T₀ — Tn) — (t₀ —1„)] für das Gegen-

stromprincip.

Indem wir hiermit einen eigenen Weg gegangen sind, gelangten wir zu obigen Gleichungen, die in richtiger Anwendung uns interessante Aufschlüsse über das Wesen des Effectes der Heizflächen von Calorifères geben werden.

§ 23 des IX. Ab-

Eine solche Anwendung findet sich in dem zu Schnittes gegebenen Beispiele.

VII. ABSCHNITT.

Natürliche und künstliche Lüftung.

Luftdurchlässigkeit der Wände.

§ 1. Luftdurclilässigkeit der Wände. Wir müssen vorerst jene Lufterneuerung betrachten, die sich von selbst einstellt, und benützen hierzu die Versuche, welche Dr. v. Pettenkofer in München anstellte.

Derselbe fand in einem Zimmer von 75 cbm. Inhalt, welches er für seine Versuche wählte, dass die Luft bei geschlossenen Fenstern und geschlossener Thüre sich in jeder Stunde einmal gänzlich erneuere. Als aber alle Fenster- und Thürfugen luftdicht vermacht wurden, betrug die Lufterneuerung in jeder Stunde immer noch ³/₄ des Zimmerraumes. Dieses Resultat ergab sich bei — 1° Aussentemperatur und 18° Zimmertemperatur, mithin bei 19° Temperatur-Differenz.

Zur Ermittlung des Luftwechsels bediente er sich der Kohlensäuremessungen. Lässt man nämlich eine bekannte Quantität dieses Gases in das betreffende Locale einströmen, so mischt sich dasselbe mit der vorhandenen Zimmerluft. Bliebe nun diese Mischung unverändert, so läge darin ein Beweis, dass keine Luftveränderung vorgekommen sei. Zeigt aber die chemische Untersuchung der Zimmerluft, dass der künstlich erzeugte Kohlensäuregehalt allmählich sich

4

verringert, und zuletzt bis zu dem geringen Quantum von pro mille,

d. i. bis zu dem Beisatze herabsinkt, welchen auch die atmosphärische Luft enthält, so beurkundet dies offenbar ein Eindringen der äusseren Luft in das Locale; und aus der Geschwindigkeit, mit der die Kohlensäure verschwindet, lässt sich die Grösse des Luftwechsels approximativ bestimmen.

Die Lufterneuerung fand daher durch die Ziegelwände hindurch statt. Da die Mauern leicht von Feuchtigkeit durchdrungen werden und die Luft einer ungefähr 770maligen Verdünnung des Wassers gleicht, so zieht dieselbe umso leichter durch die Mauerporen.

Diese freiwillige Ventilation ist unbeständig, weil sie von der Differenz der äusseren gegen die Zimmertemperatur abhängig ist und auch in Relation mit dem Winddrucke steht. Dieselbe hört nahezu auf, sobald die betreffende Mauer durch Witterungseinflüsse feucht wird, weil die Feuchtigkeit den Luftdurchgang durch die Poren versperrt. Auch das Materiale des Mauerwerkes, der Anstrich, die Tapezierung etc. und die Mauerstärken sind zu berücksichtigen. Da die Thüren und Fenster nicht luftdicht schliessen, so tragen sie ebenfalls zur freiwilligen Ventilation bei.

Dr. v. Pettenkofer hat die leichte Luftdurchlässigkeit der Poren an einem Stücke trockenen gewöhnlichen Mörtels nachgewiesen, dessen cy lindrische Umfangtiäche mittelst Wachsüberzug luftdicht umhüllt war.

An die obere sowie an die untere Basis setzte derselbe Blechtrichter luftdicht an. Indem er nun mit dem Munde ohne Anstrengung durch den einen Trichter Luft einblies, strömte dieselbe an der Mündung des anderen Trichters, also das Mörtelstück passirend, ungehindert aus, und zwar so bedeutend, dass dadurch eine Kerzenflamme in die horizontale Richtung gebeugt werden konnte.

§ 2. C. Lang’s Versuche hierüber. Der Physiker C. Lang hat in einer Abhandlung über natürliche Ventilation sehr interessante und wichtige Resultate seiner Forschungen über die Permeabilität von Baumaterialien veröffentlicht. Die uns interessirenden Ergebnisse sind in der für den praktischen Gebrauch eingerichteten Tabelle VII a zusammengefasst.

§ 3. Windstärken. Nachdem, wie die Formel (Tabelle VII a) zeigt, der Luftdruck p einen Factor der durchgehenden Luftmenge bildet, so wird als Ergänzung noch die Smeaton’sche Tabelle VII l> über die Windstärken dienen.

§ 4. Beispiel über die Permeabilität bei Windanfall. Wir nehmen eine Ziegelmauer von 045 m. Stärke an und wollen die Lufttransmission per 1 qm. Mau er Oberfläche während eines Sturmwindes berechnen. Dabei nehmen wir an, dass die in das Locale eindringende Luft andererseits durch Poren, Ritzen, Thürfugen etc. ohne bemerkens-werthen Widerstand einen Ausweg finde.

Für diesen Fall finden wir aus Tabelle VII a für Ziegel c = O203 und für Mörtel c = 0-907.

Laut Anmerkung in dieser Tabelle kann ein Fünftel als Mörtelmasse angenommen werden; mithin

c = 0-907

4 Theile Ziegel zu 4 c = 0812 1 Theil Mörtel „

1-719

giebt als Mittelwerth Vs 1-719 = 0-344 Ferner ist aus Tabelle VII & für einen Sturmwind der Luftdruck per 1 qm. 72-74 kgr. zu entnehmen, daher wird

72-74

!) - • P = ₁₍)ööO kgr‘ per 1 qcm‘; ferner ist

2)    . . ^ = 10000 qcm. und

3)    . . d = 0*45 m.;

0-344.

, 10000

= 55 6 cbdcm. Luft per Stunde und

4) . . Q

mithin wird nach der in Tabelle VII a angegebenen Formel 72-74 10000

0-45 per Quadratmeter.

Im Falle diese Mauer im Innern mit Leimfarbe überkleidet wäre, hätte man nach gedachter Tabelle blos circa die Hälfte in Rechnung zu nehmen, nämlich ¹/₂ 55"6 = 28 cbdcm. per 1 Stunde und 1 qm.

Wäre die Mauer in Folge längeren Regens durchnässt, so wäre laut Tabelle blos circa V₄ zu nehmen, nämlich V₄ 55'6 = 14 cbdcm. per 1 Stunde und 1 qm. Wandfläche.

In diesem Falle würde daher die Tapezierung kein Hinderniss bilden, weil ihre mit 28 cbdcm. berechnete Durchlässigkeit grösser ist, als die der durchnässten Mauer.

Hierbei ist zu bemerken, dass die Abnahme der Permeabilität bei nicht vollständiger Durchnässung der Mauer eine geringere ist; und zwar in dem Masse eine geringere, als die Mauer weniger mit Wasser gesättigt ist.

§ 5. Beispiel über die Permeabilität bei Windstille. Wir werden nun dasselbe Beispiel aber für den Fall der Windstille beibehalten und voraussetzen, dass der Luftdurchgang blos durch den Druck erfolge, welcher aus der Temperaturverschiedenheit sich ergiebt. Die Aussentemperatur sei —10° und die Innentemperatur -f- 20°. Denkt man sich an irgend einer Stelle der Mauer einen Luftgang nach aussen, so ist die Druckdifferenz nach den Normen zu berechnen, welche im Abschnitte III gegeben worden sind.

Wenn wir den Fall annehmen, dass keine künstliche Ventilation eingerichtet sei, so wäre eine mittlere Annahme zu Grunde zu

legen, indem man die betreffende Stelle der Wand in mittlerer Zimmerhöhe in’s Auge fasst, die von aussen durch eine Kaltluftsäule von 2 m. Höhe und von innen durch eine ebenso hohe Warmluftsäule gedrückt wird. Dabei ist die Gleichgewichtsregion in die Deckenhöhe verlegt.

Reducirt man die äussere und innere Säule auf 0°, so erhält man nach Tabelle III c 2 m. T038 — 2 m. (>932 = 0212 m.

Der Druck per Quadratmeter ergiebt sich daher mit Rücksicht auf das specifische Gewicht der Luft mit 0-212.1*298 = 0275 kgr. Analog zur Relation 4) erhält man 0-275

0-344

5) . . Q =

10000

10000

0-45

= 0-2 cbdcm. stündlich per Quadratmeter

Mauerfläche.

§ 6. Verschiedene Einflüsse auf den Luftwechsel durch Mauerporen. Es wirken noch anderweitige Factoren auf die Durchdringlichkeit ein, deren Einfluss noch nicht ziffermässig festgestellt ist, übrigens auch nicht massgebend sein kann. So z. B. hat man gefunden, dass wärmere Luft an und für sich schon, also abgesehen von der Druckwirkung, leichter durch die Poren zieht. Ferner kommt auch das Mischungsbestreben ungleichartiger Luft (die Diffusion) in Anbetracht, wonach äussere und innere Luft durch die Mauerporen in Wechselwirkung treten und dadurch den Luftdurchzug begünstigen.

Pettenkofer nach der Methode der Kohlensäure

§ 7. Differenzen derRechniingsergehnisse. Schulze undMaerker fanden bei einer Temperatur-Differenz von 19"3° eine Lufttransmission durch Ziegelwände von 2*83 cbm. per 1 qm. Wandfläche und 1 Stunde. Dieses Quantum übertrifft ganz gewaltig das in obigem Beispiele bei einer Temperatur - Differenz von 30° mit nur 0-2 cbdcm. berechnete. Selbst das für den Luftdruck eines Sturmwindes mit 78‘9 cbdcm. gefundene Quantum steht vor genanntem Versuchsresultate noch weit zurück. Auch die eingangs angeführten, von Dr. v.

messungen durchgeführten Versuche geben weitaus grössere Resultate. Denn die Wandflächen des benützten Versuchszimmers dürften etwa 50 qm. betragen haben und die Lufterneuerung bei 19° Temperatur-Differenz betrug ³/₄ 75 = 56 cbm. per Stunde, somit per 1 qm.

56

Wandfläche ■== 1*14 cbm.

50

eine Lufttransmission von 0T5 cbm. per

Selbst wenn man die Permeabilitätsfähigkeit der Wände so gross wie die des Luftmörtels annähme, mithin c=0*907 setzen würde, so ergäbe obiges Beispiel doch nur

Stunde und per 1 qm., ungeachtet des bedeutenden Winddruckes von 72*74 kgr. Die in Rede stehende Porenventilation, durch Dr. v. Petten-kofer zuerst beachtet und näher untersucht, und durch Dr. C. Lang auf eine fortschrittliche Bahn geführt, ist ein noch im Werden befindliches Wissen und C. Lang sagt selbst, dass die bisherigen Untersuchungen zur rechnerischen Verwerthung noch nicht geeignet seien.

Es muss noch beigefügt werden, dass in dem Falle, als die eingedrungene Luft wegen allseitigen Abschlusses des Locales wieder durch dieselbe Mauer ihren Weg nach aussen nehmen müsste, eine Gegenströmung einträte, wie solche im III. Abschnitte § 26 bis § 28 erklärt worden ist.

Dr. G. Recknagel nimmt daher in seinen Berechnungen eine neutrale Zone an, als jene Schichte, welche die entgegengesetzten Ströme scheidet. Diese Zone dürfte sich im Allgemeinen in der mittleren Zimmerhöhe bilden. In diesem Falle käme nur circa die halbe Mauerfläche für die Einströmung in Rechnung, wodurch sich noch kleinere Resultate ergäben.

Fände eine solche Gegenströmung in derselben Mauer nicht statt, so hätte der allenfalls auf die äussere Mauer wirkende Winddruck zum Theile die Kraft zu liefern, welche zum anderseitigen Hinaus-drängen der Luft aus dem Locale erforderlich wäre.

§ 8. Discussion über verschiedene Fälle der Permeabilität. Die vorgenannte Tabelle bringt Resultate zur Anschauung, die in hygienischer Hinsicht von Wichtigkeit sind. Dieselbe zeigt, dass das Ziegelmateriale und der Luftmörtel einem Gebäude die Fähigkeit einer bedeutenden natürlichen Ventilation geben, und zwar insbesondere wenn die Innenflächen nicht gefärbelt oder bemalt werden, daher sich dieses Materiale für Wohnhäuser, da dieselben gewöhnlich keine künstliche Ventilations-Einrichtung besitzen, insolange besonders eignet, als die Poren rein und dem Luftdurchgange offen bleiben. Diese Tabelle zeigt ferner, dass Oelanstrich oder Wasserglasüberzug die Fähigkeit der natürlichen Ventilation vernichten und dieser ungünstige Umstand nur dann behoben wird, wenn eine künstliche Ventilationseinrichtung vorhanden ist. Auch die Tapezierung ist mehr weniger unvortheilhaft.

Der grosse Verlust an natürlicher Ventilationsfähigkeit bei Durch-nässung der Mauern zeigt, dass feuchte Wohnungen nicht blos in Folge der Schädlichkeiten gesundheitsgefährlich sind, welche die feuchte Luft an und für sich verursacht, sondern auch dadurch, dass der Durchzug frischer Luft durch die Mauern unmöglich gemacht ist.

Es ist leicht einzusehen, dass, wie es auch vorgenommene Versuche bestätigten, die Durchlässigkeit der Mauern mit dem zunehmenden Alter derselben eine Einbusse erleiden muss, indem sich die Poren mehr weniger verstopfen. In diesem Zustande dürften die porösen Mauern den dichten Materialien nachstehen, weil sie in reichlicherem Masse mit solchen Substanzen inficirt werden können.

Ein oftmaliges, womöglich tägliches Lüften der Räume durch Oetfnen von Thüren und Fenstern zur Veranstaltung eines kräftigen Luftzuges, welcher eine gehörige Durchfegung bewirkt und allenfalls an den Wandflächen haften gebliebene schädliche Stoffe mit fortreisst, ist jedenfalls von guter Wirkung.

Luftverderbniss durch Anwesenheit von Menschen und durch Gasflammen.

§ 9. Morin’sches Ventilations-Programm. Erst in neuerer Zeit ging man daran, das Quantum der Lufterneuerung zu messen und das erforderliche Mass für jeden Fall näher zu bestimmen.

Namentlich wurden in Frankreich vor etwa 30 Jahren derartige Versuche angestellt und gefunden, dass für Erwachsene eine Erneuerung von 60 cbm. Luft per Kopf und Stunde nöthig sei, wenn in einem Locale für die Geruchsorgane jede Wahrnehmbarkeit der Anwesenheit von Menschen verschwinden soll.

Würde die ausgeathmete Luft zu Boden sinken, also von der übrigen guten Zimmerluft gesondert bleiben, so würde zur Reinhaltung der Luft ein Abzug von etwa '/₂ cbm. Luft per Stunde und Kopf schon hinreichend sein.

General Morin stellte folgendes Ventilations-Programm auf:

. 60—70 cbmr 100 „ 150 50 „

60 „

100 „

30 „ 40—50 „ 40—50 „

60 „

30 „ 12-15 „ 25-30 „ 180-200 „

In    Spitälern    bei    gewöhnlichen    Kranken .    .

„    „    „    Verwundeten.....

„    „    „    Epidemien......

„ Gefängnissen.....

„ Werkstätten, gewöhnlichen „    „    ungesunden .

„ Kasernen am Tage bei Nacht

„ Schauspielhäusern...........

„ Sälen für länger dauernde Versammlungen .    .    .

„    „    „ kürzer „    „    .    .    .

„ Schulen für Kinder...........

„    „    „ Erwachsene

„ Ställen verschiedener Art .    .

Diesem Programme wäre noch beizufügen, dass in Localen, in welchen geraucht wird, zur blossen Rauchbeseitigung nach Staebe’s Beobachtungen eine Ventilation von 20 cbm. per Kopf erforderlich ist. Diese angegebenen Luftquantitäten sind sämmtlich per Stunde verstanden.

Kohle n-

§ 10. Kohlensäurezunahme als Mass der Luftverderbniss. Die zur Einathmung gelangende atmosphärische Luft erfährt durch die Function der Lungen eine Umwandlung, indem der Sauerstoff der eingeathmeten Luft eine Verbindung mit Kohlenstoff eingeht und dadurch zu säure (C 0₂) verbrennt. Daher enthält die ausgeathmete Luft eine reichliche Beimengung von Kohlensäure, die sich der Zimmerluft mittheilt.

Nebst der Kohlensäure werden durch Ausathmung und auch durch die körperliche Ausdünstung Feuchtigkeit und organische Substanzen ausgeschieden und diese letzteren bilden den Grad der Luftverderbniss. Allein die Chemie besitzt kein Mittel, diese letztere quantitativ bestimmen zu können.

Da aber die ausgeathmete Kohlensäure annähernd gleichen Schritt mit der Ausscheidung der gedachten organischen Substanzen hält, so gerieth Dr. v. Pettenkofer auf den Gedanken, den vermehrten Kohlensäuregehalt der Zimmerluft, der sich ohne Schwierigkeit quantitativ bestimmen lässt, als Massstab der Luftverderbniss zu benützen.

nommen

circa 04 Volumtheile per mille enthält, so wäre annähernd eine Kohlensäure Vermehrung von 1 — 04 = 06 per mille noch als

Derselbe fand hierbei, dass im Allgemeinen ein Kohlensäure-Antheil von circa 1 per mille als Grenze für gute Zimmerluft ange-werden kann. Ka^hdęm aber die atmosphärische Luft schon

günstig zu bezeichnen.

Bei einer Vermehrung um nur 03 per mille ist die Zimmerluft noch eine gute zu nennen. Nach Dr. v. Pettenkofer’s Untersuchungen beginnt die Zimmerluft erst bei einem durch Athmung verursachten Kohlensäuregehalt von 2 bis 3 per mille übelriechend zu werden.

Die Kohlensäurevermehrung an und für sich, wenn sie nicht von gleichmässiger Anhäufung organischer Substanzen begleitet wäre, dürfte, ohne dem menschlichen Organismus schädlich zu werden, einen höheren L Grad erhalten.

Dr. v. Pettenkofer befand sich einige Stunden in einem Locale vollkommen wohl, dessen Luft auf einen Kohlensäuregehalt von 10 per mille künstlich gesteigert wurde. Forster verweilte in einem Weingährkeller von 40 per mille Kohlensäure 10 Minuten ohne Aihmungsbeschwerden. Hirt thoilt mit, dass Bergleute in Kohlengruben bei langer Arbeitszeit ohne Nachtheil 7 per mille Kohlensäuregehalt der Atlimungsluft vertragen.

§ 11. Berechnung der fortschreitenden Luftverderbniss aus der Kohlensäurevermehrung. Wir werden nun erfahrungsgemäss annehmen,

dass sich die ausgeathmete Luft mit der Zimmerluft annähernd gleichförmig vermische.

Der Inhalt eines in Betracht zu ziehenden Locales sei J cbm., dessen Kohlensäuregehalt im Beginne einer Zeit von z Stunden per 1 cbm. p cbdcm., und die durch Anwesenheit von Menschen sich stündlich ergebende Vermehrung der Kohlensäure sei gleich c cbdcm.

Am Ende des Zeittheilchens z wird die Zimmerluft enthalten (p J + c z) cbdcm. Kohlensäure.

(pJ+4z)

cbdcm. wird daher den mittleren

Der Ausdruck Luftzustand bezeichnen.

Nimmt man per 1 Stunde eine mfaclie Lufterneuerung an, so beträgt der Luftwechsel während des gedachten Zeitintervalles m z X 3 und der hiermit proportionale Abgang von Kohlensäure

X (p J+ \ c z)

m z

Dagegen dringt atmosphärische Luft mit a cbdcm. Kohlensäure per 1 cbm. herein, und zwar im Gresammtgehalte von mz.aJ.

Der Kohlensäuregehalt der Zimmerluft am Ende von z wird daher

(pj-f-cz)— m z ^p J -f- ~ cz| -f- m z . a J cbdcm. betragen,

= p J (1 — m z) -j- c z ^1 — gmzj-j-maz.J, oder per 1 cbm. Zimmerluft :

6) . . r = p (1 — m z

§ 12. Rechnungsbeispiel und Erörterungen. Es sei für ein Volksschulzimmer J = 250, m = 3, die Schülerzahl = 80, die Kohlensäure-Ausscheidung per Schüler = 10 cbdcm., somit c = 80.10 = 800; ferner a=0"4 und das Zeitintervall z = ¹/₁₀ Stunde. Hiefür giebt die

obige Zustandsgleichung 6) r = p(l—3 . O'l) -f-0⁻l ^1 — ^-3.0'1^

-f- 3.0"4.01, d. i.

7) . . r = 0 7 p -]— 0’392 für p = 0*4; dem Zustande der atmosphärischen Luft entsprechend, erhält man am Ende der ersten Zehntelstunde rt = 0-7.4 -|- 0-392 = 0⁻672. Die Substitution von 0 672 für p in 7) giebt r₂ = 0 7.0-672 + 0-392 = 0-862

Die weiteren Substitutionen ergeben für r₂, r₃ .... die Werthe 0 996, 1-089, 1-154, 1*2, 1-232, 1-254, 1-270, 1-281, 1-289, 1*294, 1-298 und rl4 = L3.

Man sieht aus dieser Zifferreihe, dass von r₉ = L27 an der Luftzustand sich nur noch sehr langsam ändert. Derselbe nähert sich

daher nach ⁹/io? d* h nach circa 1 Stunde schon einem gewissen ßeharrungszustande. Bezeichnet man das diesem letzteren entsprechende Quantum Kohlensäure mit R, so giebt Gleichung 6)

R = R(1 — mz) + jz (l — g mz

8) . . R = a+ —r-'    m J

kM

j+maZj woraus man erhält.

9) . . R=:0-4 +

= 13, übereinstimmend mit dem

Für unsere speciellen Werthe wird 800 800.0-1

3-250    2.250

oben gefundenen r₁₄. Aus dem Gange der Ableitung ist zu entnehmen, dass die Fehler der Resultate desto kleiner werden, je kleiner z angenommen wird. Für z — 0 erhält man daher aus 8) vollständig genau

10) . . R = a 4—-

m J’

woraus R = 0*4 -[■

800

3.250

1-5

folgt, welcher Werth von dem ad 9) etwas ab weicht. Soll die Grösse R das für gute Zimmerluft früher erwähnte Mass von 1 nicht überschreiten, so würde man aus Gleichung 10) erhalten

11) • .

= 5’3, d. h. es müsste eine

800

(1—0-4) 250

(R — a) J

5'3fache Lufterneuerung per Stunde eingeleitet werden, woraus folgt, dass bei Anwesenheit einer grösseren Menschenzahl in einem Locale eine Luft von so guter Beschaffenheit nur bei besonders ergiebiger Ventilation zu erhalten wäre.

Nachdem die Wände nicht luftdicht sind und in ihren Poren ein

Verdichten von Gasen vor sich gehen kann, so sind die Resultate, welche die obigen Formeln geben, nicht ganz richtig, geben aber hinreichende Aufschlüsse.

§ 13. Kohlensäure-Ausscheidung des menschlichen Körpers. Ueber die bei Menschen vorkommenden Kohlensäure-Ausscheidungen liegen Versuche von C. Voit, Scharling, Breitung etc. vor. Die Resultate derselben hat der Verfasser zum Zwecke einer Calculation über die Ventilationserfordernisse in ein System zu bringen gesucht, wie es die Tabelle VIIc zeigt.

§ 14. Anwendungen. Diese Tabelle giebt unter Benützung der Formel 10) eine interessante Interpretirung des von Morin im Versuchswege ermittelten Ventilations-Programmes, wie die Zusammenstellung VIId zeigte. Dabei muss vorausgeschickt werden, dass durch-gehends 0-4 per mille als Kohlensäuregehalt der äusseren Luft angenommen wurde. Wäre dieser Gehalt, welcher zwischen 0‘4 und 0-6 per mille wechselt, in irgend einem speciellen Fall ein grösserer, so hätte das Plus keinen erheblichen Einfluss auf die Luftverderbniss, weil ein solcher Mehrbetrag von Kohlensäure der umgebenden Luft nicht mit einer gleichzeitigen Vermehrung schädlicher organischer Ausathmungsstoffe verbunden ist.

Die angegebenen Ventilationsquantitäten wollen wir uns mit der gewöhnlichen Zimmertemperatur von -j- 20° denken, wovon 1 cbm. auf 0° reducirt nach Tabelle III c 0‘632 cbm. giebt, deren Gewicht zufolge Tabelle I 0932. L294= L2 kgr. = 1’/. kgr. beträgt. Wenn man daher die Volumsquantitäten um Vs vermehrt, so erhält man die Gewichtsquantitäten, wie solche auch in die Tabelle eingesetzt wurden. Die specifische Wärme von 1 kgr. Luft von 0° ist nach Tabelle gleich 0238, somit wird die eines Kubikmeters gleich 1 y₅.0*238 = 0-285 WE.

Die Taballe VIId zeigt, dass in dem Morin’sclien Programme die zu ventilirenden Räume je nach den naturgemässen Anforderungen sich in sechs Kategorien sondern. Die erste derselben erfordert eine Reinheit der Zimmerluft, welche die der äusseren nahekommt. Die sechste Kategorie dagegen lässt einen Kohlensäuregehalt von R = P23 cbdcm. per 1 cbm., d. i. von P23 per mille zu.

Wollte man in einem gegebenen Falle die Luft von der Keinlieit haben, wie man sie in Theatern anstrebt, so hätte man entsprechend den betreffenden Daten der Tabelle VII d zu setzen : F = 0⁻83, c = 13, wonach die Formel 11) ergäbe

13

30

0-83 — 04

mJ =

Somit wäre eine Lufterneuerung von 30 cbm. per 1 Stunde und 1 Kopf erforderlich.

Rechnet man 4 cbm. Luftraum per Schüler, so wird J = 4, daher mJ = 4m = 30 cbm., woraus m = 7'/₂, also die Anforderung einer TYjfachen Lufterneuerung erwächst. Daraus geht hervor, dass man sich in vollständig besetzten Lehrzimmern bezüglich der Luftreinheit in genügsameren Grenzen halten muss, wenn man die Ventilation nicht zu kostspielig machen will. Mit Rücksicht darauf, dass die Luftverschlechterung nur allmählich eintritt, und wie wir aus einem früheren Beispiele gesehen haben, erst in etwa einer Stunde den Beharrungszustand erreicht, so kann man sich mit einer der sechsten Kategorie entsprechenden Reinheit begnügen.

In den verschiedenen Theilen der Pariser Oper wurde nach Ferrini’s Mittheilung die Luft mit 1*5 bis 2'8 1. Kohlensäure pro 1 cbm. (T5 bis 2'8 per mille) gefunden.

§ 15. Luftverderbniss durch Beleuchtungs-Objecte. Auch von den künstlichen Beleuchtungsquellen geht als Verbrennungsproduct eine Kohlensäurebildung vor sich, die aber nicht gleichen Schritt mit der Ausscheidung luftverderbender Stoffe hält. Es stehen namentlich die unverbrannt entweichenden Kohlenwasserstoffgase in einem unregelmässigen Verhältnisse zur Kohlensäurebildung. Nach Dr. Wolpert könnte die Luftverderbniss ungefähr halb so gross, als die durch Ausathmung erzeugte angenommen werden, so dass man die Kohlensäurebildung mit der Hälfte in Rechnung zu nehmen hätte.

Erismann giebt die in Tabelle VII e zusammengestellten Werthe über den Materialconsum und die Kohlensäurebildung an: Für den

Petroleum-Spaltbrenner wäre daher in Rechnung zu nehmen:

V₂56-8    28-4

1000 1000 — 1000

V₂c

und die erforderliche Lufterneuerung wäre daher nach Gleichung 11)

28-4

12) . . m J

V'2 C

R —04

Wollte man nun die Luft so rein haben, wie z. B. in Sälen für grössere Versammlungen (siehe Kategorie 5 der früheren Tabelle), so hätte man R=1’07 = rund 1 zu setzen. Daher

28-4

= 47’3 cbm.

13) . . mj =

28-4

1 — 0-4    0-6

d. h. es wäre eine Ventilation von 47*3 cbm. per Stunde erforderlich.

Nach dieser Berechnungsweise ergiebt sich die Tabelle VII/.

Die Annahme der Hälfte des Kohlensäurequantums für die Berechnung der vorstehenden Tabelle beruht aber auf einem blossen Gutdünken, und C. Lang sagt in seiner Abhandlung über die natürliche Ventilation, dass die Frage der Ventilations-grösse für Beleuchtungsverhältnisse noch ihrer Erledigung harre.

71-3

= 561fache des Gasverbrauches

552fache bis

Aus der in Rede stehenden Tabelle ist zu entnehmen, dass bei Gasbrennern ein Ventilationsquantum nöthig ist, welches das 77 3 cbm.

0T4 cbm. beträgt.

0-127

Nun kann man aber nach Morin’s Versuchen bei Verwendung von Gasbrennern zu Ventilationszwecken ein Quantum Zimmerluft evacuiren, welches etwa das 450- bis 1900fache des verbrannten Gasquantums erreicht. Man wird daher für Gasbrenner und ebenso für eine andersartige Beleuchtung von einer besonderen Berechnung für Beschaffung des betreffenden Ventilationsquantums absehen können, wenn die dabei entwickelte Wärme möglichst zur Erhöhung der Ventilation ausgenützt wird. In dem Masse, als dies aber nicht der Fall ist, wäre auf das obberechnete Ventilationserforderniss mehr weniger Bedacht zu nehmen.

§ 16. Einfluss der Höhe eines Raumes auf eine langsamere Luft-verderbniss. Aus Formel 11) ist ersichtlich, dass der Beharrungszustand der Luftverderbniss blos von dem Ventilationsquantum mJ abhängig

ist, weil die Grösse ^- aus dem Producte mJ hervorgeht. Wäre

der Inhalt des Locales J halb so gross, so müsste m doppelt so gross genommen werden, damit mJ denselben Werth erhielte. Man erreicht daher bei kleineren Localen den gleichen Ventilationseffect durch entsprechend öftere Lufterneuerung.

Es ist bei gleichem Ventilationsquantum nicht vortheilhaft, die Locale übermässig geräumig zu machen, weil dann die zu langsame Lufterneuerung eher Gelegenheit zur Ablagerung und Festsetzung schädlicher Ausdünstungsstoffe an den Wänden und Gegenständen giebt, und weil es denn doch fraglich ist, ob bei einem übermässig grossen Locale die Lufterneuerung ebenso sicher auf alle Theile des Raumes sich ähnlich gleiclimässig erstrecke, wie bei einem kleinen Locale.

Es wäre auch vollends unrichtig, wenn man sehr hohe Locale anwenden wollte, um z. B. zur Nachtzeit die Ventilirung ohne Nachtheil einstellen zu dürfen.

Ferrini macht aufmerksam, dass sich nahe am Boden eine stagnirende schlechte Luft ablagert, deren übler Geruch auffällt, wenn man des Morgens in einen nicht ventilirten Krankensaal eintritt, mag dieser von beliebig grosser Höhe sein. Derselbe bezeichnet eine Vermehrung der Höhe über 5 m. als nutzlos, und es enthebt daher ein solches Uebermass keineswegs der Nothwendigkeit einer nächtlichen Ventilirung. Diese Thatsache führt aber zu dem mit oben Gesagtem übereinstimmenden Schlüsse, dass ebenso bei ventilirten Localen ein Uebermass der Höhe keinen besonderen Vortheil bringen werde.

"Ventilirende Beleuchtungs-Objecte.

§ 17. Ventilirende Graskrone, Einzelflamme und ventilirender Sonnenbrenner. Es wurde bereits die Anwendung solcher Beleuchtungs-Objecte erwähnt, die ihre Verbrennungsgase selbst abführen, also keiner weiteren Lüftungsvorrichtung bedürfen, zumeist sogar noch zur allgemeinen Ventilirung des Locales beitragen.

Wir entnehmen dem von Prof. H. Fischer verfassten Artikel „Künstliche Beleuchtung” aus dem „Handbuche der Architektur” die folgenden Constructionen für diesen Zweck.

Es dienen hierzu die Gaskronen aus einer Gruppe einzelner Flammen und die Sonnenbrenner, aus einer Sammlung von Flammen bestehend, welche sich zu einer ringförmigen Flamme formiren. Ein Rohr A, Fig. 49, trägt den Ring B, an welchem die Brenner, 6 bis 200 an der Zahl, wie dies die Figur andeutet, angesetzt sind. Der Schirm C wird mit Durchmessern von 40 bis 170 cm. hergestellt. Die Luft zieht nach der Richtung der Pfeile in den Dachraum ab und nimmt hierbei die

Verbrennungsproducte mit. Der ringförmige Spalt E erhält 1 cm. Breite zur Verhütung einer zu starken Luftströmung und der Schirm D dient zur Ablenkung der Luft.

Fig. 49.

%■

Jj,    Jß

Fig. 50 stellt eine Flamme G im Glasrohre E dar, umschlossen

Fig. 50.

Am

von der aus mattem Glase bestehenden Kugel F, welche die Verbrennungsgase durch das Rohr A A A, welches horizontal abbiegt und zuletzt in ein Ver-ticalrohr übergeht, direct abführt. Die Saugwirkung des Glasrohres E verursacht ein Zuströmen von Luft durch die Spalte D und die erwärmende Wirkung des Abzugrohres A ein Luft-ansaugen durch die Rosette C C. Die Luft nimmt ihren Weg durch das Umhüllungsrohr BB, welches, gleichlaufend mit dem Rohre A, zuletzt in einen ver-ticalen Abzugsschlot übergeht. Diese Einrichtung wie die frühere verhindert nicht blos ein Verbreiten der Verbrennungsgase in den Raum des Locales, sondern bewirkt mittelst Aspiration auch eine allgemeine Lüftung des Locales. Die Kugel F ist zum Aushängen eingerichtet, um zum Rohre E gelangen zu können.

Der Kronleuchter, Fig. 51, mit zwei Flammenringen D und E und dem Gasrohre A, oberhalb mit dem Deckel C, unterhalb des-

selben mit Glasflächen eingehüllt, sangt bei G die Luft im Locale an und führt dieselbe sammt den Verbrennungsgasen durch das Rohr B

Fig. 51.

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ab. Der Deckel C ist durch Gegengewichte entschwert und kann daher leicht zum Behufe des Anzündens gehoben werden.

Fig. 52.

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Fig. 53»;.

Kegel A auf dem Glasröhre

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Fig. 53 b).

verschiebbar ist₇ wodurch die ringförmige Oeffnung B regulirt werden kann.

Fig. 53 a zeigt einen Sonnenbrenner in Form einer profilirten Rosette und Fig. 53 b zeigt einen solchen in grossenDimensionen. Der eigentliche Sonnenbrenner mit Rosette ragt weiter von der Decke herab und führt durch das Rohr A die Verbrennungsgase und nebst-dem noch die Luft des Saales ab. Durch den umschliessen-den, oben mit Jalousien versehenen weiten Schlot zieht die Luft vermöge natürlicher Temperatur-Differenzen ab und wird dieser Abzug noch durch die Saugwirkung des heissen Rohres A erhöht. Die Oeffnung C D wird gleichfalls durch eine Rosette decorirt.

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Wenn aber oberhalb der Decke C D sich nicht der Dachraum, sondern eine andere Räumlichkeit befindet, welche die Anbringung der Schlote A und B nicht gestattet, so muss dasRohr A oberhalb der Decken bis zu & einem Punkte horizontal geführt werden, an welchem es möglich ist, die Richtung nach aufwärts nehmen zu können. Wenn der Sonnenbrenner nicht angezündet und das Rohr A erkaltet

ist, so bildet es eine Eintrittsöffnung für die kalte Luft und kann sehr belästigend wirken. Daher bringt man oft in diesem Rohre eine Drosselklappe an, welche in einem solchen Falle geschlossen wird. Wenn aber das Oeffnen der Klappe bei angezündetem Sonnenbrenner übersehen würde, so können Unfälle und selbst Explosionen eintreten.

Die Firma Strode & Co. in London hat daher hiefür die folgende automatisch wirkende Drosselklappe construirt:

Die Axe C der Klappe B, Fig. 53 a, ist mittelst Hebel derart mit einer Glasglocke E verbunden, dass die Klappe das Rohr A schliesst, sobald die Glocke sinkt. Die Büchse F ist mit Quecksilber gefüllt. Das Glasrohr G bildet eine Abzweigung des Rohres, welches das Gas zum Sonnenbrenner führt. Wird nun das letztere behufs des Anzündens geöffnet, so verbreitet sich der Druck auch auf das Rohr G in die Glocke E und es hebt sich diese letztere und bewirkt das Oeffnen der Klappe B.

Zustandsänderung der Luftfeuchtigkeit in Räumen durch Anwesenheit von Menschen.

§ 18. Zulässiger Feuclitigkeitsgrad, Feuchtigkeits-Abgabe des menschlichen Körpers. Nebst Abführung der Kohlensäure hat die Ventilation auch das Uebermass der Feuchtigkeit möglichst wegzuschaffen, welches sich durch die Ausdünstung des Menschen anhäuft. Dieser Art der Luftverderbniss müssen wir eine nähere Untersuchung widmen.

Ueber das Mass von Wasserdampf, welches die Luft bei verschiedenen Temperaturen zu ertragen vermag, wurde schon im

IV. Abschnitte ausführlich gesprochen und über die Maxima die Tabelle IV b beigegeben, von der wir hier Gebrauch machen werden.

Ueber das Mass von Feuchtigkeit, welches dem menschlichen Organismus am zuträglichsten ist, schwanken die Ansichten. Zumeist wird 40 bis 60 Percent des der Zimmertemperatur entsprechenden Maximums angenommen; Prof. H. Fischer hält weitere Grenzen der relativen Feuchtigkeit für zulässig, nämlich 25 bis 75 Percent.

Die Zimmerluft von f- 20° enthält im Sättigungsgrade zufolge genannter Tabelle 17*23 gr. Dampf, daher die Feuchtigkeit innerhalb 4*31 bis 12*92 gr. per 1 cbm. wechseln dürfte. Die äussere Luft von — 20° enthält aber selbst im Sättigungsgrade nur 1-06 gr. Daher würde dieselbe, wenn sie, auf 20° erwärmt, einem bewohnten Raume zugeführt wird, zum mindesten 4*06—1*06 = 3 gr. Feuchtigkeit per 1 cbm. zu wenig enthalten.

Hieraus ist zu ersehen, dass eine durch Heizapparate erwärmte Aussenluft bei grösserer Temperatur-Differenz der Aussen- und Innenluft auf den menschlichen Organismus austrocknend wirken müsste, wenn ihr der mangelnde Wassergehalt nicht auf irgend eine Weise ersetzt würde. Ein solcher Ersatz erfolgt aber durch die Feuchtigkeitsabgabe der Wände, Fussböden, Decken und anderer hygro metrisch er Gegenstände; dann durch die unvermeidliche Ausdünstung der im betreffenden Locale sich aufhaltenden Menschen. In den Fällen, wo diese Feuchtigkeitsquellen nicht mehr ausreichen, kann der Abgang durch Verdunstungsvorrichtungen, die allenfalls mit dem Heizapparate in Verbindung stehen, ersetzt werden.

Die Luft, welche ihren Weg durch Thür- und Fensterspalten und durch Mauerporen findet, vermittelt ein Absetzen von Feuchtigkeit, wenn in Folge vorhergegangener Beheizung eine Maueraustrocknung sich eingestellt haben sollte. Die auf solche Art sich aufspeichernde Feuchtigkeit wdrd bei Wiederbeheizung an die Zimmerluft allmählich abgegeben. Bis zu welchem Grade sich diese liygrometrische Thätigkeit der Wände, Fussböden, Decken etc. steigert, ist durch Versuche noch nicht ermittelt worden.

Dagegen ist die Feuchtigkeitsabgabe des menschlichen Körpers, die wTir hier in Betracht zu nehmen haben, näher bestimmt wurden.

Der Verfasser hat mit Hilfe von Daten aus Ludwug’s „Handbuch der Physiologie”, und zwar nach Valentin’s und Vierordt’s Beobachtung im Wege des Calcules ein mit den Beobachtungen Dr. v. Pettenkofer’s übereinstimmendes Resultat gefunden, nämlich für ein in Ruhe befindliches Individuum

14) . . circa 38 gr. Feuchtigkeit per Stunde, welche theils durch die Ausathmung, theils durch Hautausdünstung abgegeben werden. Für ein strenge arbeitendes Individuum fand Dr. v. Petten-kofer etwas mehr als das Doppelte. Prof. H. Fischer nimmt weit höhere Zahlen an, nämlich

| 100 gr. stündlich für einen erwachsenen Mann,

15) .

)    80 „ für eine Frau oder einen Jüngling,

65 „    „

50 „

Wollte man eine Analogie mit den Resultaten zulassen, die sich nach § 26 bezüglich der sogenannten Lebenswërme ergaben, so könnten wir, je nachdem sich ein Individuum in vollständiger Ruhe befindet oder strenge arbeitet, und je nach dessen Alter, vom 8. bis zum 20. Jahre die stündliche Feuchtigkeitsabgabe mit beziehungsweise 2 und 4 gr. per Lebensjahr berechnen.

„ Jungfrau und „ ein Kind.

Hiernach ergäbe sich: Für ein Alter von

Minimum per Stunde

Maximum per Stunde

8 Jahren    ....    16    gr.....32    gr.

„    ....    30    „    .

ii    ....    40    „

Von 20 bis 40 Jahren bliebe sich die Feuchtigkeitsausscheidung gleich und von 40 bis 60 Jahren würde sie per Jahr eine kleine Abnahme zeigen.

Der Feuchtigkeitsgrad der äusseren Luft ist zu verschiedenen Jahreszeiten ein ungleicher, wie aus Tabelle VII h hervorgeht, die wildem vorgenannten Ludwig’schen Werke entnehmen.

Beobachtungen, die in Zürich angestellt wurden und die in derselben Tabelle verzeichnet sind, haben gezeigt, dass am Mittag die relative Feuchtigkeit am geringsten ist, gegen Mitternacht wächst und gegen Sonnenaufgang sogar bis auf 90 Percent steigen könne.

§ 19. Zunehmender Feuchtigkeitsgrad eines Raumes durch Anwesenheit von Menschen, Beharrungszustand. Wir wollen nun bei — 10° des Freien nach Tabelle VII h 85 Percent Sättigung voraussetzen, wonach mit Rücksicht auf Tabelle IVc der Feuchtigkeitsgehalt

der äusseren Luft per 1 cbm.

entspricht nach Tabelle III c 0 932 cbm. von 0° à zu 0"963 cbm. von —10°. Daher giebt 1 cbm. von —}— 20° 0⁻932.0‘963 = 0⁻898 cbm.

—10°. Somit werden dem zu betrachtenden Locale mit je 1 cbm. auf + 20° erwärmter Luft 0⁻898.2 = 1*8 gr. Feuchtigkeit zugeführt. Wir setzen nun A = 1‘8 gr., J = 250 cbm. mit mfacher Lufterneuerung per 1 Stunde, P = dem Feuchtigkeitsgehalte der Luft per 1 cbm. im Beginne eines Zeittheilchens z.

Das Locale sei bestimmt für 80 Schüler im mittleren Lebensalter von 10 Jahren. Demnach wräre nach der Zusammenstellung ad 16) eine Veuchtigkeitsabgabe per Schüler von stündlich 2.10 = 20gr., also zusammen von C = 80.20 == 1600 gr. in Rechnung zu nehmen.

Genau nach dem Entwicklungsgänge der Gleichung 6) erhalten wir als Feuchtigkeitsgehalt per Kubikmeter in irgend einem Zeitmomente

m A z

und aus dieser Zustandsgleichung ebenso wie ad 6) die Gleichungen für den Beharrungszustand, nämlich

18)    . . R = A4--5=

m J

19)    . . C = m J (R — A) und

16) . .

85.2-3

100

. . 60 „ . . 80 „

2 gr. wäre. 1 cbm. von -j- 20°

von

17) . . R=P(1 — mz

>+ï(*-

IC i—¹

)z+

J (R — A)

20) .

Für m = 0 giebt 18) P= oc, d. h. die Feuclitigkeit häuft sich fortwährend, Avenn nicht ventilirt wird, muss allmählich das der Zimmertemperatur entsprechende Maximum erreichen, im Weiteren die Dunstform annehmen und sich als Niederschläge an den Mauern, Fenstern etc. absetzen.

Nimmt man m sehr gross an, so läuft (für m = oc) P der Grenze A zu, indem man

oc J

noch 1*8 gr. Wasser enthalten, also tief unter dem

nur

erhält, d. h. bei vehementer Ventilation wird die Feuchtigkeit der Zimmerluft auf den Percentgehalt der äusseren Luft herabgedrückt. Es würde nämlich in dem angenommenen Falle die Zimmerluft von -{-20°

der Zimmertemperatur angemessenen Feuchtigkeitsgrade stehen und daher in bedeutendem Grade austrocknend wirken. Wollte

man bei gesteigerter Ventilation der Luftaustrocknung entgehen, so müsste man die Grösse C, respective die Wirkung eines künstlichen Verdunstungsapparates gleichmässig mit der Ventilationsverstärkung steigern.

In der Jahreszeit, in der nicht geheizt wird, stellt sich die Sache entgegengesetzt heraus. Wenn nämlich in dieser Zeit bei einem sehr grossen m zufolge Gleichung 18) P = A nahezu erreicht wird, so ist das wünschenswerth. Denn da eine Beheizung nicht stattfindet, so erhält die in das Locale einströmende Luft auch kein grösseres Sättigungsbestreben. Dieselbe wird bei Anwesenheit mehrerer Personen einem zu hohen Sättigungsgrade zugeführt. Wenn demnach durch vehemente Lüftung der äussere Feuchtigkeitszustand im Locale annähernd erhalten wird, so ist dies als ein anzustrebender Erfolg zu bezeichnen.

Die Tabelle IV c giebt für —]— 20° als Sättigung 17*2 gr. per 1 cbm. Die zulässige relative Feuchtigkeit per 25 bis 75 Percent wäre daher beziehungsweise R = 4⁻3 und 12‘9 gr. Das Mittelresultat wäre R = 8’6 st. Substituirt man nebst diesem auch die früher für A, C und J

1600

aufgestellten Werthe in 20), so erhält man m,

250 (4-3 —1-8)

2-6

1600

1600

= 0-58

= 0*94 und m₃ =

eventuell m₂ =

Sieht man daher von der hygrometrischen Wirkung der Wände etc. ab, so dürfte per Stunde blos eine 2'6fache Lufterneuerung stattfinden,

250 (8-6—1-8)

250 (12-9 - 1-8)

wenn der Feuchtigkeitsgrad nicht unter 25 Percent sinken soll. Wenn aber ein noch höherer Feuchtigkeitsgrad, etwa 50 bis 75 Percent, erhalten bleiben wollte, so dürfte nur eine 0’94- bis 0‘58malige Lufterneuerung stündlich eingeleitet werden.

Für eine dreifache Lufterneuerung giebt Gleichung 19), wenn R = 4*3 angenommen wird, C = 3.250 (4-3 — 1*8) — 1875 gr. als stündliches Feuchtigkeitserforderniss. Da aber die anwesenden 80 Schüler nur|1600gr. entwickeln, so müssten 1875 — 1600= 275 gr. stündlich mittelst künstlicher Vorrichtung entwickelt werden, insoferne nicht etwa die liygrometrische Wirkung der Wände diesen Abgang von Feuchtigkeit ausgleicht.

§ 20. Zunahme des Kohlensäuregehaltes und Feuchtigkeitsgrades der Luft in Folge Anwesenheit von Menschen, graphisch dargestellt.

Wenn man in Gleichung 17) die specialen.Werthe setzt so ergiebt sich

1600

R = P (1 —3.0-1) -f

250

(l — i3.o-i) o-i

-4- 3.1-8.0-1 = 0-7 P-f 1-084.

Während der Unterbrechung der Heizung werden die Wände, der Fussboden, die Decke etc. an Feuchtigkeit zunehmen, so dass bei der Wiederbeheizung die Luft in der ersteren Zeit etwa 50 Percent Sättigung haben wird, nach früherer Rechnung 8'6 gr. per 1 cbm. entsprechend.

Setzt man nun für P zuerst 8*6 gr., so erhält man R = 7⁻lgr.

Dieser Werth für P wieder in dieselbe Gleichung gesetzt, giebt R₂ = 6,06gr. Durch fortgesetzte Substitution gelangt man fürR₃,R₄ . . . .

zu

den Zahlen 5 32, 4-81, 4-45, 4-20, 4-02, 3-90, 3-81, 3-75, 3*71, 3-68 und R₁₃ = 3-66.

Nimmt man gar keine Lufterneuerung, dafür aber das Lehrzimmer doppelt so gross an, so ist in 17) m = 0 und J=500 zu setzen, und man erhält

22) . . R = P + ^ 01 = P 4-0*32.

Die ähnlichen Substitutionen wie früher führen zu den Zahlen 8*92, 9 24, 9-56, 9-88 etc.

Die gleiche Annahme von m = 0 und J=500 verwandelt die

Gleichung 6) inr = p-fjz=p-|- 0-1 = p -f 0*16 und giebt für

p = 0-4, 1*, = 0-56, für p = 0-56, r₂ = 0'72, weiters für r₃ bis rl0: 0-88, 1-04, P20, P36, 1-52, P68, 1-84 und 24X).

Aus diesen Zahlen in Verbindung mit den früher zu Gleichung 7) gefundenen Ziffern lässt sich die graphische Darstellung (Fig. 54) construiren. Auf der Basis sind die Zeitabschnitte Ol, 02 etc. Stunden, links an der Ordinate die Feuchtigkeitsgewichte per Kubikmeter Luft, nämlich 1 gr., 2 gr., 3 gr. bis 15 gr., und an der Ordinate rechts die Kohlensäuregehalte, zu welchen die Luft verd erbniss proportional ist, per Kubikmeter Luft, nämlich 0*1, 02 etc. bis 1*3 per mille, d. i. Ol, 02 etc. bis 1‘3 cbdcm. gekennzeichnet.

Die Linie abc bezeichnet das Herabsinken der Feuchtigkeit bei der angenommenen dreimaligen Lufterneuerung per Stunde, und

Fig. 54.

tsx

r'/

x/’s

MX

x/M

/sx

,/

t'

xrs

IZx

x/2

//x

x/y

(jriwJOx

ßrj-

r~--

----50%

X TOjwmüle •aOS'

x/rs

7x

y,0 ’i

6x //

x Oß

Sx/,

xO'S

-25%

X O l,

X OS

Sx

xOZ

/x

XOJ

5 X

^ X X

§* 5 X

^ X

s| X

$ X

5 X

x ^ x ą

X q

X ÇJ

X Ç

die Linie <x ß y die Zunahme der Kohlensäure in der Luft, die anfänglich von 4 bis 1*3 per mille steigt, und vom Punkte ß an, d. i. nach 0'3 Stunden, sich gemäss dem vorausgesetzten Ventilationsgrade constant erhält.

Man sieht, dass die Feuchtigkeit von a an allmählich herabsinkt, und schon nach 05 Stunden im Punkte b, an jener Grenze von 25 Percent anlangt, die H. Fischer als das zulässige Minimum bezeichnet. Uebrigens sinkt die Linie b c nur noch unmerklich unter 25 Percent herab, so dass in dem vorliegenden Falle eine künstliche Luftbefeuchtung nicht Bedürfniss ist; es wäre denn, dass die Temperatur des Freien — 20° anstatt der angenommenen — IO0 betragen würde.

Die Luftverderbniss steigt in den ersten 03 Stunden rasch, wie dies die Linie aß zeigt, dann aber bleibt sie gemäss der Linie ßy constant.

Ist der Raum aber doppelt so gross, ohne ventilirt zu werden, so ersieht man aus der Linie ab', dass die Feuchtigkeit jetzt in gleichförmiger Zunahme begriffen wäre und nach 1*3 Stunden in b' das Mass von 75 Percent, also das Maximum des Zulässigen erreichen müsste. Die weitere Zunahme wirkt belästigend und nachtheilig. Dieselbe kann sich aber nur bis zum Sättigungsgrade, nämlich bis 100 Percent entsprechend 17*2 gr. steigern. Die Gleichung 22) giebt für n Zeitintervalle von 0*1 Stunde R = P -j- n . 32, oder wenn, wie früher, P = 8*6 gesetzt wird, R = 8*6 -j- 0*32 n, woraus

R —8*6    17*2 — 8*6

0*32

0*32

27 folgt, wenn für R das genannte Sätti-

27

gungs-Maximum substituirt wird. Mithin wird nach ^ = 2*7 Stunden

das Sättigungs-Maximum eingetreten sein. Die Ausdünstung des Körpers würde dann als Schweiss demselben anhaften bleiben und die Aus-athmung eine Dampfverdichtung in der Luft in Form eines Dunstes hervorbringen. Uebrigens wird in einem solchen Falle schon früher ein Schwitzen an den Wänden und Fenstern eingetreten sein. Denn diese Flächen haben nämlich eine weit geringere Temperatur als die durch die Anwesenheit der Personen erhitzte Luft, kühlen daher die sie berührenden Luftschichten ab, wodurch deren Sättigungsvermögen kleiner wird und ein Theil der Feuchtigkeit condensiren muss.

zwar

Raume, da die Punkte ß und ß' einander sehr nahe sind. Allein von da an, nämlich schon nach circa 0*4 Stunden, tritt ein gewaltiger Unterschied ein. Es bleibt nämlich im ventilirten Raume die Luft

Die Linie a y' der Luftverderbniss steigt ebenfalls gerade an und erreicht in ß' die Grenze guter Zimmerluft, nämlich 1 per mille, und in beinahe gleicher Zeit wie im halb so grossen ventilirten

beschaffenheit constant, entsprechend der Linie ß y, wogegen im nicht ventilirten, wenn auch im doppelt grossen Raume die Luft, wie es die Linie ß' y' anzeigt, in constanter Verschlechterung begriffen ist.

Aus unserer Darstellung ist endlich noch zu ersehen, dass die Luftverderbniss in nicht ventilirten Räumen dem zulässigen 75per-centigen Feuchtigkeitsgrade etwas voraneilt. Das erstere tritt nämlich im Punkte ß", entsprechend 0*5 Stunden, und das letztere im y", entsprechend 0*6 Stunden, ein.

Der Verfasser muss es dem Leser überlassen, sich noch für

andere Temperatur- und Ventilationsfälle ähnliche Darstellungen zu bilden, um daraus Belehrung schöpfen zu können.

§ 21. Gleichförmigkeit der Luftmischung in Räumen. Nach Prof. Meissner’s Beobachtungen nimmt die Warmluftausströmung aus einem Mauerschlauche ab (Fig. f}5) sofort den Weg nach aufwärts und bewegt sich, in c angelangt, direct zur Dort sinkt ein Theil nach abwärts, an der Wand sich ab kühlend, bis zur Oeffnung e. Die übrige Luftmasse sinkt nach der Schlangen-hi herab. Beide Luftströme treffen sich an der

gegenüber befindlichen Wand d.

windung dfg

Abzugsöffnung i, durch welche sie nach i k entweichen. Es ist wohl selbstverständlich, dass auch an den anderen Zimmerwänden, je nach-

• dem sie der äusseren Kälte

Fig. 55,

ausgesetzt sind, und daher eine niedrigere Temperatur haben, die Luft ähnlich wie in d e herabsinken wird.

Nach diesem Vorgänge hätte die Luft eine Abwärtsbewegung und käme daher die verdorbene Luft nicht mehr zur Mischung mit den oberen Schichten. Hiernach pp * p müsste sich die Wirkung der j| I |j Ventilation viel günstiger her-vlllrj l! ausstellen, als sie in Rechnung genommen worden ist.

Allein die obige Darstellung bringt nur die Hauptbewegung der Luft zur Veranschaulichung, ausser der noch jene Nebenbewegungen Vorkommen, welche die Luftmischung befördern.

Vor Allem sind es die menschlichen Körper, die wärmer sind als die umgebende Luft, daher wie Wärme-Apparate wirken, und als solche aufsteigende Luftsäulen verursachen. Auch die ausgeathmete Luft mit ihrer nicht unbedeutenden Temperatur von —j— 37° hat eine Tendenz zum Aufsteigen. Ferner kommen hierzu noch die zufälligen Luftbewegungen, veranlasst durch Zugluft aus Thür- und Fensterfugen, Mauerporen etc.

Endlich ist noch die Diffusion der Luft wirksam, nämlich das Mischungsbestreben ungleichartiger Luftmassen.

Man wird demnach nicht bedeutend fehlen, wenn man das Luftgemisch in einem Locale als gleichförmig annimmt.

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Doch wäre es wünschenswerth, dass hierüber durch mannigfache Kohlensäuremessungen Erfahrungsdaten gesammelt würden.

Künstliche Luftbefeuchtung.

§ 22. Verduustungsgefässe. Aus dem in § 19 durchgeführten Beispiele ergab sich die Nothwendigkeit einer künstlichen Verdunstung von 275 gr. per Stunde bei Annahme von — 10° Aussentemperatur. Bei einem Temperatur-Minimum von — 20° ergäbe sich der Bedarf noch grösser.

Das gewöhnlichste Mittel für Verdunstung ist ein Wassergefäss, welches im Locale selbst, in den Warmluftcanälen oder in der Heizkammer aufgestellt wird. Von der Oberfläche des Wassers, der Lufttemperatur und der Geschwindigkeit, mit welcher die Luft darüber hinstreicht, hängt das Verdunstungsquantum ab. Prof. H. Fischer giebt den Gefässen die Gestalt eines dreieckigen Prismas mit einer Kante nach unten und einer Fläche horizontal gerichtet, wonach die Verdunstungsfläche je nach der Wasserhöhe von Null bis zur Grösse der Prismafläche dem wechselndenBedarfe entsprechend variirt werden kann.

Zur Berechnung der erforderlichen Verdunstungsflächen wendet Prof. Dr. Wolpert Dalton’s Formel

•9-

23) . . F =

cP (P — Pi)

an, in welcher 9- = dem per Minute zu erzeugenden Dampfgewichte in Grammen, p = der Spannkraft des Dampfes entsprechend dem Sättigungsgrade bei der dem Wasser entsprechenden Temperatur, pt = der factisch vorhandenen Spannung, cp = einem Erfah-rungs-Coöfficienten und F = der Verdunstungsfläche in Quadratmeter ist.

-6 -6

Hierbei ist cp = (>55 bei wenig bewegter Luft = 07    „    mittelstark „    „

= 0-9

„ stark    „    „

Für pi nimmt Dr. Wolpert als annähernden Werth die Maximal-Dampfspannung, welche der äusseren Lufttemperatur entspricht.

Für —26° Aussentemperatur und —|— 50° Temperatur der Wasserfläche giebt die Tabelle IVc p— 9P98 und p₁ = 0,93, somit wird p = p, = 91 mm.

Ist das Gefäss so situirt, dass die Wasserfläche nur langsam von der Luft bestrichen wird, so hat man cp =055 zu nehmen, und es wird cp (p — p,) = 50.

Nimmt man per 1 Schüler und 1 Stunde 30 gr., also per Minute 0'5 gr. an, so giebt die obige Formel als Verdunstungsfläche

05

qm.

50    100

per 1 cbm. mit.

Mit Rücksicht auf 25) entspricht demnach die Luftzufuhr per Stunde einer Feuchtigkeitsmenge von

27) . . 20.0-898.1-96 = 35-2 gr.

Hierzu kommt die Wasserausscheidung per Person, die wir mit circa 40 gr. annehmen wollen, wonach dem betreffenden Locale nur 35-2-)-40 = 75'2 gr. Dampf ohne künstlicher Befeuchtung zukämen.

Mit Rücksicht auf 26) müssen daher 138 — 75‘2 = 62"8 gr. künstlich beigeschafft werden.

Die eintretende Luft enthält nach 27) bereits 35*2 gr., daher muss derselben eine Temperatur gegeben werden, welche sie zur Aufnahme einer Sättigungsmenge von

28) . . 62-8 -j- 35'2 = 98 gr. befähigt.

Die Luftzufuhr beträgt nach 25) 20.0-898= 17-96 cbm. von 0a und ist daher gleichwertig mit 17"96.1-003665 = 18 cbm. von -j-l°. Für diese Temperatur giebt Tabelle IV b 5-23.18 = 94 gr. Feuchtig-

Das Verdunstungsgefäss für 1 Lehrzimmer mit 80 Schülern müsste daher eine Oberfläche von 0⁻8 qm. erhalten, wenn es bei der vorausgesetzten sehr tiefen Aussentemperatur noch genügen sollte.

In unserem letzteren Beispiele, welchem — 10° Aussentemperatur, 20 gr. Feuchtigkeitsausscheidung per Schüler und 25 Percent relative Feuchtigkeit als zulässig zu Grunde liegt, würde man p = 9P98, p, = 2’09, p — p, = 89-89 und 5=275 per Stunde, mithin 4"6 gr. per

Minute zu setzen haben, und es ergäbe sich F

4-6

89-89

= 0-05 qm.

§ 23. Dampfbrausen, Beispiel. Mittelst Dampfbrausen oder fein durchlöcherter Dampfröhren kann man die Befeuchtung beliebig regeln, wie das folgende Beispiel zeigt:

Die Zimmerluft von -f- 20° nimmt nach den Zahlen der Tabelle III c per 1 cbm. ein Volumen von

24) . . 0-932 cbm. bei 0°, und von 25) . . 0-932.0-963 = 0-898 cbm. bei -10° ein.

1 cbm. Luft von -f- 20° enthält bei 40 Percent Sättigung nach 0-01723.40°

Tabelle IV c

100

= 0-0069 kgr. = 6-9 gr.

Bei Annahme von 20 cbm. Luftzufuhr per Person ergäbe sich daher ein abzuführendes Feuchtigkeitsquantum von 26) . . 20.6-9 = 138 gr. per Stunde.

Die Aussenluft von —10° bringt bei 85 Percent Sättigung nach

genannter Tabelle ein Quantum von

0-00230.85

100

0'0196 kgr. = L96 gr.

keit an, was mit der ad 28) ermittelten Anforderung selir nalie übereinstimmt.

Man müsste daher die einströmende Luft von —10° auf —J—1° erwärmen und bei dieser Temperatur sättigen. Erst dann wäre die weitere Erwärmung für die Einführung in das Local vorzunehmen.

Künstliche Lufttrocknung.

§ 24. Daten für Lufttrocknung. Prof. H. Fisch er macht aufmerksam, dass Vorrichtungen für eine künstliche Lufttrocknung eine grössere Wichtigkeit als solche für Befeuchtung hätten, mit der Lösung dieser Aufgabe sich aber nochNiemand befasste. Derselbe giebtfürden gedachten Zweck einige Daten über die Wirkung von trocknenden Mitteln an, und zwar 1 kgr. Kalk saugt y₃ kgr., 1 kgr. Chlorcalcium bei 200° getrocknet saugt ¹/₂ kgr., 1 kgr. Chlorcalcium wasserfrei saugt 1 kgr. Wasser an. Die Schwefelsäure saugt je nach dem Grade ihrer Reinheit verschiedene Mengen an.

Es sind aber für diese genannten Stoffe die Ansaugungszeiten nicht bekannt.

Die kühlen Wände und namentlich die einfachen Fenster wirken als Lufttrockner, indem sie eine geringere Temperatur haben und abkühlend auf die Innenluft wirken, welche dadurch einen Theil der Feuchtigkeit ablässt. Dadurch entsteht an den Wand- und Fensterflächen eine Schweissbildung als Resultat der Lufttrocknung.

Luftreinigung.

§ 25. Filtrirung der Luft, Staubablagerung, Luftwascliung. Wenn man eine bekannte Quantität Luft durch Wasser treibt und dieses durch Filtration wieder vom Staube befreit, so giebt die Gewichtszunahme des getrockneten Filters annähernd die Menge Staub an, welche in der Luft war.

Durch Anwendung grosser Luftkammern (vergl. Abschnitt IX, § 1 bis 5) wird das eindringende Luftquantum in einen ruhigen und langsamen Gang versetzt, wodurch die Staubablagerung begünstigt wird, Bringt man darin vertical oder schief gestellte Wandtheile an, so fangen dieselben allfällige Windstösse auf, und es bleibt die dahinter befindliche Luft vor dem Staubaufwirbeln bewahrt. Auf solche Art kann die Luft von den gröberen Staubtheilen befreit werden. Sollen aber auch die leichten Staubtheile und der Russ ausgeschieden werden, so müssen künstliche Einrichtungen angewendet werden.

Ein im Luftzufuhrcanale schief gestelltes Filter aus Garn, drehbar um eine horizontale Axe, wie es Fig. 56 zeigt, leistet gute Dienste.

Der untere Theil A ist zu beschweren, so dass das Filter immer von selbst in die richtige Lage zurückfällt, wenn es etwa bei dem Reinigen des Canales gehoben würde. Derlei Filter können auch in Zickzackform aufgestellt werden. Die Oeffnungen müssen aber so gross sein, dass sie der durchdringenden Luft keinen zu bedeutenden Widerstand entgegensetzen. Wirksamer wäre es allerdings, Drahtgitter mit dazwischen gelegter gut gelockerter Baumwolle anzuwenden, allein die Sorgfalt der Unterhaltung und die oftmalige Erneuerung gestaltet dieses Mittel zu einem wenig verwendbaren. Bringt man am oberen Ende B des Filters (Fig. 56) eine Horizontalrinne mit beständiger Wasserspeisung an, so läuft über die Fläche des Filters, gleich vertheilt, beständig Wasser und nimmt den Luftstaub mit fort. Ein derlei Filter ist allerdings der Fäulniss ausgesetzt und muss daher entsprechend oft erneuert werden; auch ist es vor Einfrieren zu schützen.

Prof. H. Fischer theilt folgende interessante, von H. Lacy con-struirte Vorrichtung mit: Dieselbe, bestehend aus einem betreffenden

Fig. 56.

Kasten (Fig. 57), enthält ein Gitter B mit einer ringsum befindlichen Rinne F, die durch das Rohr C stets mit Wasser gespeist wird. Dieses überrinnt das Gitter, gleich vertheilt, in einer gewissen Schichthöhe und fliesst durch die Oeffnungen nach dem unteren Theile des Gefässes in Form eines Regens ab, woselbst es durch das Bodenrohr E entfernt wird. Die durch D zuströmende Luft passirt zuerst den Regen und muss sich durch die Wasserschichte des Gitters drängen, um zum Abströmrohre A zu gelangen. Nach Ansicht Prof. H. Fischer’s dürfte ein vollständiger Erfolg eintreten, wenn die Wasserschichte eine Höhe von 5 cm. erlangt.

Derartige Luftwascher leisten aber der hindurchströmenden Luft einen Widerstand, welcher selten unter 60 mm. Wassersäule, d. i. 60 kgr. per 1 qm. beträgt. Die sonstigen Widerstände betragen etwa 20 mm. Es müssen daher Ventilatoren zur Ueberwindung dieser Widerstände angewendet werden.

Durch die Waschung wird die Luft mit Wasserdampf gesättigt. Wenn dieselbe mehr als -j-9° besitzt, so enthält sie nach ihrer Erwärmung auf -f- 20° mehr als 50 Percent Feuchtigkeit, die sich in den Zimmern durch die Anwesenheit von Personen noch erhöhen wird. Es muss daher in dem Falle einer Aussentemperatur von mehr als -j-9° und nach Umständen schon bei geringeren Temperaturen eine künstliche Luftabkühlung vorgenommen werden, um den Ueberschuss an Feuchtigkeit wieder niederzusehlagen.

Wärme-Entwicklung des menschlichen Körpers.

§ 26. Wärme-Entwicklung nach dem Lebensalter. Ein Erwachsener scheidet nämlich nach Tabelle VII c per Stunde 20cbdcm. Kohlensäure aus, welche sich dadurch bildet, dass der Sauerstoff der ein-geathmeten Luft sich mit dem Kohlenstoffe des Blutes zu Kohlensäure (C0₂) verbindet, wobei Wärme erzeugt wird. Die Ausathmung hat eine Temperatur von -f- 37°. Mit Rücksicht auf Tabelle III c redu-cirt sich das Quantum desselben auf 20.088 = 17 6 cbdcm. von 0°, dessen Gewicht zufolge Tabelle I 17-6.0-001967 = 0-0346 kgr. beträgt. Nach Tabelle IV a besteht die Verbindung C0₂ aus 6 Gewichts-

Fig. 57.

ilulüLil

theilen C und 2.8= 16 Gewichtstheilen 0. Somit finden sich ^

Theile Kohlenstoff darin vor. Mit Rücksicht auf obiges Quantum haben 3

wir demnach yj 0*0346 = 0*009435 kgr. Kohlenstoff, dessen Verbrennung zu C0₂ zufolge Tabelle IV a

29) . . 0-009435.8080 = 76-2WE.

erzeugt.

Die Ausathmung beträgt stündlich circa 0’5 cbm. Luft von -(- 37°, welche mit Wasserdampf gesättigt ist. Nach Tabelle IV c berechnet sich, proportional den Dampfmengen, welche eine Luft von 40° und 35° aufnehmen kann, das Maximum für -j-37° mit 0*022 kgr. Dampf. Das Wasser, aus welchem derselbe entstand, bildet sich im Körper durch chemische Verbindung von Wasser- und Sauerstoff, also durch

einen Verbrennungsprocess, welcher Wärme erzeugt. Nacli Tabelle IV a besteht diese Verbindung aus 8 Gewichtstheilen 0 und 1 Gewichts-theil H und besitzt somit ¹/₉ Wasserstoff, also nach obigem Gesammt-gewichte Vo 0"022 = 0-00244 kgr. Wasserstoff, dessen Verbrennung nach Angabe der Tabelle IV a

30) . . 0-00244.34462 = 84 WE.

entwickelt.

Demnach hätten wir zufolge 29) und 30) zusammen an Wärme-

production

31) . . 76-2+ 84= 160 WE.

Das so gebildete Wasser wird aber zum Theile in jenes Quantum Dampf verwandelt, welches Haut und Lunge ausscheiden, und zwar in Dampf von der Wärme der Umgebung, die wir mit +20° annehmen wollen. Nach Formel 6) der Formel-Tabelle I beträgt der Wärmegehalt dieses Dampfes 606"5 + 0-305.20 = 612"6 WE. Die zur Ausscheidung-kommende Menge kann mit 0"05 kgr. per Stunde angenommen werden. Daher beziffert sich die Wänne-Absorption mit

32) . . 30-6 WE.

Mit Rücksicht auf 31) erhält man daher als restliche Wärme-production eines Erwachsenen 160 —- 30‘6 = 129-4 WE., welche Zahl wir nach abwärts abrunden, nämlich

33) . . 124 WE. per Stunde

in der Folge in Rechnung bringen werden. Ein Calcul, nach den Sauerstoffmengen durchgeführt, welche Menschen verschiedenen Alters bedürfen, führte Dr. Wolpert zu Zahlen, aus denen sich ein interessantes Gesetz abstrahiren lässt. Es ergiebt sich nämlich vom achten Jahre aufwärts bis zum 20. Jahre die Wärmeproduction annähernd durch Multiplication mit 6"2. Man erhält hiernach für ein Lebensalter von 8 Jahren 8.6-2 = 49-6 WE. = rund 50 WE.

15.6- 2= 93

20.6- 2 = 124

15

v 90 „

„    124 „

Vom 20. bis zum 40. Jahre bleibt sich die Production gleich, nimmt aber dann mit dem zunehmenden Alter ab, und zwar um etwa 1 WE. per Jahr von 40 bis 60 Jahren. Man würde daher beispielsweise für einen 60jährigen Menschen 124 — 20= 104WE. per Stunde zu rechnen haben.

34) . .

20

von

Die producirte Wärme wird vom Körper ähnlich wie von einem Heizkörper, nämlich durch Strahlung und Leitung abgegeben, mit Ausnahme des sehr geringen Theiles, welcher durch Ausatlimung an die Luft übergeht. Die Ausathmung hat nämlich eine Temperatur + 37°, während die umgebende Luft nur etwa + 20° hat.

Die Ausathmung beträgt nach obiger Annahme 0*5 cbm. von + 37°, d. i. 0‘5.0-88 = 0"44 cbm. von 0° per 1 Stunde. Die Temperatur-Differenz von Aus- und Einathmung ist 37°— 20° = 17°, daher beträgt die auf diese Weise entstehende Wärme-Abgabe nur 17.0-44.0*3 = 2"24WE also eine gegen diegesammteWärmeproduction verschwindende Quantität.

•?

Künstliche Luftabkühlung.

§ 27. Abkühlung durch Erdcanäle als Luftleitungen durch Eis, dann mittelst Comprimirung der Luft und mittelst Wasserkühler. Beispiele. Um die Luft abzukühlen, leitet man sie zuweilen durch Erdcanäle oder nach der Methode von Fischer und Stiehl über die Oberfläche von Röhren, durch welche die Grundwässer abgeführt werden; oder aber indem man die Luft direct mit Wasserflächen in Berührung bringt, etwa dadurch, dass man das Wasser in mehreren übereinander liegenden Canälen abfliessen lässt; wogegen die Luft entgegengeleitet wird und so nach dem Gegenstromprincipe (vergl. § 69, Abschnitt VI) möglichst viel Wärme an das Wasser abzugeben genötliigt ist. Bezüglich der Erdcanäle ist zu erwähnen, dass dieselben bald ihre kühlere Temperatur verlieren, wenn grössere warme Luftmassen durchgeleitet werden.

Die Kühlung durch Eis ist ergiebiger. Hierbei hätte man dasselbe nach dem Beispiele der Brauereien auf einen Klumpen zusammenschmelzen zu lassen, damit die Luft keine Hohlgänge finde, die durch allmähliche Schmelzung sich noch erweitern. Die Verwandlung von 1 kgr. Eis in Wasser lässt 80 WE. frei. Das Schmelzwasser von 0° kann, wenn es der zu kühlenden Luft entgegenströmt, je nach Umständen bis -f- 20° durch die Luft erwärmt werden. Dann werden aus 1 kgr. Eis circa 100 WE. gewonnen. Nachdem 1 cbm. Eis 800 kgr. wiegt, lässt sich der Eisbedarf berechnen.

Die Luft kann auch mittelst Comprimirung abgekühlt werden. Wir nehmen z. B. als Temperatur des Freien im Sommer tL = —j— 35° und den Luftdruck p₂ = 1 Atmosphäre an. Im Falle einer Verdichtung der Luft auf die Spannung von p₂ = D/2 Atmosphären sei die Temperatur, welche dieselbe unter diesem Drucke annimmt = t₂. Nach 273 +1,

Poisson hat man

273+ t₂

G)

MV

0-29

, d. l.

273 + 35 _/ 1 \ 273+ t₂ \1V₂/

0-29

Daraus folgt

CO CM

0-29

— 273

35) . . t₂ = 308

Die logarithmische Behandlung giebt 308 wird t₂ = 346-43 —273 = 73-43°.

0-29

= 346-43, somit

Nun wollen wir diese durch Pressung erhitzte Luft ohne ihre Spannung zu ändern abkühlen, und zwar auf die Temperatur x°, und die Forderung aufstellen, dass nach erfolgter Entlastung der Luft, nämlich nach Rückgang auf 1 Atmosphäre Spannung die Temperatur -f20° werde. Wir haben sodann t₄ = x, p₄ = l'/₂ Atmosphären,

t₅ = -f- 20°, p₅ = 1 Atmosphäre, daher

273-f-x 273 -f-20

0 29

oder

x = 293

(I)

0-29

— 273 wird.

Daraus folgt x = 329’56— 273 —56’4°.

Wenn daher die Luft von -j-73‘4⁰ auf irgend eine Art blos auf 56’4° abgekühlt würde, so gäbe dieselbe nach Rückführung auf die Spannung von 1 Atmosphäre eine in Bezug auf Temperatur geeignete Zimmerluft.

Wir werden nun ein Beispiel für die Abkühlung durch einen Wasserapparat mit Benützung von Daten durchführen, welche Prof. EL Fischer anführt. Es stelle in Fig. 58 A einen Kühler dar, in welchem das mit -j-10° zu Gebote stehende Wasser nach aufwärts getrieben wird und bis zum Anlangen am oberen Boden durch Wärme-Aufnahme aus der umspülenden Luft eine Temperatur von -f- 20° angenommen habe. Die äussere Luft von -f- 25° strömt bei B ein und Hiesst nach den Pfeilrichtungen C herab, um schliesslich bei D in den abzukühlenden Raum zu gelangen. Wir nehmen per Person eine Erneuerung von 35 kgr. Zimmerluft von -f- 20°, d. i. zufolge Tabelle 36) . . 35.09317 = 33 kgr. per Stunde an.

Für je 1° Abkühlung ist daher die Entziehung von 37) . . 024.33 = 10 WE. nöthig.

Nachdem für je eine Person, als erwachsen gedacht, die Entwicklung von 124 WE. anzunehmen ist, wäre die Entziehung von 124 * 10

38) .

— 12*4° Abkühlung, also ein Sinken der Einströmungs

temperatur auf

39) . . 25— 12’4— 12'6° oder rund —J— 13° nöthig.

Die äussere Luft von -j- 25° hätte nach Tabelle IVA im Falle der Sättigung 22‘95 gr. Feuchtigkeit, die sich aber im Sommer auf etwa 70 Percent, d. i. auf 16 gr. reduciren. Durch Abkühlung giebt dieselbe Feuchtigkeit an die Cylinderfläche ab und wird zuletzt mit -j- 13° im gesättigten Zustande, d. i. mit 1P3 gr. per 1 cbm. unten anlangen.

Sieht man von der geringen Volumsverringerung ab, welche die Luft durch Abkühlung von 25° auf 13° erleidet, so giebt die Differenz ein Wasserquantum von 16 — 11’3==4*7 gr. per Kubikmeter, also

40) . . 35.4*7 = 164-5 gr. per Person und Stunde, welche sich am Cylinder als Schweiss zeigen und nach der Oeffnung D abfliessen. So viel Wärme als zur Verwandlung von -f-0'165 kgr. Wasser von 13° in Dampf von 13 bis 25°, also im Mittel von -j-19°, erforderlich ist, muss umgekehrt der Wasserkörper behufs Condensirung aufnehmen.

O⁻165 kgr.

Die Formel-Tabelle I Nr. 6 giebt als latente Wärme für t=19(> w = 606-5 - 0-695.19° = 593-3 WE.

Fig. 58.

Die Erwärmung des Wassers von 13° auf 19° erfordert 6 WE., mithin beträgt das Erforderniss per 1 kgr. zusammen 593'3 —6 = 600 WE. Das Wasser erleidet daher zufolge 40) eine Erwärmung auf

41)    . . 0165.600 = 99 WE.

Die Abkühlung für Dampfbildung un

gegen die Erwärmung per Person beträgt sonach zusammen

42)    . . 99 + 124 = 223 WE.

Der Transmissions-Coefficient des Apparates ist nach den Angaben der Tabellen Via und VIb zu rechnen.

Wir nehmen ihn zu k = 15 an. Die

19° und das Wasser im

Luft hat ²-^ ¹³

Cylinder —+ ²⁰

= 15°. Die Differenz ist 4°

1)

und somit die Wärme-Aufnahme des Wassers per 1 qm. stündlich 4.15 = 60 WE. Es muss daher per Person eine Kühlfläche von 223 * 60

Wie bemerkt, strömt die Luft mit 11-3 gr. Feuchtigkeit per 1 cbm., also mit 35.11*3 = 395-5 gr. per Person in den Kaum ein. Hierzu die körperliche Ausdünstung, wenn dieselbe zu 100 grm. angesetzt wird,

495-5

-gg-= 14'16 gr. per

43) .

= 3-7 qm. vorhanden sein.

giebt 395"5 -}-100 = 495-5 per 35 cbm. oder

1 cbm. Luft von —f- 20°.

Nach Tabelle IV b beträgt der Sättigungsgrad dieser Luft 17’2 gr. Somit hätte die Zimmerluft den Sättigungsgrad von 82 Percent, wogegen derselbe im Maximum 75 Percent betragen soll. Man müsste daher, um diese Ziffer herabzumindern, eine entsprechend stärkere Ventilation annehmen, und zwar in dem Masse, dass die Rechnung blos eine

relative Feuchtigkeit von höchstens 75 Percent ergäbe. Jedes Kilogramm nimmt bei seiner Steigerung von 10° auf 20° 10 WE. auf, daher

223

sind für obige 223 WE. stündlich -^y = 22⁻3 kgr. = 22‘3 1. Wasser

nöthig. Ist die Anzahl der Personen bekannt, so lässt sich der gesammte Wasserbedarf und daraus auch die Geschwindigkeit rechnen, welche dasselbe im Kühler annehmen muss, um bei der vorausgesetzten Temperaturabnahme die erforderliche Wärme-Aufnahme, respective Abkühlung leisten zu können.

Die Einströmungsöffnungen sind an solchen Stellen des Fuss-bodens anzubringen, welche der Personenfrequenz nicht zugänglich, oder über denselben an irgend welchen Objecten derart, dass keine Zugbelästigung entstehen kann.

Ventilation durch. Temperatur-Differenzen und durch mechanische Mittel.

§ 28. Sommerventilation, auf natürlichen Temperatur-Differenzen, und Winterventilation, auf künstlichen Temperatur-Differenzen beruhend.

Jede Temperatur-Differenz der Aussen- und Innenluft erzeugt eine Luftbewegung und somit einen Luftwechsel, d. i. eine Lüftung im gedachten Raume, die unter der Bezeichnung „auf natürlichen Temperatur-Differenzen beruhende Ventilation” bekannt ist. Ist der Raum beheizt, so entsteht eine künstliche Differenz der Innen- und Aussentemperatur, wodurch die Ventilation sich steigert. Die auf natürlichen Temperatur-Differenzen beruhende Lüftung ist als Sommerventilation nicht immer ausreichend. Sie wird durch Oeffnen von Fensterflügeln, Veranstaltung eines schwachen Gegenzuges durch Oeffnen von gegenüber befindlichen Fenstern oder Thüren und dadurch begünstigt, dass die atmosphärische Luft gewöhnlich in einem gewissen Fortschritte oder Bewegung sich befindet.

Ueber die verschiedenen Ventilationsarten wolle in den Abschnitten über Luftheizung und über Luftbewegung nachgesehen werden.

§ 29. Heger’scher Ventilator. Fig. 59 stellt eine Centrifugal-Ventilation dar. Dieselbe besitzt vier gekrümmte Schaufeln, und die Rotirung derselben erfolgt nach der Richtung des Pfeiles G. Die Luftmassen werden in Folge der Centrifugalkraft gegen die Peripherie des Gehäuses gedrängt. Das Luftprisma des jeweilig gegen die Austrittsöffnung F sich bewegenden Sectors CB DE drängt sich daher gegen diese Oeffnung und entweicht. Dadurch muss durch die kreisförmige Oeffnung Luft von aussen nachdringen. Der Ventilator saugt daher durch die letztgenannte Centralöffnung und bläst durch das Rohr.

Bei diesem Ventilator ergeben sich im Verhältnisse zum Umkreise desselben kleine Ein-und Austrittsöffnungen für die Luft, in Folge dessen sich grössere Geschwindigkeiten und somit auch JA grössere Pressungen ergeben. In- ” soferne nur enge Canäle für die Luftleitungen zu Gebote stehen, leisten diese Ventilatoren entsprechende Dienste.

Fig. 59.

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Stehen weitere Canäle zur Ableitung zu Gebote, so dass der Luft eine Geschwindigkeit von etwa nur 4 m. per Secunde zu geben ist, so wendet man mit Vortheil

Fig. CO.

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Axial-Ventilatoren an. Dieselben erscheinen nach J. Haag’s Construc-

tion in Fig. 60 bis 62 dargestellt. Dieselben besitzen 12 im Winkel von 20° gegen die Umdreliungsebene gestellte ebene Flügel a (Fig. 62), welche an starke Lappen g festgeschraubt sind. Die letzteren sitzen auf einem gusseisernen Kern c c, dessen Durchmesser so bestimmt ist, dass Rückströmungen der Luft durch den Ventilator hintangehalten werden. Da nämlich gegen das Centrum hin die Geschwindigkeit der Flügel und somit auch die der Luft abnimmt, so wäre daselbst die

erzeugte Geschwindigkeitshöhe geringer, als die ausgeglichene Geschwindigkeitshöhe im Ca-nale. Dadurch ergäbe sich rings um das Centrum eine Rückströmung derLuftgegen aussen. Der erwähnte Kern begrenzt aber diesen Umkreis und hindert diese Rückbewegung der Luft. Die durchschnittliche Geschwindigkeit, mit welcher die Luft die Zwischenräume der Flügel passirt, hängt von der fl»Tourenzahl ab und beträgt 6 gP bis 15 m. per Secunde. Die Tourenzahl variirt etwa 200 bis 300 per Minute.

Das Detail der Construction bedarf keiner weiteren Erörterung.

Prof. Dr. Böhm wendet

Fier. 61.

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für seine Anlagen die Ventilatoren nach Heger’schem Systeme an, von welchen die |Fig. 63 und 64 eineDarstellung s geben. Diese Ventilatoren be-

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stehen aus drei Haupttheilen, nämlich aus dem feststehenden Leitrade h mit dem angeschraubten Einführungsconus c, ferner dem Laufrade i, welches mit der Axe d fest verbunden ist, endlich dem Führungskeil fg, welcher am Ende g an dem Canalmauerwerke befestigt ist, und andererseits in f auf einer Verlängerung der vorgenannten Axe aufruht. Leit-und Laufrad besitzen circa 12 Schaufeln, deren Krümmung in Fig. 65 zur Anschauung gebracht ist. Das feststehende Leitrad besitzt Schaufeln von der Form kn, 1 m, welche der Luft eine solche Richtung geben,

dass dieselbe ohne Stosswirkung in die Zwischenräume der Schaufeln ni₇ mi des rotirenden Rades übergeführt wdrd. Die Drehung des Rades

Fig. 63.

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dass der bei m und n

Fig. 63.

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eintretende Luftstrom gewissermassen durch die Bewegung der Schaufeln i m und i n abgeschnitten wird. Die Richtung des Luftaustrittes wäre die Tangente im Punkte q an die Schaufelcurve, wenn man sich das Rad als stillstehend denkt. Da dies aber nicht der Fall ist. so

entsteht eine Resultirende für die Richtung der Ausströmung annähernd nach der Richtung des Pfeiles p.

Fig. 64.

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Der vorgenannte Einführungsconus c hat^die Aufgabe, die Luit in

allmählich zunehmender Geschwindigkeit nach dem Umfange den Schaufeln des Leitrades zuzuführen. Der Führungskeil f g hat Seitenflächen, deren Erzeugungslinien den inneren Kreis des Laufrades einerseits und die senkrechte cylindrische Fläche g andererseits berühren. Dieser Keil soll ein ruhiges Ueberströmen der Luft in den Canalquerschnitt vermitteln. Die Anbringung der Lager, Schmierbüchsen und der Riemenscheibe, sowie die Befestigung des Leitradkranzes an das Mauerwerk sind aus der Figur ersichtlich. Der Keil und der Conus erhalten verschliessbare Oeffnungen, um zu den inneren Constructionstheilen gelangen zu können. Endlich sind auch Schlitzen für die Treibriemen im Conus offen zu lassen.

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Fig. 65.

m.

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Eintritt

k.

Die Durchgangsgeschwindigkeit der Luft durch den Ventilator ist ungefähr dieselbe, wie bei dem vorher beschriebenen Flügelventilator.

Fig. 66.

§ 30. Doppelventilator. Der von Kelling hergestellte Doppelventilator im Wiener Justizpalaste hat die in Fig. 66 und 67 dargestellte Construction. Durch den Canal a wird die Luft angesaugt und nach zwei Richtungen, wie es die Pfeile b an deuten, befördert.

Jeder Ventilator besitzt vier entsprechend schief gestellte Flügel. Die Anzahl der Umdrehungen ist mit 400 per Minute präliminirt.

Wie aus den gegebenen Beschreibungen der Ventilatoren hervorgeht, hat man das System nach der Geschwindigkeit zu wählen, die in dem betreffenden Ventilationscanale erzeugt werden soll. Man geht gewöhnlich bis 4 m. Geschwindigkeit per Secunde.

Verschiedene Methoden der Ventilirung.

§ 31. Zulässige Luftgeschwindigkeit in Räumen. Aus der Tabelle VII6 ist zu entnehmen, dass ein Luftzug von 0448 m. per Secunde

Fig. 67.

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kaum fühlbar sei, daher eine Ventilations-Anlage so eingerichtet sein

muss, dass die Luftbewegung an allen Punkten, woselbst sie mit Perin Berührung kommt, kleiner als 0448 m., etwa 0-25 m., aber

sonen

höchstens 03 m. per Secunde sei. Die Empfindlichkeit der Haut gegen den Luftstrom steigert sich, wenn dieselbe wesentlich kühler oder trockener als die umgebende Luft ist.

Wenn ein Local von oben herab ventilirt wird (siehe § 21), so durchläuft die Luftmasse bei dreimaliger Erneuerung per Stunde bei einer Höhe des Raumes von 4 m. einen Weg von 12 m. per Stunde, also von nur

12

3600

0 003 m. per Secunde.

Diese Geschwindigkeit ist weit unter dem obgenannten Grenzmasse von 0'2 m.

0-02.3600

Bei einer Geschwindigkeit von 0 02 könnte das Local mit einer

— 18fachen Lufterneuerung per Stunde ventilirt werden, vorausgesetzt, dass sich zunächst der Abströmungsstelle Niemand aufhalte. Daraus ist zu entnehmen, dass bei zweckmässiger Anlage der Forderung einer kräftigen Lüftung ohne wahrnehmbarer Luftbewegung Genüge geleistet werden kann.

§ 32. Luftabsaugung, Lufteinblasung, Normen fiir die Anwendung.

Wenn eine kräftige Ventilation blos durch Absaugung bewirkt wird, so verdünnt sich dadurch die Luft im Locale und begünstigt ein Eindringen der Luft durch Fenster- und Thürfugen, sowie auch durch geöffnete Thüren. Es entsteht daher eine Neigung zur Zugbelästigung. Zudem wird auch das Ansaugen von Luft aus den Gängen, Küchen und Aborten begünstigt. Diese Nachtheile bringt das Einblasen von Luft nicht hervor. Es hat sich übrigens für den geregelten Gang der Lüftung als zweckdienlich herausgestellt, die Ventilirung durch gleichzeitiges Einblasen und Absaugen zu bewirken, somit die Pulsion und Aspiration zu vereinigen. Für solche Fälle ist daher ein Ventilator (Gebläse) und ein Exhaustor (Entlufterer) in gegenseitig unterstützende Thätigkeit zu setzen. Doch soll hierbei der Ventilator mit etwas überwiegendem Drucke arbeiten, damit im Raume eine kleinere Luftverdichtung, also ein Bestreben der Luft nach aussen entstehe. Küchen, Speisesäle, Aborte und Stallungen werden zweckmässig durch Absaugung ventilirt, weil dadurch der Verbreitung des Geruches in andere Räume am besten entgegengewirkt wird.

§ 33. Luftmischkammern. Schon im Abschnitte VII, § 25, wurde der Mischung von erwärmter und kalter Luft erwähnt und hiefür eine Einrichtung angegeben. Derlei Einrichtungen sind unerlässlich, wenn die anwesenden Personen direct von der Lufteinströmung berührt werden. Als Beispiel dieser Art führen wir die von Prof. Dr. Böhm im Wiener Opernhause getroffene vorzügliche Anordnung an. Die Luft wird daselbst durch einen horizontalen Canal mittelst Ventilator in eine sogenannte Ankunftskammer von 22 m. Höhe getrieben. Darüber befindet sich die Erwärmungskammer mit Dampfschlangenapparaten, wie aus der blos in schematischer Weise gezeichneten Fig. 68 ersichtlich ist. Die Luft steigt durch den Kreisring a in diesen letzteren Raum auf, wird durch die daselbst im Querschnitte angedeuteten Dampfrohre erwärmt und dringt durch den Kreisring b in den oberhalb befindlichen Mischraum. Die Oeffnungsgrösse wird mittelst der vertical beweglichen Hülse c regulirt. Gleichzeitig steigt auch durch das Rohr e Luft auf, welche durch die Rohrwände nur wenig erwärmt wird. Die Oeffnung wird mittelst des auf- und abschiebbaren Deckels d regulirt. Dieser Strom trifft mit dem vorgenannten warmen Strom in der oberen dritten Kammer zusammen, wodurch sich bei jedem solchen Rohre eine Mischung vollzieht. Bei grösserer Kälte wird die Zuströmung, bevor sie den Ventilator passirt, im Zufuhrcanale, welcher eine Höhe von 9 m. hat, mittelst eines Dampfheizapparates erwärmt. Die erwähnten übereinander befindlichen Räume sind 2-2 m. hoch. Ueber denselben wurde von Prof. Dr. Böhm noch ein vierter, nahezu ebenso hoher Raum

Fig. 68.

Mischkammer

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Erwärmungs

kammer.

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Ankunftkammer

angeordnet, von welchem aus die Vertheilung der Luft nach dem Parterre und den Logengängen erfolgt.

Luftsauger und Luftreflectoren.

§ 34, Verschiedene Apparate als Aufsätze von Ventilations-Schläuchen, Wolpert’scher Sauger, Prof. Meidinger’s Vorschlag. Eine grosse Anzahl von Vorrichtungen wurde ersonnen, um den Wind für Ventilationszwecke nutzbar zu machen.

Prof. H. Fischer bemerkt, dass den bezüglichen Saug- und Reflexionsvorrichtungen zu viel Aufmerksamkeit geschenkt werde.

Fig. 69 stellt einen Apparat für Lufteinblasung dar. Der nach der Pfeilrichtung A kommende Windzug wird nach B reflectirt und wird dadurch in den betreffenden Raum gefördert. Die Fahne C wird

23*

von dem Windzuge selbst in die entsprechende Stellung gebracht, weil der Aufsatz drehbar eingerichtet ist. Dadurch gelangt die Mündung immer in die zur Auffangung des Windes erforderliche Richtung.

Der Sauger (Fig. 70) ist um eine Spindel drehbar und richtet sich daher von selbst immer so, dass die Ausmündung dem Winde

Fig. 69.

abgewendet ist. Dieser streicht längs den Rohrwänden nach der Pfeil-

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->

/||||l||i||f richtung B hinweg und reisst dadurch die benachbarten Lufttheilchen mit.

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ü Dadurch entsteht bei C eine Luftverdünnung und somit eine Saugwirkung, welche ein Abziehen der Luft des betreffenden Locales nach

den Pfeilrichtungen D und C bewirkt.

Die grosse Abnützung, sowie auch das Rosten beeinträchtigt die Wirkung der drehbaren Apparate und reducirt ihre Dauerhaftigkeit, daher man festsitzende, unter den Namen

„Deflectoren” benannte Vorrichtungen vorzieht.

Fig. 70.

Fig. 71.

C-

fl.

Der Apparat (Fig. 71) hat, wie es der Grundriss anzeigt, nach dem Centrum divergirende Fächer. Bei jeder Windrichtung wird daher ein Theil dem Winde zugewendet und ein Theil abgewendet sein. Der erstere wirkt in schon beschriebener Weise einblasend und der zweite absaugend, wie dies in der Figur durch Pfeile angedeutet ist.

Der Wolpert’sohe Sauger ist in Fig. 72 und 73 abgebildet. Die Pfeile A„ A₂ und A₃ zeigen die directe und die Pfeile B, und B₂

die abgelenkte Richtung des Windanpralles an. Hierbei ist zu bemerken, dass die Richtungen A₂ und A₃ durch den Anprall noch eine Ablenkung nach abwärts, entsprechend den Pfeilen A₂' und A₃' erfahren. Diesen Richtungen folgend ergeben sich die Saugwirkungen. Die nach Pfeil C aufsteigende Luftmasse nimmt daher ihren Weg den Saugrichtungen Bi folgend durch die obere und den Saugwirkungen A₃, B, etc. folgend, nach den punktirten Pfeilen durch die Ringöffnung.

Prof. Dr. Meidinger erreicht die erforderliche Saugwirkung für alle Windrichtungen durch die Platte A D (Fig. 74), welche mittelst Stützen BE und CF auf dem Rohre befestigt ist. Derselbe fand, dass zur Erzielung der bestmöglichen Wirkung die Vorsprünge AB und CD dem Abstande BE gleich zu halten seien. Der Verfasser hat zahlreiche Ventilationsaufsätze mit Jalousien hergestellt und durchwegs

Fig. 73.

Fig. 72.

Fig. 74.

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vollständige Erfolge erzielt. Das Wichtigste derartiger Einrichtungen besteht darin, dass der von einer Seite eindringende Wind sofort nach einer gegenüber befindlichen Oeffnung wieder abziehen kann.

Central-Ventilation.

§ 35. Central-Ventilation mittelst Leitungssystemen comprimirter Luft. Für das neue Pariser Stadthaus wurde eine Central-Ventilation projectirt, die darauf beruhen sollte, dass die Ventilatoren durch zugeleitete comprimirte Luft in Gang gesetzt werden. Zu diesem Zwecke sollte die mittelst Dampfkraft comprimirte Luft in Rohrleitungen getrieben werden, welche ähnlich wie Dampfrohre bis über die obersten Deckenconstructionen aufsteigen und sich daselbst nach den einzelnen Stellen verzweigen, woselbst die in grösserer Anzahl aufgestellten Ventilatoren sich befinden. Dieselben waren bestimmt die zugeführte frische, eventuell erwärmte Luft durch senkrechte Fallrohre nach den betreffenden Localen zu treiben. Doch kam dieses System nicht zur Ausführung, indem man zur Anwendung von Elektromotoren schritt.

Normen für die Ventilirung grosser Räume.

§ 36. Erfahrungen und Normen für die Lüftung grosser Räume. Die Einführung der warmen Luft im Winter soll mindestens über Kopfhöhe erfolgen. Dieselbe steigt rasch nacb aufwärts, belästigt daher auch die nahestehenden Personen nicht.

Soll aber dem mit Menschen erfüllten Raume Kühlung zugeführt werden, so ist es zweckmässig, die allgemeine Luftbewegung auch für diesen Fall in der Richtung von oben nach unten als Princip durchzuführen.

Wenn die Luft horizontal mit grösserer Gleschwindigkeit eingeführt wird, so kann es leicht geschehen, dass der Luftstrom durch einen Gegenstand, etwa durch eine gegenüber befindliche Wand oder durch Gesimsungen, auf welche er trifft, mit entsprechender Geschwindigkeit nach abwärts reflectirt wird und eine Zugbelästigung hervorbringt.

Prof. H. Fischer beobachtete in einem solchen Falle bei 1'5 m. Einströmungsgeschwindigkeit in 8’5 m. Entfernung an der Wand noch ein verstärktes Herabfliessen der Luft. Man gebe daher der Luft nur eine Einströmungsgeschwindigkeit von etwa 05 m.

Durch eine Zerstreuung der eingeführten Luft in divergirende Luftstrahlen wird die Mischung mit der Luft des Locales und hiermit die Temperaturausgleichung gefördert. Dieser Zweck wird durch verschiedenartig gerichtete Blechschirme (Leitbleche) oder durch eine horizontale Reihe von Schlitzen ringsum an den Wänden, etwa im Kranzgesimse vertheilt, erreicht.

Wird die Luft durch verticale, freistehende oder längs den Wänden aufgestellte Säulen zugeführt, welche nicht bis zur Decke reichen, so erhält die Luft in Folge ihrer in denselben erlangten Geschwindigkeit eine gesteigerte, lebendige Kraft und wird daher über die Ausmündung hinauf noch aufwärts steigen und sich erst zunächst der Decke mit der übrigen Luft mischen. Es senkt sich daher die Luftmasse in entsprechender Temperatur langsam herab und bringt keine Belästigungen hervor.

Das Abziehen der verdorbenen Luft soll in der Regel am Fuss-boden an möglichst vielen Punkten vertheilt erfolgen.

Der Festsaal des Trocadero-Palastes zu Paris wird mit 200.000 cbm. stündlicher Luftzufuhr ventilirt, wofür die zahlreichen Einströmungen in der mittleren kleinen Kuppel angebracht sind, welche über den Köpfen der Menschen eine Höhe von 80 m. hat. Die Luftabzüge, circa 15.000 an der Zahl, sind über den ganzen Saal vertheilt. Die Rücklehnen der Sessel sind an ihren Zusammenstosspunkten mit senkrechten

Rohren versehen, welche am oberen und unteren Ende vergitterte Oeffnungen haben und als Luftabzüge dienen. Eine Zugbelästigung findet nach persönlicher Wahrnehmung Prof. Fischer’s auch bei gänzlicher Füllung des Saales, also bei voller Wirkung der Ventilation selbst unterhalb der mittleren Kuppel nicht statt.

In gewöhnlichen Localen, die blos mit einer auf natürlichen Temperatur-Differenz en beruhenden Ventilation versehen sind, bringt man für die Sommer-Ventilation nahe an der Decke eine Abzugsöffnung an, weil die Luft durch die Personen erwärmt wird und daher eher ein Bestreben erhält, durch eine obere Oeffnung ihren Abzug zu nehmen.

Ventilirt man einen grossen Saal von oben nach unten und setzt die Heizkörper in einen Raum oberhalb der Decke, so muss die oben zuzuleitende Luft mittelst Ventilatoren gezwungen werden, eine ihrem Aufsteigbestreben entgegengesetzte Richtung anzunehmen. Setzt man aber die Heizkörper in einen Raum unterhalb des Saales, von welchem aus ein senkrechter Canal nach dem Raume oberhalb der Decke führt, dann tritt die Function der Ventilations-Luftheizung ein. Die Luft steigt nämlich von selbst in den oberen Raum auf und strömt in den Saal als Ersatz derjenigen Luft ab, die an einer anderen Stelle aus dem Saale abgezogen wird. In diesem Falle hat man durch Ventilatoren eine von selbst eintretende Luftbewegung nur noch zu unterstützen, und der Erfolg wird daher ein weitaus verlässlicherer sein, als im ersterwähnten Falle. Ist der Saal elektrisch beleuchtet, so entsteht in der oberen Luftregion des Saales keine Erhitzung und keine Luftverderbniss durch Beleuchtungsobjecte, daher bei einer Ventilation von oben nach unten nur reine Luft nahezu von der Temperatur herabsinkt, mit welcher sie zugeführt wird. Die Ventilation von unten nach oben hat in gewissen Fällen auch ihre Vorzüge. So z. B. schwindet in Rauch-localen der Tabaksqualm schneller aus dem Bereiche der Anwesenden, wenn die Ventilationsluft, an vielen Punkten vertheilt, direct nach aufwärts steigt. Eine gleichförmige Vertheilung der Oeffnungen ist leicht durchzuführen, wenn der Saal für feste Sitzplätze bestimmt ist, wie z. B. in Theatern, weil diese Oeffnungen unterhalb den Sitzen angebracht werden können. In Tanzsälen ist dies aber nicht der Fall. Allfällig blos gegen die Wände ringsum gelegte Ausströmungsgitter lassen eine Belästigung besorgen.

Ein Abziehen der Luft durch Fussbodengitter ist beiweitem nicht so empfindlich für die Nahestehenden, als ein Einblasen. Als Gleichniss möge die Leichtigkeit dienen, mit welcher durch Blasen eine Kerzenflamme gebeugt werden kann; und dem gegenüber die kräftige Ansaugung, welche erforderlich ist, um aus derselben Entfernung eine Beugung der Flamme zu bewirken. Man kann daher der

durch. Fussbodengitter abziehenden Luft, ohne eine Belästigung zu besorgen, eine grössere Geschwindigkeit, respective dem Gitter ein geringeres Flächenmass geben.

Wenn der betreffende Saal selten geheizt wird, so giebt eine Ventilirung von unten nach oben ein Mittel an die Hand, den Saal-fussboden entsprechend zu durchwärmen, insoferne sich die Sammelräume oder Canäle für die warme Luft unterhalb des Fussbodens ausbreiten.

Aus dem bisher Gesagten geht hervor, dass es selbst bei einem und demselben Objecte wechselnde Verhältnisse geben könne, die bald das eine, bald das andere der beiden eben erörterten Ventilationssysteme als zweckdienlicher herausstellen. Wenn man es daher bei einem Ventilationsobjecte in der Macht bat, die Ventilationsanlage für einen beliebigen Wechsel der Systeme einrichten zu können, so hat man jedenfalls eine grosse Sicherheit für eine unter allen Verhältnissen zufriedenstellende Ventilationswirkung dadurch erreicht.

Fig. 75 zeigt eine solche Einrichtung in schematischer Darstellung. Die frische Luft strömt durch den Canal a zur Heizkammer b, wird daselbst erwärmt, zieht bei c ab, steigt in den Verticalcanal auf, um bei f in den Warmluft-Sammelraum i zu gelangen. Daselbst wird sie durch die Saaldecke bei h und g in den Saal abgesaugt, gelangt durch die Fussbodengitter n und o in den unteren Sammelraum p, von wo sie durch den Verticalcanal ml in’s Freie abzieht. Während dieser Functionirung müssen aber die Zweigcanäle d und k geschlossen sein. Oeffnet man dieselben aber jetzt und scliliesst die Zweige f und m, so muss die Warmluft den Weg von c d nach o und n und die abziehende Luft den Weg von h und g den Weg nach i und k 1 nehmen.

Besitzt der Saal eine Gallerie und ist dieselbe entsprechend mit Menschen gefüllt, so soll die schlechte Luft unmittelbar abziehen, nicht aber erst dem Ventilationsprincipe „von oben nach unten” folgend, nach dem Parquette zu gehen, um erst dort ihren Abzug zu finden. Aus ähnlichem Grunde hat die Gallerie ihre separaten Luftzuführungen zu erhalten, wenn von unten nach oben ventilirt wird. In Theatern wird eine Ventilation von oben nach unten vielfach durch Gegenströmungen gestört, welche die grosse Anzahl von Zugängen und der hohe, eine förmliche Aspirationsesse darstellende Bühnenraum verursachen. Daher haben die Versuche mit dieser Ventilationsart kein glückliches Resultat geliefert, und es muss die von Prof. Dr. Böhm im Wiener Opernhause angewendete Ventilationsart von unten nach oben als die richtige bezeichnet werden.

Zudem bietet auch die grosse Anzahl von festen Sitzplätzen im Parquette und in den Gallerien eine günstige Gelegenheit für eine richtige Vertheilung der Lufteinströmungen, welchen ohne Schwierigkeit eine Minimalgeschwindigkeit gegeben werden kann.

Fig. 75.

§ 37. Berechnungen über die Ventilirung eines grossen Saales. Wir denken uns einen geräumigen Festsaal von 15 m. Höhe in einem derart gefüllten Zustande, dass auf jeden Quadratmeter Fussboden-fläche drei Personen zu ^ stehen kommen. Der Luft- >

cubus beträgt daher —^

= 5 cbm. — J.

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Geht man in dem vorliegenden extremen Falle bis zur Grenze von R —a = l*4—0'4=1 (s.

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--G

Formeln in Tabelle VII d), so wird die Qualität der Luft noch etwas geringer als es der Kategorie 6 der genannten Tabelle entspricht; und setzt man in Rücksicht aufPersonen verschiedenen Alters c = 17, so wird c = 17 zufolge Formel 11)

17

44)’.

. m =    = 3-4

5

Diese 3’4 fache Lufterneuerung    entspricht

einem Quantum von

45) . . 3*4.5 = 17 cbm. per Stunde und Person.

Aussen- und Innenluft nehmen wir zu -j-20° an. Zur Sommerszeit, die wir voraussetzen, kann der Sättigungsgrad mit 70 Percent angenommen werden. Für die Saalluft wollen wir vorläufig einen noch geringeren Feuchtigkeitsgrad, nämlich 60 Percent, als äusserste Grenze gelten lassen.

Mit Rücksicht auf Tabelle IV c hat man für die Aussen- und Innenluft beziehungsweise

46)    . . 70% von 17-13 gr. = 12 gr. und

47)    . . 60% „ 17-23 „ = 10-3 gr.

Nimmt man als durchschnittliche Feuchtigkeitsausscheidung per Person stündlich 38 gr. an, so giebt die Formel 18) zufolge 45) und 46)

38

R = 12 +

17

= 14*2 gr.

Im Vergleiche zu 46) ergiebt sich schon um 14’2 — 12 — 2'2 gr. Uebermass an Luftfeuchtigkeit, und es erhält die in den Saal eindringende Aussenluft einen relativen Feuchtigkeitsgrad von

17*23

14’2 : ■    ■ — 83%, also eine Vermehrung um

48) . . 83 — 70=13%.

Wie schon im § 19 dargethan, lässt sich der Feuchtigkeitsgrad durch Vermehrung der Ventilation bis annähernd auf den der äusseren Luft, in unserem Falle daher bis gegen 12 gr. per Kubikmeter herabstimmen. Im Weiteren müsste aber zur künstlichen Lufttrocknung Zuflucht genommen werden; für solche Einrichtungen haben wir jedoch blos einige von Prof. H. Fischer angegebene Daten, deren wir bereits im § 24 erwähnten.

8 1. Gas per nach Tabelle VII c

Rechnet man für Beleuchtung des Saales nur 1 cbm., so giebt dies per Person 5.8 = 40 1 entsprechend einer stündlichen Kohlensäureproduction von

127

⁸⁶^ = 27 1.

Dieses Quantum erfordert nach der schon ad 44) benützten Formel 27

eine m = =- = 5*4fache Lufterneuerung per Stunde, entsprechend

einem Quantum von 5.5*4 = 27 cbm. per Person. Mit Rücksicht auf 45) hätte man als gesammten Bedarf per Person

49) . . 17+ 27 =44 cbm. stündlich.

Nach Tabelle VII e erzeugen 40 1. = 0*04 cbm. Gas bei ihrer Verbrennung 0 04.0*8=0*032 kgr. bis 0*04.1*3 = 0*052 kgr. Wasserdampf, wofür wir rund 0*05 kgr. = 50 gr. nehmen. Somit sind jetzt per Person 38 + 50 = 88 gr. Feuchtigkeit zu veranschlagen. Wir erhalten mit Rücksicht auf 49)

88

50) . . R= 12 + -g = 14 g¹’- Dampf per 1 cbm., mithin in Folge

der vermehrten Ventilation um 0*2 gr. weniger als früher gefunden . wurde. Zufolge Tabelle VII e entwickelt 1 1. Gas 4 bis 7 WE., wofür wir 6 annehmen wollen. Die obberechneten 40 1. liefern daher

240 WE. Die Wärme-Entwicklung per Person rechnen wir nach 45) zu rund 120 WE. Demnach entfällt im Ganzen per Person ein Quantum von

51) . . 240+ 120 = 360 WE. stündlich.

Nimmt man nun an, es zielte die Luft an der Decke des Saales mit-f-40⁰ ab, so entweichen dadurch per Kubikmeter (40—20) 0⁻3 = 6WE.

52) . .

Es müsste daher die Lufterneuerung per Stunde 360

—g-=60 cbm. per 1 Person betragen, wenn die Temperatur

des Saales auf -f- 20° erhalten bleiben soll.

Nun ist aber zu berücksichtigen, dass die Wände in der Regel eine geringere Temperatur besitzen als die Luft, und daher umso mehr abkühlend wirken, wenn die Luftwärme im Saale zunimmt. Auch die Fenster beginnen dann abkühlend zu wirken. Daher würde in Wirklichkeit eine geringere Lüftung als die von 60 cbm. nöthig werden.

Wenn aber die Gasluster so angebracht werden, dass von ihnen aus direct der heisse Luftstrom seinen Abzug finden kann, ohne sich erst mit der übrigen Luft des Saales merklich zu mischen, so wird nur ein verhältnissmässig geringerer Theil der durch Gasflammen erzeugten Wärme in Rechnung zu nehmen sein, und es werden sich massigere Ventilations-Resultate ergeben.

Man wird demzufolge der Ventilation folgende Einrichtung geben:

Zunächst der Decke ringsum vertheilt wird man die Aussenluft einführen und dieselbe vielfach vertheilt in den unteren Regionen, zumeist am Fussboden oder durch OefFnungen in diesem letzteren absaugen. Hiernach wird über der Decke ein Gebläse und unterhalb des Fussbodens ein Entlüfterer (Exhaustor) functioniren. Einen Theil der Luft, nämlich denjenigen, welcher wesentlich die Verbrennungsproducte der Beleuchtungsobjecte enthält, wird man unmittelbar durch die OefFnungen oberhalb abziehen. Erfahrungsgemäss soll dieses Quantum beiläufig ein Viertel des Totalbedarfes betragen.

Würde alle durch die Beleuchtungsobjecte erzeugte Wärme ab-

20 cbm., nahe übereinstimmend mit 45) ergeben. Nachdem aber diese Annahme nicht ein-treffen wird, so müsste man mit dem Ventilationsquantum per Person etwas höher als auf 20 cbm. gehen, um den beabsichtigten Erfolg zu erzielen. Es ist wohl selbstverständlich, dass man die LusterabzugsöfF-nungen und die oberen Einströmungsöffnurgen von einander möglichst entfernt halten wird, damit die oben einströmende Luft nicht etwa ihren Weg zu den Lustern anstatt nach abwärts nehme.

120

ziehen, so würde sich Gleichung 52) in -g—

Apparate zur Messung der Luftgeschwindigkeit.

§ 38. Anemometer. Zur Messung der Luftgeschwindigkeiten bedient man sich eines kleinen Flügelrades ähnlich dem in Fig. 63

dargestellten Ventilator, nur mit dem Unterschiede, dass liier eine grössere Anzahl von Scliäufelchen vorhanden ist. Je nach der Stärke des Luftstromes wird das Rädchen mit grösserer oder geringerer Geschwindigkeit bewegt. Ein mit der Axe derselben in Verbindung-stehendes Zahnradsystem bildet einen Zählapparat für die Umdrehungen. Derselbe ist in ein Gehäuse eingeschlossen und mit einem Zifferblatte versehen, auf welchem mehrere Zeiger in Bewegung sind. Der grösste derselben giebt die einzelnen Umdrehungen an und vollendet eine Kreisbewegung, sobald deren 100 erreicht sind. Ein kleiner Zeiger mit besonderem Theilungskreise giebt die Tausende der Umdrehungen an, u. s. f.

Fig. 76.

Ein derartiges Instrument wird Anemometer genannt.

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/CC

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Je nach dem Durchmesser des Rädchens, der Grösse und Winkelstellung der Schaufelfläche und je nach den Reibungswiderständen bildet sich eine Relation zwischen D den Geschwindigkeiten der Luft- und / Radbewegung heraus. Wir denken uns nun einen Schnitt durch eine der Schaufelflächen so geführt, dass der Radius, respective die Mittel-\ linie dieses Flügels senkrecht gegen die Schnittebene steht, und dass die Linie A B (Fig. 76) den so sich ergebenden Schnitt darstellt. Das Instrument wird immer so gestellt, dass das Flügelrad, d. i. der kreisförmige Ring, in welchen das Rad eingeschlossen ist, und von welchem a b d c ein Bruchstück darstellt, senkrecht vom Luftstrome getroffen wird, so dass dessen Richtung D C parallel zur Instrumentaxe sich stellt.

Die Luftgeschwindigkeit D C = v giebt eine Componente C F senkrecht gegen A B, als Stosswirkung, welche gänzlich zur Bewegung des Rades aufgewendet würde, wenn dasselbe in Ruhe stünde. Da wir uns aber dasselbe mit der Geschwindigkeit CE = u sich bewegend vorstellen, so entsteht eine Componente CG, um welche sich die Stosswirkung abschwächt. Die zur Radbewegung aufgewendete Stosskraft ist daher eine Function der restlichen Geschwindigkeit, d. i. von CF — CG = vcosa— usina, wobei immer v cos a> usina, d. i. v > u tg a, oder

53) . . y = u tg a -f- C sein wird, woraus C irgend eine zu bestimmende positive Grösse bezeichnet. Würde das Rad durch eine andere Kraft, als die des Luftzuges genau so schnell bewegt werden, dass C G = C F wird, so würden alle Punkte von AB in Folge der Bewegung von C gegen E stets so schnell zurückweichen, dass die Luft ohne Minderung ihrer Schnelligkeit durch das Rad ziehen, somit eine Stoss-wirkung nicht erfolgen könnte. Die lebendige Kraft, welche auf das

Rad einwirkt, ist gleich cyF

wenn c einen Er-

(vcos a — usina)²

2g

fahrungs-Coëfficienten, F die Flügelfläche und y das specifische Gewicht der Luft oder des Gases bezeichnet. Nachdem sich während der Bewegung bei gleicher Luftgeschwindigkeit nichts ändert, so ist diese lebendige Kraft eine constante, die wir mit L bezeichnen, und erhalten daher nach Ferrini die Gleichung

54) . . c y F X

(v cos a — u sin a)²

2g

= L, woraus

v = u tg a -4-

^ . — hervorgeht. Mit Rücksicht auf 53) ist

cF

cos a

nur das positive Zeichen beizubehalten, somit haben wir

. 1

u . tg a h--

¹ cos a

55) .

Man ersieht aus dieser Gleichung, dass die Theile ausser u, = für dasselbe Instrument constant sind. Die Grösse c

mag je nach den Luftgeschwindigkeiten veränderlich sein. Innerhalb kleinerer Geschwindigkeits-Differenzen kann jedoch c als constant angenommen werden. Die Gleichung 55) nimmt dann die Form an

= und

1/ c

56) . . v = Au + B

Hierin sind A und B constante Grössen, die für verschiedene Geschwindigkeits-Intervalle etwas voneinander abweichen. Handelt es sich um Messungen von Luftgeschwindigkeiten innerhalb der gewöhnlich vorkommenden Temperaturen unter natürlichem Luftdrucke, so kann auch y als constant behandelt werden. Obige Gleichung nimmt dann die Form an:

57) . . v = Au-j-B

Man dehnt am häufigsten je eine Beobachtung auf mindestens eine Minute aus und versteht unter u die Umdrehungszahl und unter v die Geschwindigkeit in Meter, beides auf die Dauer einer Minute reducirt. Die Werthe A und B sind aus Versuchen bei Luftbewegungen

von bekannter Geschwindigkeit zu bestimmen. Man hat z. B. für Vi und v₂ und die respectiven Ablesungen ut und u₂ v₁=Au, -j-B und v₂ = A u₂ -|- B, woraus

v₂ ut —v, u₂

58) . . A =

folgt, giltig für das

und B

Vt — v₂

Uł — u₂

u, — u2 Intervall von vi bis v₂.

In neuerer Zeit verfertigt man auch die Anemometer so, dass durch die Dimensionirung und Stellung der Schaufeln, annähernd für alle Geschwindigkeiten, A = 1 und B = 10 wird, man hat dann 59) . . v = u + 10

Bewegt man ein Anemometer mit bekannter Geschwindigkeit in einem luftstillen Raume, z. B. in einem geschlossenen Locale, in dem man mit demselben möglichst gleichförmig herumgeht und dasselbe stets senkrecht gegen den Strom richtet, so kann man dadurch nach den Formeln 58) die Constanten A und B ermitteln.

Befestigt man das Anemometer an den Umfang eines horizontalen oder verticalen Rades von entsprechend grossem Durchmesser, so kann man sehr leicht die Constanten für grosse Geschwindigkeiten bestimmen. Denn da die Radumdrehungen und der Durchmesser bekannt sind, lässt sich der Weg und hierdurch die Geschwindigkeit v leicht berechnen. Die durch das Drehen des Rades auftretende Fliehkraft der Luft wird allerdings das Resultat etwas beeinflussen.

Würde es sich um besondere Genauigkeiten handeln, so empfiehlt der Verfasser den Gebrauch eines möglichst grossen cylindrischen Gefässes, welches mit Wasser zu füllen ist. Der luftdicht aufzulegende Deckel hat einen Ausschnitt zu erhalten, in welcher das Flügelrad des Anemometer, respective dessen cylindrische Fassung genau einzupassen ist. Zunächst des Gefässbodens ist ein Ablasshahn anzubringen. Mittelst eines Wasserstandsrolires kann die Wasserabnahme im Gefässe sehr leicht direct abgelesen werden, oder auch mittelst kleinerer geaichter Gefässe, womit die ab fliessenden Wasserquantitäten direct gemessen werden können. Die gleichzeitige Beobachtung der Uhr ermöglicht es, hieraus die per Minute oder perSecunde abgeflossenen Quantitäten zu bestimmen. Offenbar muss durch das Anemometer eine genau gleiche Quantität Luft in das Gefäss von oben in den Raum nachströmen, welcher durch das abgeflossene Wasser leer wurde. Nachdem man die Kreisfläche des cylindrischen Ringes kennt, welcher das Flügelrad enthält, so kann man aus den bekannten Daten die durchschnittliche Geschwindigkeit der Luft berechnen.

Bei Anemometer-Beobachtungen hat man darauf Bedacht zu nehmen, dass die Luft in den verschiedenen Partien eines Querschnittes nicht mit gleicher Schnelligkeit strömt. Es ist daher zu empfehlen, das Anemometer während der Beobachtung regelmässig im Querschnitte hin und her, sowie auf und ab zu bewegen, damit dasselbe die Mittelgeschwindigkeit anzeige.

VIII. ABSCHNITT.

Kamin- und Ofenheizung.

Kaminheizung.

Fig. 77.

§ 1. Einfache Kaniinlieizuug. Im Mittelalter erwärmte man das Innere der Gebäude durch tragbare Kohlenbecken oder mittelst offener Feuerherde. Aus dieser Feuerungsart ging der Kamin hervor, wovon Fig. 77 eine der vielen bestehenden Constructionen darstellt. Der Feuerherd a ist auf Rollen beweglich und wird so weit in das Zimmer vorgeschoben, als es ohne Rauchbelästigung angeht, sobald nach dem Anzünden des Feuers der Zug im Schornstein ein lebhafter geworden ist.

Kamine mit feststehendem Herde geben an das Zimmer 12 bis 14 Percent der Wärme ab, welche der Brennstoff entwickelt. Kamine mit Rollherden geben einen Effect von circa 20 Percent.

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Es gehen daher beziehungsweise 88 bis 86 • bis 80 Percent der entwickelten Wärme mit dem Rauche durch den Schornstein ab.

Die durch eine so entstehende bedeutende Erwärmung des Schlotes erzeugte Zugkraft bewirkt ein Absaugen der Zimmerluft von etwa 1000 bis 1200 cbm. per Stunde. Diese Ventilirungsart wird aber den Personen, die sich vor dem Kamine aufhalten, schädlich. Denn der Erzatz der abströmenden Zimmerluft wird aus allen Thür- und Fensterfugen mächtig angesaugt. Die hereinströmende kalte Luft nimmt ihren Weg direct nach dem Kamine und trifft die dort befindlichen Personen von rückwärts, während sie gleichzeitig von vorne durch die Feuerstrahlung erwärmt werden.

Fig. 78.

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§ 2. Kamin mit Aspirationsschlot. Fig. 78 giebt die Darstellung eines mit vollständiger Yent ilationseinrichtung versehenen Kamines. Die Feuergase nehmen hier in einem eisernen Schlote ihren Abzug, der sich frei in einer Kammer befindet und ähnlich wie ein Ofen auf die Luft erwärmend wirkt. Dieselbe steigt daher auf und strömt durch die obere Jalousie in den Zimmerraum aus, wogegen am Fusse der Wärmekammer frische Luft in der Pfeilrichtung nachdrängt. Man sieht, dass bei dieser Einrichtung die vorhin beschriebene kalte Zugwirkung durch Thür- und Fensterfugen entfällt, weil sich die Luft durch den Ventilationscanal ersetzt, und dass der Apparat nicht blos durch Strahlung Wärme abgiebt, sondern die Zimmerluft auch direct durch Warmluftzuströmung erwärmt.

Fig. 79 zeigt den Feuerherd für Steinkohle und Fig. 80 für Holz. Aus der von Morin lierrührendenTabelle Villa sind die Abmessungen

Fig. 80.

Fig. 79.

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für derlei Kamine verschiedener Grösse zu entnehmen. Der beschriebene Galton’sche Kamin vermag nach Morin einen Luftaustausch von 300 bis 1500 cbm. per Stunde zu bewirken. Für grössere Anforderungen soll das Local mit einem zweiten Kamin versehen werden.

Die Reinigung des Schlotes erfordert ein Abstossen des Russes nach dem Feuerraum, woraus leicht eine Verunreinigung des Zimmers entsteht. Will man dies vermeiden, so muss der Schlot in einen nach unten allenfalls in den Keller führenden Mauerschlot münden, der am

Ende mit einer verschliessbaren Putzöffnung zu versehen ist. Durch diese Oeffnung wird der abgestossene Russ entfernt.

Fig. 81.

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Fig. 82.

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§ 3. Kamin mit Circulations-Heizflächen. Der freistehende eiserne Kamin mit durchbrochenem Mantel verbindet die Wii*-kung eines Kamines mit der eines Ofens. Ueber diesenKamin (Fig.82) ist zu bemerken, dass der Feuerkasten gehoben erscheint, um unterhalb desselben reichlichen Raum für die Einströmung der Luft unter den Rost zu gewinnen. Aus Fig. 81 ist das Abzugrohr nach dem Rauchfang zu ersehen. Den Feuerkasten umgiebt der Raum a, welcher von dem reich-decorirten Mantel umschlossen wird. Die Zimmerluft drängt durch die unten angebrachten ornamentirten Oeffnungen in den Raum a ein, umspült den Kaminkasten und strömt durch die Oeffnungen unterhalb der Deckplatte des Mantels wieder in den Zimmerraum aus. Nebstdem wirkt auch noch der erwärmte Mantel durch eine milde Strahlung und durch Luftberührung erwärmend auf das Locale. Wird der Raum a mit einem Frisch-luftcanale in Verbindung gebracht, so kann auch mit Ventilation geheizt werden.

§ 4. Kaminofen. Noch ausgeprägter findet man die Vereinigung von Kamin und Ofen im sogenannten Kaminofen (Cheminëes-poêles), welcher in Fig. 83 dargestellt ist. In demselben ist der Feuerkasten des Kamines mit seinem Rauchrohre b wie bei der früheren Construction

in Wirksamkeit. Nebstdem ist aber noch ein zweiter Feuerraum c (Fig. 84) für die Ofenheizung seitwärts angebracht, dessen abziehender Rauch in den vertiealen Canälen 1, 2, 3, 4 und 5 (Fig. 83 und 85) auf und ab geht, um zuletzt am oberen Punkte des Canales 5 in das Rauchrohr d zu gelangen, welches gewöhnlich in denselben Schornstein mündet, wie das Rauchrohr des Kamines. Der Rauch steigt zuerst im Raume 1 auf, tritt oben durch eine seitliche Oeffnung in den Canal 2, geht nach abwärts und findet am unteren Ende die Oeffnung zum

Fig. 84.

Fig. 83.

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mm

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Fig. 85.

Einströmen in den Canal 3 u. s. w.

Bei milder Temperatur wird blos der Kamin geheizt. Selbstverständlich kann auch hier eine Ventilationsheizung erzielt werden, wenn der Ofen mit einem Frischluftcanale in Verbindung gesetzt wird.

Stubenöfen.

§ 5. Eiserne Stubenöfen im Allgemeinen. Wenn es sich nicht um ununterbrochene Heizungen handelt, ist der eiserne Ofen zweckdienlich. Derselbe erhält, wie allbekannt, ein Rohrsystem aus

Eisenblech, durch welches die aus dem Ofen kommenden Verbrennungsgase durchziehen und so erst nach genügender Abgabe ihrer Wärme in den Schornstein gelangen. Nach Schluss der Heizung werden die Heiz- und Aschenthürchen gut geschlossen, damit die Zimmerluft nicht permanent den Ofen durchzieht und eine Auskühlung des Raumes bewirkt. Wenn aber das Rauchrohr des Ofens direct in den Schornstein in horizontaler oder wohl gar ansteigender Richtung mündet, so wird die Auskühlung des Ofens, in welchem sich vielleicht noch eine Gluth befindet, schnell vor sich gehen. Denn die warme Luft kann in directer Richtung vom Ofen durch den Schlot aufsteigen, und es ersetzt sich dieselbe durch Gegenströmung, indem von aussen kalte Luft in den Schlot sinkt und allmählich bis in den Ofen herab gelangt. Diesem Uebel-stande wird vorgebeugt, wenn das aus dem Ofen heraustretende Rohr ein nach abwärts gerichtetes Knie erhält und erst das Ende desselben in den Schlot gemündet wird. Bei Vorhandensein eines Rauchrohr-systemes ist dieser Forderung ohnedies Genüge geleistet.

Durch einen Sperrschuber im Rauchrohre kann man allerdings ganz einfach der Auskühlung Vorbeugen, allein es entsteht dadurch die Gefahr einer Kohlenoxydausströmung in das Zimmer. Daher ist es gerathen, solche sogenannte Hitzsperren gar nicht anzubringen.

Ein ohne Ventilation heizender Ofen muss die zur Verbrennung erforderliche Luft aus dem zu beheizenden Zimmer beziehen. Der Ersatz bildet sich aus kalter Luft, welche durch Thür- und Fensterfugen hereingezogen wird. Dieselbe ist specifisch schwerer als die Zimmerluft, sinkt daher zu Boden, und wird zunächst vom Ofen wieder angesaugt. Derlei Räume haben daher kältere Fussböden als solche die mit aussen zu beheizenden Oefen besetzt sind.

Fig. T58.

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Dr. Wolpert bringt an dem vorbesagten Knierohre (Fig. 86), nämlich an dessen unterem Ende eine drehbare Kapsel b b an, welche ringsum mit Schlitzen versehen ist, die mit gleichen am Rohre angebrachten Schlitzen a übereinstimmen. Je nachdem die Kapsel gedreht wird, stimmen entweder diese Schlitzen vollständig oder es decken sich die Oeffnungen theilweise oder auch gänzlich. Mit dieser Vorrichtung kann man eine Ventilation erzielen. Denn es wird aus diesen Oeffnungen Zimmerluft angesaugt und geht vereinigt mit dem Rauch nach Ô den Pfeilrichtungen c und c' ab.

Da die angesaugte Luft den Rauch abkühlt, so wird die Zugkraft gemindert. Es kann daher eine solche Kapsel auch in gewissen Fällen zur Zugregulirung des Feuers dienstbar sein.

§ 6. Säulenofeu, Circulationsofen, Etage-Ofen. Eine Construction einfachster Art für einen eisernen Ofen ist der in Fig. 87 dargestellte Säulenofen. Der gusseiserneFeuerbehälter d hält die directe Bestrahlung der Ofenwandung durch das Feuer, somit das Glühendwerden hintan. Nachdem die Feuergase auf kurzem Wege zum Rauchrohre b gelangen,

Fig. 87.

so entsteht eine verhältnissmässig kleine Heizfläche, daher der Effect

Fig. 88.

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des Ofens mit seiner Grosse nicht im Verhältnisse steht. Man ist daher bestrebt, durch Feuerzüge, etwa nach Schema Fig. 88 und 89, längere Rauchwege zu schaffen. Dadurch ergeben sich kastenförmige Oeffnungen, welche die Heizflächen nach Erforderniss vermehren. In dieser Construction nennt man diese Oefen Circulir- oder Etage-Oefen.

Die von innen zu beschickenden Oefen beziehen das zum Ver-brennungsprocesse erforderliche Luftquantum aus dem beheizten Raume und tragen daher zur Ventilirung bei, deren Grösse jedoch nur mit einer Y₁₀maligen Lufterneuerung per Stunde veranschlagt werden kann. Durch eine lebhafte Feuerung wird der Nutzeffect erhöht. Bei träger Verbrennung stimmt der Luftüberschuss die Temperatur herab und die Heizwirkung stellt sich im Verhältnisse zum Wärme-Abgänge, welchen der Rauchfang verursacht, ungünstig heraus.

Fig. 89.

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§ 7. Mantelofen. Eiserne Oefen wirken bei starker Beheizung belästigend auf die Umgebung. Morin fand das Thermometer in diesem Falle in 1 m.

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Entfernung vom Ofen noch mit -j-50° und in doppelter Distanz mit -(-33° bis 36°.

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Wird der Ofen mit einem Mantel umgeben, so mildert sich die Strahlung, weil die zwischen Ofen und Mantel circulirende Luft den letzteren abkühlt. Ein hoher Mantel beschleunigt die Luftcir-culation, weil die drückende Luftsäule dadurch eine grössere wird, und steigert demnach den Wirkungsgrad der Heizfläche. Eine grössere Entfernung des Mantels vom Ofen macht es möglich, dass selbst bei geringer Höhe, also bei kleiner Geschwindigkeit grosse Luftmassen circuliren können.

Die Luftzuströmungsöffnung zunächst des Fussbodens sowie auch die obere Abströmung genügt bei mittleren Wohnzimmern mitOT qm. Querschnitt. Dr.Wolpert zieht eine seitliche obere Oeffnung einer solchen vor, die im oberen Boden des Mantels angebracht wird, weil durch seitliche Oeffnungen Gegenströmungen, die den Effect verringern, vermieden werden.

Wird der Mantelzwischenraum mit einem unter dem Fussboden befindlichen oder von seitwärts kommenden Frischluftcanal in Verbindung gebracht, so kann die frische Luft emporsteigen. Durch entsprechende Klappen- oder Schubvorrichtungen kann die Heizung

auf Circulation, Ventilation oder auf ein beliebiges Verhältnis beider gestellt werden.

Die Wärme-Ausstrahlung einer Heizfläche steht im Verhältnisse des Unterschiedes ihrer Temperatur gegen die der Fläche, gegen welche die Strahlung erfolgt. Einem Ofen ohne Mantel stehen die kühlen Wand- und Fensterflächen gegenüber; dagegen hat ein Mantelofen die erwärmte Mantelfläche vor sich. Letzterer wird daher weniger strahlende Wärme abgeben. Namentlich bleiben auch die Gegenstände im Zimmer länger kühl, weil die Ausstrahlung des Mantels keine ergiebige ist. Man wird daher dort, wo immer nur auf kurze Zeiten und möglichst schnell zu beheizen ist, mit Vortheil einen eisernen Ofen ohne Mantel anwenden. Da nebstdem die Eisenwandung desselben ein vorzüglicher Wärmeleiter ist und wenig Masse hat, so dringt auch sofort mit dem Heizbeginn die Wärme durch die Wände, erhitzt dieselben schnell, und es erfolgt, wie oben gedacht, sogleich eine ergiebige Wärme-Ausstrahlung. Nach dem Abgehen des Feuers erkaltet ein solcher Ofen aber auch ebenso schnell.

§ 8. Meidinger’sclier Fiillofen. Der eiserne Ofen erhält die Eigenschaft einer stetigen gleichmässigen Wärme-Abgabe, ähnlich der eines Thonofens, wenn er als Füllofen construirt und mit einem Mantel umgeben wird. Unsere Fig. 90 stellt den von Dr. Meidinger construirten Füllofen dar. Derselbe hat einen Füllcylinder, aus gusseisernen übereinander gefälzten, mit Rippen versehenen Cylinderringen bestehend, welcher mit zwei Blechmänteln b b umgeben wird. Die Rippen sind in der Figur mit schraffirten Streifen g und die Mäntel mit einfachen Linien bezeichnet. Die Ringe, welche in Lehm versetzt sind, werden durch zwei Stangen mit Muttern dicht ineinander gepresst. Der äussere Mantel wird in gefälliger Form, je nach Erforderniss auch mit reicher Decorirung ausgeführt. Der Raum a oben wird gewöhnlich mit einem durchbrochenen Deckel versehen. In den Mantelzwischenräumen circulirt nach den angedeuteten Pfeilen die Zimmerluft, oder es steigt darin zugeführte frische Luft sich erwärmend empor. Die mechanische Einrichtung wird gewöhnlich so getroffen, dass durch eine Wechselklappe der Ofen auf Circulation oder Ventilation gestellt werden kann.

Die Beschickung des Ofens erfolgt von oben oder wenn derselbe die in Fig. 91 dargestellte Form hat, seitlich durch den Füllhals b mit verkleinerter Kohle oder Coaks. Zur Sonderung der zu grossen Stücke wird das Materiale durch ein Gitter von 4 cm. Maschenweite und zur Entfernung der zu kleinen Theile durch ein Gitter von 2 cm. bei Kohle und von 1 cm. Weite bei Coaks geworfen. Auf die Füllung

legt man etwas Holz, steckt es in Brand und giebt noch einige Kohlen-stücke darüber. Nach ein bis zwei Stunden ist die Verbrennung auf ihrem Wege nach abwärts am unteren Ende der Füllung angelangt. Dem Fortschritte der Verbrennung folgend sinkt die Füllung beständig nach. Die Zugregulirung erfolgt durch das Fallthürchen, welches sehr genau auf die ebene Querschnittsfläche des Aschenhalses passt. Das Thürchen ist seitwärts verschiebbar, daher man einen Spalt beliebiger Breite offen lassen kann. Die Re-gulirbarkeit des Zuges ist daher eine sehr feine, so dass man durch ein Minimum der Spaltweite die Verbrennungsdauer der Füllung bis auf 20 Stunden, ja sogar bis auf

Fig. 91.

Fig. 90.

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36 Stunden verlängern kann. Diese Oefen verlangen zwar eine gewisse Aufmerksamkeit der Bedienung, bewähren sich aber als sehr praktisch, daher sie auch schnell eine grosse Verbreitung fanden.

Nach den von Prof. Meidinger angestellten Versuchen soll der Nutzeffect dieser Oefen sogar 94 Percent der Wärme erreichen können, welche der Brennstoff entwickelt, wenn ein sehr schwaches Feuer

unterhalten wird, bei welchem das Ofenrohr nur circa 100° erreicht. Bei mittelstarkem Feuer soll diese Ziffer 97 Percent betragen, bei starkem Feuer jedoch nicht unter 94 Percent.

Wir tlieilen in Tabelle VIII b die von der Wiener Firma „Heim” über diese Oefen veröffentlichten Erfahrungsdaten mit.

Zur Beheizung und Ventilirung eines Lehrzimmers von 250 cbm. Inhalt mit dem Maximalwärmebedarf von 7000 WE. per Stunde, mit einer Kohle von 6000 WE. per 1 kgr. hätte man bei Annahme eines

Nutzeffectes von 80 Percent 4800 WE. als nutzbar in Rech-

Fig. 92.

nung zu bringen. Mithin sind 7000

P46 kgr.

per Stunde

Kohle zu verbrennen. Dies giebt für eine zehnstündige Heizdauer 14-6 kgr. Hierzu ein Zuschuss von 0’2 . 14-6 = 2-92 als täglicher Mehrbedarf für das Anheizen gerechnet, giebt zusammen 17'5 kgr. Um dieser Anforderung zu genügen, wäre nach unserer Tabelle VIII h ein Ofen von 20 cm. Cylinder-durchmesser und im Falle eines einfachen Sockels von 146 cm. Höhe zu nehmen.

Der Verfasser muss noch die Bemerkung anschliessen, dass nach seiner Erfahrung es sowohl in Bezug auf ein schnelles Anheizen als auch in ökonomischer Hinsicht vortheilhaft ist, von diesen Oefen den Rauch nicht direct dem Schornsteine zuzuführen, sondern denselben ein Rauchrohrsystem passiren zu lassen.

§ 9. Schachtofen des Eisenwerkes Kaiserslautern. Als Beispiel eines Schachtofens führen wir den des Eisenwerkes Kaiserslautern an, welchen dieFig. 92 darstellt und dessen Wirkungsweise folgende ist:

Das nachrutschende Materiale liegt gegen das andere Ende g des Rostes in stärkerer Lage auf. Die schwächere Lage bei h enthält einen zu glühendem Coaks gewordenen Brennstoff, durch welchen die Luft zieht und sich erhitzt. Dadurch wird eine beständige Verkokung des nachrutschenden Materiales eingeleitet. Dieser Process hat eine

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Entwicklung von Kohlenoxyd- und Kohlenwasserstoffgas zur Folge, zu dessen Verbrennung die nach der Richtung von K am Füllhalse eingegossenen Canäle dienen, durch welche Luft eingesogen wird und sich erhitzt. Dieselbe kommt mit jenen Gasen in Vermischung und theilt ihnen den zur Verbrennung erforderlichen Sauerstoff mit.

Der Ofen ist von aussen zu bedienen und ist nach der vorstehenden Zeichnung für Ventilation eingerichtet.

Wir haben hier nur die Constructionsarten der Oefen dem Principe nach berührt. Die Anzahl der bestehenden Ofenarten ist eine beinahe unermessliche. Man findet dieselben reichlichst in den gedruckten Ausgaben der Eisenwerke und Fabriken für Erzeugung von Heizgegenständen. Ein näheres Eingehen hierauf liegt ausserhalb des Zweckes dieses Lehrbuches.

§ 10. Russischer Massenofen. Von den thönernen Oefen, wTelclie bestimmt sind, durch Aufspeicherung von Wärme in ihrer massigen Construction eine gleichförmige und andauernde Heizwirkung hervorzubringen, liefern die russischen die weitgehendsten Beispiele, weil die strenge Winterkälte im nördlichen Theile Russlands eine anhaltende ist. In Petersburg z. B. dauert die strenge Kälte ununterbrochen 5 bis 6 Monate an. In unseren klimatischen Verhältnissen würde ein solcher

Massenofen oft eine Verlegenheit bilden, wenn ein plötzlicher Umschlag in eine milde Witterung erfolgt, weil die nicht abstellbare intensive Heizwirkung des Ofens auf lange hin noch fortdauern würde. Daher werden bei uns die Thonöfen nur mit geringfügiger Materialmasse hergestellt.

Fig. 93, 94, 95 zeigen einen russischen Ofen. Die Wände sind aus Backsteinen einen halben Stein stark hergestellt. Die Wangen der Züge erhalten 7 cm. Stärke und werden aus hochkantig gestellten Backsteinen aufgeführt. Es sind sechs Züge vorhanden. Aus dem Feuerraume gelangen die Gase zuerst in den rückwärtigen Canal 1, gehen aber durch eine Oeffnung in den Canal 2 und von diesem unten durch Oeffnung 8 in den Zug 3 über, u. s. f., bis zum Anlangen in den linksseitigen unteren Raum G, von wo der Abzug in den Schornstein erfolgt. Sobald das Brennmaterial ausgebrannt ist, heizt, wie schon erwähnt, der Ofen sehr lange durch die Wärmemasse, die er aufgenommen hat, fort. Bei einmaligem Heizen giebt der Ofen gewöhnlich 24 Stunden hindurch eine gleichmässige Wärme ab. Um eine Abkühlung desselben nach dem Rauchfange, d. i. eine Communication nach dieser Richtung mit der Aussenluft vollständig abzustellen, muss die Oeffnung zum Raucliabzuge dicht verschlossen werden. Dazu dienen zwei übereinander befindliche Deckel, welche Fig. 96 zeigt,

die auf die hierzu vorgerichtete Platte gelegt werden. Durch die mit T bezeichnete Thüre (Fig. 93) gelangt man zu dieser Vorrichtung, welche die Benennung „Gusche” erhielt.

Wegen Sicherheit gegen Eindringen von Kohlenoxydgas in das Zimmer ist eine hermetisch verschliessende Heizthür der Gusche vorzuziehen, oder aber es müsste eine Beheizung vom Corridore oder irgend einem Vorgelege aus eingerichtet werden, so dass sich nach dem Zimmer gar keine Oeffnung des Ofens befände.

Die sonst gebräuchlichen Thonöfen werden zumeist aus Kacheln von 20 cm. Breite und 23 cm. Höhe gebaut, von deren Gestalt Fig. 97 ein Bild giebt. Die Zusammenstossflächen der Grundplatten a werden

Fig. 95.

Fig. 93.

Fig. 94.

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Fig. 96.

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geschliffen und die Kacheln innen mittelst Draht verbunden. Im Feuerraume wird eine innere Verkleidung mit stehenden Backsteinen zum Schutze der Kacheln ausgeführt. An den übrigen Wandtheilen wird zur Verkleidung nur eine Dachsteinhinterlage mit Lehmüberzug angewendet. Horizontale Decken zur Herstellung von Rauchzügen werden auf Flachschienen mit doppelter Dachsteinlage oder mit Chamotteplatten ausgeführt.

Die verschiedenen Formen von Thonöfen mit Kacheln sind wohl Jedermann bekannt. Die genaue Beschreibung ihrer Herstellung und der verschiedenen hier zur Anwendung kommenden decorativen Elemente ist Gegenstand der Bautechnik und Architektur. Es mag demnach hier nur noch beigefügt werden, dass die Rauchzüge in diesen Oefen horizontal und vertical, oft aber auch gemischt hergestellt werden. Durch die Heizzüge wird ein Andrängen der heissen Gase an die Ofenwandungen, somit eine stärkere Erhitzung derselben und dadurch eine reichlichere Wärme-Abgabe bezweckt. Ohne solcher Heizzüge wäre zu besorgen, dass die heissen Gase sich in der Zugrichtung zum Schornsteine concentriren und die Wände mindestens zum Theile von kühleren Gasen bestrichen würden.

Fig. 97.

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Man baut auch Thonöfen von mannigfacher Gestaltung mit Durchbrechungen, Nischen etc., die aus Thon- || stücken von verschiedener Form und

Grösse zusammengesetzt werden, mit der Heizung von innen oder mittelst Heizhälsen nach aussen.

Heizeffecte der Oefen und Kamine.

§ 11. Heizflächenroste und Nutzeffecte. Nach Morin sind mit den erörterten Zimmer-Heizapparaten folgende Percentual-Effecte der am Feuerherde zur Entwicklung gekommenen Wärmemengen zu erzielen: 10 bis 12 Percent mit gewöhnlichen Kaminen, 33 bis 35 Percent mit Kaminen, welche für Luftcirculation eingerichtet sind, 83 bis 90 Percent mit gewöhnlichen Oefen ohne Circulation der Luft, 87 Percent mit Thonöfen, welche mit Holz geheizt werden, 68 bis 93 Percent mit schmiedeeisernen, für Luftcirculation eingerichteten Oefen.

Nimmt man an, dass sich in Folge einer nicht entsprechend aufmerksamen oder nicht sachgemässen Bedienung des Feuers blos 75 Percent des dem Brennmateriale zukommenden colorimetrischen Brennwerthes entwickeln, so entsprechen vorstehende Zahlen beziehungsweise den Percentual-Effecten von 7’5 bis 9 Percent, 25 bis 26 Percent, 62 bis 67 Percent, 65 Percent und 51 bis 70 Percent des calorimetrischen Brennwerthes.

Weit kleiner sind die Nutzeffecte für Stubenöfen, welche Prof. H. Fischer angiebt, nämlich oft nur 15 bis 20 Percent, durchschnittlich 20 bis 30 Percent und höchstens 40 Percent vom calorimetrischen Effect des Brennstoffes, unter der Voraussetzung, dass die Oefen von Dienstboten bedient werden.

50 bis 70 Percent sei jedoch das Maximum der Wärme-Ausbeute, wenn die Bedienung eine s ach ge mässe ist. Derselbe Autor giebt in theilweiser Uebereinstimmung mit Péclet folgende Wärme-Effecte per 1 qm. Heizfläche und 1 Stunde an: 1000 bis 1500 WE.

für dünnwandige Thonöfen, bei bis grosse. 1500 bis 2500 WE. für eiserne Oefen mit glatter Heizfläche, bei bis der Heizfläche als Rostgrösse ; 1500 WE. für Rauchrohre

80

der Heizfläche als Rost-

100

nach Grashof.

Für gerippte Heizflächen ist ein Zuschuss zu nehmen, und zwar 600 bis 1000 WE. stündlich per 1 qm. der Rippenflächen.

Eine blos geriffelte Oberfläche, nämlich eine Cannelirung, die im Querschnitte ein Zickzack bildet, heizt ungefähr so viel wie eine ebene Fläche, deren Grösse der Summe der Zickzackflächen gleichkommt.

Bezüglich gusseiserner glatter Heizflächen gehtPéclet sogar bis zu 4000 WE. per 1 qm. und Stunde.

Die Heizwirkung von Thonöfen wird vergrössert, wenn sie mit reichen Profilirungen und vorspringendem Zierrathe versehen sind, wie dies häufig bei Kacheln vorkommt. Denn es vergrössert sich dadurch die Ausstrahlungsfläche der Wärme.

Wären z. B. W WE. per Stunde zu erzeugen, so müsste ein gusseiserner glattwandiger Ofen mindestens eine Heizfläche von W

qm. und eine Rostfläche von

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halten. Ist der calorimetrische Effect der Kohle per 1 kgr. gleich 6400 WE., und kommen hiervon ³/₄, d. i. 4800 WE. zur Entwicklung, so wäre im Falle einer guten Bedienung des Ofens ein Nutzeffect von 70 Percent, nämlich von 3360 WE. per 1 kgr., zu veranschlagen. Somit würden an den Tagen der strengsten Kälte, für welche W den

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2500

Bedarf bezeichnet,

3360

kgr. Kohle per Stunde nöthig werden.

IX. ABSCHNITT.

Die Canalkeizimg.

Princip der Canalheizung.

§ 1. Das Wesen der Canalheizung besteht darin, dass horizontale gemauerte Canäle oder Bohre, welche ober- oder unterhalb des Fussbodens geführt werden, den Raum zu erwärmen haben. Zu diesem Zwecke werden durch diese Canäle die Heizgase geleitet, welche sich am Beginne derselben im Feuerungs-Apparate entwickeln und an deren Endpunkte in den Schornstein abgezogen werden.

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Die Canalheizung wendeten schon die Römer unter der Kaiserzeit Erwärmung der Thermen an. Für die Beheizung von Kirchen, dann von ebenerdigen Räumen mit feuersicherem Fussboden, wie z. B. für Treibhäuser, Orangeriegebäude, Trockenräume und Werkstätten findet dieselbe auch noch in unserer Zeit eine zweckdienliche Anwendung. In Wohngebäuden ist dieselbe nicht gut ausführbar, weil zu diesem Zwecke die Deckenconstructionen feuersicher hergestellt werden müssten. Zudem lassen die Feuergase in den Canälen, welche horizontalen Rauchfängen gleichen, Russrückstände zurück und müssen daher mit Putzöffnungen versehen werden, was gleichfalls der Anwendung dieses Heizsystemes engere Grenzen zieht.

Canalheizung einer Kirche.

§ 2. Canalheizuug der Maria Magdalenen-Kirche zu Templin. Wir

werden die Einzelheiten der Canalheizung an der Hand einer factischen Ausführung beschreiben.

Fig¹. 98 zeigt den Grundriss der Maria Magdalenen-Kirche zu Templin. An dem mit V bezeichneten Punkte befindet sieb unterhalb des Fussbodens der Heizapparat, von welchem in Fig. 102 der Querschnitt dargestellt ist.

Derselbe besitzt zwei Füllschachte V (Fig. 98 und 102) für die Einbringung der Kohle, und die Heizgase nehmen ihren Weg durch

Fig. 98.

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den gemauerten Canal, welcher in Fig. 102 mit Z bezeichnet ist. Es handelte sich nun um eine rasche Abkühlung dieser Anfangsstrecke, welche durch Circulationscanäle erzielt wurde. Man ersieht aus Fig. 102, dass bei C D ein Luftcanal nach abwärts zur Sohle der Heizkammer führt, welcher die Luft aus dem Kirchenraume bezieht, und dass dieselbe durch einen Canal oberhalb, nachdem sie durch den Heizgas-

canal und die heissen Wände des Apparates erwärmt worden ist, bei EF durch ein Gitter wieder in den Kirchenraum ausströmt.

Ein solcher Luftzufuhr- und Abfuhrcanal befindet sich an jeder Seite des Feuergas-canales. DerDurcli-schnitt Fig. 99 zeigt den Heizgascanal und zu beiden Seiten die erwähnten Cir-culationscanäle, respective die Luftzufuhrcanäle. Von dieser Schnittstelle an senken sich beide Seitencanäle gegen die Sohle des Apparates, wie es Fig. 102 zeigt.

Der Durchschnitt Fig. 100 zeigt den vereinigten Luftabfuhrcanal, welcher den Feuergascanal einhüllt. In Fig. 98 sind die Gitteröffnungend ersichtlich, durch welche die Luft eingesogen und in schräger Richtung

Fig. 101.

Fig. 99.

Fig. 100.

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den vorgenannten Canälen zugeführt wird. Die Ausströmung der warmen Luft in den Kirchenraum erfolgt durch die bei E und F angedeuteten Gitter. Durch diese Luftcirculation werden die Gase derart abgekühlt,

Fig. 102.

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dass schon in 6 m. Entfernung vom Feuerherde die Chamottemauerung beendet werden kann, wie dies aus Setzung bildet ein aus Backsteinen gemauerter Canal, dessen Endpunkt

Fig. 98 ersichtlich ist. Die Fort-

11 in. von der Feuerstelle entfernt ist. Nunmehr ist der Hitzgrad bereits so gemildert, dass die Gase in Gusseisenrohren weitergeführt werden können, ohne dass ein Glühendwerden derselben zu besorgen ist. Man sieht in Fig. 98 längs der Strecke der Gusseisenrohre zu beiden Seiten eine Reihe von Gittern, die mit a bezeichnet sind, durch welche die Luft den Rohrheizflächen zugeführt wird. Fig. 101 zeigt diese Anordnung im Durchschnitte. Das Eisenrohr befindet sich von allen Seiten frei in einem gemauerten Canale, welcher mit einem Gitter überlegt ist. Die Luft strömt seitwärts nach der Richtung des Pfeiles in den Canal ein, erwärmt sich am Rohre und strömt durch das Gitter wieder in den Kirchenraum aus.

Wie aus dem Grundrisse Fig. 98 ersichtlich ist, gehen vom Feuerungsapparate drei Canalstränge aus, die am Ende des Kirchenraumes in einen Sammelcanal münden, welcher den Ruch schliesslich an den Schornstein J abgiebt.

Die Rohre können sehr geringe Wandstärken erhalten, weil sie keinem Drucke zu widerstehen haben. Sie sind von geringer Länge, die im vorliegenden Falle nur 28 cm. beträgt. Je eine Partie wird mit Stangen und Schrauben verankert, um Deformationen in Folge der HitzWirkung hintanzuhalten. Zwischen je einer verankerten Partie befindet sich ein Rohr mit Reinigungsdeckel; die Rohrquerschnitte haben eine lichte Höhe von 35 cm. und eine Breite von 12 cm. Es ist darauf Rücksicht zu nehmen, dass den Rohren die unbehinderte Ausdehnung und Zusammenziehung ermöglicht werde. Im vorliegenden Falle wurden daher die Rohre an den Biegungen durch Canäle unterbrochen, wie aus Fig. 98 zu ersehen ist. Uebrigens Hessen sich auch, ähnlich wie dies im Abschnitte „Dampfheizung” erörtert wird, Com-pensations-Vorrichtungen anbringen.

Für Projectirung von Canalheizanlagen mögen noch folgende praktische Regeln dienlich sein:

Eine Steigung der Canäle von -jj ist für den leichteren Abzug

der Gase zu empfehlen.

Die Länge der Feuergänge soll bei einem Querschnitte von 450 bis 500 qcm. das Mass von 30 bis 40 m. nicht übersteigen.

Die Schornsteinhöhe soll mindestens ein Drittel der Canallänge

betragen.

Wenn die obigen Längen überschritten werden müssen oder wenn den Canälen keine Steigung gegeben werden kann, ist der Kamin mit einer Lochfeuerung zu versehen. Die Construction derselben ist der ähnlich, welche sich für eine Aspirationsesse angegeben findet.

Bei kleinen Anlagen, allenfalls für Gewächshäuser, führt man gemauerte Canäle aus, welche auf einzelnen Stein-Unterlagen ruhen, so dass auch die untere Fläche theilweise frei ist und als Heizfläche wirkt. Die Sohle wird aus flachgelegten, die Wände aus aufgestellten Mauersteinen und die Ueberdeckung wird aus doppelten Dachsteinlagen, in Lehmmörtel gelegt, hergestellt. Man führt solche Canäle auch aus Kacheln, innen mit Dachstein gefüttert, aus. Die Ueberdachung kann aus geformten Thonplatten oder aus gusseisernen Falzplatten bestehen.

Berechnung einer Canalheizung.

§ 3. Praktische Regeln für die Grösse der Heizflächen. Die Berechnung der Wärme, welche die Heizflächen abgeben, erfolgt nach den Principien und Coëfficienten, die im VI. Abschnitte gegeben worden sind, ähnlich den im Abschnitte über Luftheizung gegebenen Berechnungen. Bei Herstellung der Heizflächen aus Gusseisen für Kirchen werden per 100 cbm. erfahrungsgemäss 0‘66 bis 0'93 Guseisen-Heizflächen gerechnet, wozu noch bei gemauerten, mit Mänteln umgebenen Oefen, wenn gemäss unserem Beispiele im Zwischenräume die Luft circulirt, 020 bis 0’37 qm. Heizfläche per 100 cbm. in Calcul kommen.

§ 4. Prof. Fischer’s Regel für die Ermittlung des Wärmebedarfes einer Kirche. Will man genauer zu Werke gehen, so berechne man das Wärme-Erforderniss und bestimme aus demselben das Erforderniss an Heizflächen, wofür die Methoden benützt werden mögen, die der Abschnitt „Luftheizung” für die Bestimmung des Heizfläehenwerthes der Caloriferen enthält.

In christlichen Kirchen kommt in der Regel eine Beheizung nur an Sonn- und Feiertagen vor. Man hat es daher immer mit einem ausgehüklten Raume zu thun. Prof. Fischer giebt folgende praktische Regel für die Berechnung des Wärmebedarfes an: Man ermittle die Transmission der Wände, Fenster, Thüren etc. nach denim VI. Abschnitte gegebenen Regeln für die Differenz T—t der Innen- und Aussentemperatur per Stunde und nimmt wegen nicht vorhandenen Beharrungszustandes einen Zuschlag von 50 Percent an. Man erhält sodann als Wärme-Erforderniss für eine Zeit von Z Stunden, auf welche die Erwärmung gefordert wird, ein Erforderniss von

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Eine Erwärmung der inneren Wandschichte auf die Tiefe von 15 bis 20 cm., bis zur Temperatur T der geforderten Luftwärme würde einem Wärmequantum W entsprechen, welches man sich als in der Anheizzeit z beigeschafft denken möge.

Hierzu die Transmission der Fenster und Thüren, gleich F-j-Th in der Zeit z gerechnet, gäbe

2) . . (W -J— F —)— Th) WE. als betreffendes Gesammterforderniss.

Die Alternative 1) beruht daher auf der Zeitdauer z der Beheizung, und die ad 2) auf der Anheizzeit, und man hat nach Fischer’s Erfahrung die grössere von beiden zu nehmen. Diese praktische Regel beruht darauf, dass unter der vorausgesetzten blos zeitweiligen Beheizung und der meist kurzen Dauer, auf welche die Erwärmung gefordert wird, in der Regel die Anheizung die Hauptrolle spielt. Ferner berücksichtigt diese Regel, dass es bei der kürzen Heizzeit zu einer die starken Kirchenmauern durchdringenden und in den Beharrungszustand versetzenden Erwärmung gar nicht komme, sondern blos eine innere Wandschichte erheblich erwärmt werde. Die Anheizdauer z ist als Programmpunkt anzunehmen und variirt gewöhnlich innerhalb der Grenzen von 6 bis 10 Stunden.

§ 5. Allgemeine Berechnungsweise. Wir haben hier die Wärmeberechnung für christliche Kirchen, weil sie einen besonderen Berechnungsfall darbietet, auch speciell behandelt. Für die Beheizung anderer Arten von Räumen sind dieRechnungsmethoden, welche im VI. Abschnitte vorgetragen wurden, sinngemäss in Anwendung zu bringen.

X. ABSCHNITT.

Die Luftheizung.

Verschiedene Luftheizapparate.

§ 1. Vorbemerkung. Die Luftheizung, dem Wesen nach schon im Mittelalter bekannt, aber erst durch Prof. Meissner zu einem vollständigen Systeme ausgebildet, ist die älteste Art der Centralheizungen. Die Ausführung derselben kam aber zu oft in die Hände von Unberufenen. Und darin liegt die Ursache der zahlreichen mangelhaften Luftheizungen und somit auch der Anfeindungen, welche dieses System erfahren hat;

§ 2. Meissner’sclier Apparat. Das Meissnersehe Luftheizsystem weist mehrfache Varianten auf und wir führen in Fig. 103 die Hauptidee dieser Varianten vor.

Der gusseiserne Kuppelofen s, zumeist aus mehreren ringförmigen Theilen, welche in Falzen übereinander liegen, zusammengesetzt, enthält den Rost und den Gusshals mit dem Heizthürchen q und der unter den Rost führenden Zugöffnung r. Vom obersten Punkte f der Kuppel an sind alle Bestandtheile aus Eisenblech, und zwar das Rauchrohr f e und das Rohrsystem e g. Durch vier dieser Standrohre zieht der Rauch nach abwärts und durch die anderen vier Rohre wieder nach aufwärts, zu welchem Zwecke die beiden Sammelkästen e und g entsprechend untertlieilt sein müssen. Schliesslich findet der Rauch durch das Abzugrohr i d seinen Weg in den Rauchschlot. Die erwärmte Luft steigt in der Heizkammer auf, zieht durch die Oeffnung c ab und gelangt mittelst des Canales c b in den senkrecht aufsteigenden Warmluftschlauch b a. Dieser letztere dient zur Beheizung mehrerer in den Geschossen übereinander befindlichen Locale und besitzt zu diesem

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Behufe in jedem derselben eine Oeffnung, welche mittelst Schuber regulirbar ist. Durch einen zweiten senkrechten Mauercanal p (s. Grundriss), der gleichfalls in jedem Geschosse eine Einmündungsöffnung mit Schuber besitzt, sinkt die abgekühlte Luft herab und tritt durch die

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Wird aber die Oeffnung h verschlossen und dafür eine Einmündung in den Schlot d geöffnet, was einfach dadurch geschehen kann, dass eine um Punkt 1 (s. Grundriss) drehbare Klappe von der Richtung 1 k nach 1 m gedreht wird, so muss die Luft durch diesen Mauercanal d entweichen. Das eigentliche aus Blech construite Rauchrohr d setzt sich im weiten gemauerten Schlot eine Strecke nach aufwärts fort und wirkt dadurch ähnlich wie ein Aspirationsschlot; auch wird durch diesen Rohrstutzen, welcher dem Rauche eine bestimmte Direction nach aufwärts giebt, ein Zurückschlagen des Rauches verhindert. Oberhalb der Ausmündung dieses Stutzens mischen sich der Rauch und die abziehende Zimmerluft und gehen vereinigt durch den Schlot ab. Die auf solche Weise beseitigte Zimmerluft wird durch frische Luft ersetzt, wozu der Canal o (s. Grundriss) angebracht ist, der durch die Bodenöffnung n mit der Heizkammer communicirt. Die Verschlusskappe dieses letzteren muss daher geöffnet werden. Hiernach functionirt die Heizung durch Zufuhr von erwärmter frischer Luft in die Heizräume und Abfuhr der verdorbenen Luft. Diese

Art der Beheizung nennt man Ventilationsheizung.

Es ist wohl begreiflich, dass durch die Abfuhr von verdorbener Zimmerluft mit der Temperatur von circa -f- 20°, respective den Ersatz durch Zufuhr von Aussenluft, die eine niedrigere Temperatur besitzt, Wärme verloren geht und sich daher der Brennstoffbedarf erhöhen muss. In dem Falle, als nur eine geringe Lufterneuerung in den Localen erforderlich wäre, wird man daher die Heizung mit zum Theile circulirender und zum Theile frisch zugeführter erwärmter Luft erfolgen. Anstatt des einzelnen Warmcanales a können auch mehrere, und zwar für jeden Heizraum ein abgesonderter Canal in die Heizkammer einmündend hergestellt werden.

Vorzuziehen ist es, für jedes Locale einen gesonderten Schlauch bis über das Dach zu führen, durch welchen die verdorbene Luft im kürzesten Wege und bei den geringsten Hindernissen abziehen kann. Das Quantum derselben ist dann in jedem Locale leicht regulirbar.

Die erwähnten Apparate functioniren zwar gut, aber sie zeigten keine besondere Dauerhaftigkeit, weil die Blechrohrsysteme, welche ohnedies dem Verrosten ausgesetzt sind, zudem noch die Verbrennungsgase in bedeutend hoher Temperatur aufzunehmen haben und daher stark in Anspruch genommen sind. Die gusseiserne Glocke kommt leicht zum Glühen, weil sie in kleinem Raume bedeutende Wärme quanti täten fassen muss.

Wenn bei diesen Apparaten mit den Heizflächen nicht gekargt wird, und wenn die Rohrsysteme von starkem Eisenbleche construirt werden, so können zufriedenstellende Resultate erreicht werden.

§ 3. Wolpert’scher Apparat. Prof. Dr. Wolpert wendet gleichfalls geräumige Heizkammern an, welche betreten werden können und daher leicht ein Nachsehen oder eine Reparaturs vornahme gestatten. Derselbe verbindet aber die Glocke und das Blechrohrsystem zweckmässig zu einem einzigen gusseisernen Heizkörper und wendet zur Erhöhung des Effectes durchaus Rippen an, wie in Fig. 104 ersichtlich ist. Das Gusseisen ist weit dauerhafter als Blech und besitzt in Folge seiner rauhen Oberfläche ungleich mehr Transmissionsvermögen als Eisenblech, wie bereits im VI. Abschnitte bei Erörterung

Fig. 104.

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des Werthes der Heizflächen dargethan worden ist. Die Schachtfeuerung, welche für diese Apparate Anwendung findet, wurde schon im Abschnitte IV, „Verbrennungsprocess”, erörtert. Der gegen die Rauchkammer gerichtete Hals des Apparates kann, wie es die Ausdehnung des Apparates durch die Wärme oder die Zusammenziehung bei Abkühlung desselben erfordert, sich darin verschieben.

§ 4. Brückner'scher Apparat. Die bestandene Wiener Firma „Holdorff & Brückner”, jetzt Wilhelm Brückner, hat einen möglichst einfachen Luftheizapparat construirt. Fig. 105 bis 108 stellen diesen Apparat dar. Das Profil zeigt, dass derselbe aus mehreren

Ringen zusammengesetzt wird, die in Falzen liegen. Wie aus dem Grundrisse (Fig. 107) zu entnehmen, ist nicht nur die cylindrische Aussenfläche, ( sondern auch, wie aus demselben \ zu ersehen, die Kuppel mit Rippen fi besetzt.

Fig. 105.

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Im inneren Raume sind Ansätze ^ k k k k (Fig. 106) angegossen, welche ^ einer aus Chamotteziegeln errichteten Mauer als Befestigung dienen. Das obere fi Ende b derselben (Fig. 105) bildet die Feuerbrücke, welche die vom Roste d aufsteigenden heissen Gase passiren und sodann durch den rückwärtigen Abschnitt c e in den Rauchcanal f gelangen. Nachdem gegen die Stelle a vis-à-vis der Feuerbrücke die Gase eine be

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Fig. 106.

sondere Heizwirkung äus-sern, die leicht ein Glühendwerden hervorbringt, so wird daselbst, auf einen kleinen der in

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Fig. 105 ersichtlich gemachte Chamotteschutz hergestellt. Wie die Fig. 108 zeigt, wird der Ofen ziemlich enge ummauert und es befindet sich in der Heizkammer kein Rohrsystem. Durch den Canal i strömt die frische Luft ein und durch den senkrechten Mauercanal h steigt die erwärmte Luft nach den Localen auf. Die nachstehende Zeichnung weist keinen Rückführungscanal auf, daher bei dieser Anordnung blos mit Ventilation geheizt werden kann. Aus Grundriss Fig. 107 ist zu entnehmen, dass der Apparat die wärmere Luft durch fünf mit h bezeichnete Canäle befördert, mithin fünf Locale zu beheizen hat. Noch ist des Verdunstungsgefässes zu erwähnen, welches gewöhnlich in der Höhe der Kuppel angebracht wird und in Fig. 107 und 108 mit g bezeichnet ist.

§ 5 bis 7. Calorifer des Verfassers. Der Verfasser construire gestützt auf seine Erfahrungen, Caloriferen mit horizontalem Rohrsysteme, die er in seiner Schrift „Central- und Ofenheizung” (Wien 1878) beschrieben hat, staltete jedoch diese Apparate später in solche mit

verticalem Rohrsysteme um. Letztere sind als Verbesserung der ersteren zu bezeichnen. Beide Systeme (in Oesterreich-Ungarn patentirt) finden sich in Wiener Schulen und auch andernorts zahlreich ausgeführt. Dermalen bringt der Verfasser das Stehrohrsystem, im Falle es nicht an genügender Höhe des Heizraumes mangelt, welches in den Fig. 109 bis 114 dargestellt ist, ausschliesslich zur Ausführung.

Man sieht im Grundrisse (Fig. 113) eine Anzahl von 18 gusseisernen Rohren im äusseren Durchmesser von 32 cm., so dass deren Umfang 100 cm. beträgt und dieselben per laufenden Meter 1 qm.

Fig. 107.

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Heizfläche geben. Die Anzahl der Rohre richtet sich nach dem Bedarf an Heizfläche. Diese Rohre sitzen auf einer mit correspon-direnden Oeffnun-gen versehenen Platte aus Eisenblech auf (s. Fig.

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h i), welche durchTraversen und schmiedeeiserne Rippen gehörig verstärkt ist. Das obere Ende der Rohre ist durch eine ähnliche Platte dicht abgeschlossen. DieRohr-mündungen daselbst, sowie diese obere Platte sind durch die Chamottestutzen d vor dem Glühendwerden geschützt. Die über den Rost f (Fig. 110) aufsteigenden Feuergase passiren die Feuerbrücke e, strömen gleichmässig in alle Rohre ein, gelangen in den Sammelraum k und werden durch das Rauchrohr g g nach dem Schlote abgeführt.

Fig. 113 ersieht-

Dieses Rohrsystem mit der umschliessenden Mauer q q q q und den oben und unten dicht abschliessenden Platten bildet den wärmeabgebenden Theil des Apparates. Wie aus lieh ist, besitzt der Apparat in Folge seiner Grösse zwei Röste in getrenntem Feuerraum. Bei geringerer Aussenkälte genügt die Heizung

mit einem Roste. Selbstverständlich erhalten kleinere Apparate nur einen Rost.

Anstatt der üblichen Doppelmauerung und Ausfüllung des engen Zwischenraumes mit einem schlechtleitenden Materiale (gewöhnlich Asche) erhält der Apparat eine zweite Mauer pp pp (Fig. 113) in grösserer Entfernung und im Zwischenräume das Rauchrohr in zwei

Fig. 108.

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besagten Mauerflächen, und die Rauchrohre an ihrem Ende, und es

Fig. 109.

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durch die Oeffnung’ o (Fig. 112) einströmt, zwischen den Rohren nach aufwärts bewegt, während die Gase nach abwärts ziehen. Nachdem die vorerwähnten Rauchrohre nur noch Verbrennungsgase von geringerer Temperatur empfangen, so werden sie durch Hitze wenig in Anspruch genommen, dennoch ist ein Undichtwerden oder ein baldiges Zugrundegehen zu besorgen, wenn sie blos aus Blech angefertigt werden. Die äussere Vorwärmkammer ist übrigens kein Bestandtheil, welcher

Fig. 113.

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mitdemWesen des Systèmes verbunden ist, und es kann dieselbe nach den localen Verhältnissen modifi-cirt, eventuell auch weggelassen werden.

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Die erwärmte Luft gelangt endlich durch die Oeffnung (Fig. 110) in den Sammelcanal b (Fig. 110 und 114), woselbst sich auch die Ver-dunstungsge-fässe befinden, die nach Bedarf beliebig gross gemacht werden können, da hier hinreichend Raum vorhanden ist. Vom Sammelcanale zweigen sich die Canäle a, m (Fig. 109, 110, 111 und 114) ab, deren jeder in dem vorliegenden Falle 4 senkrechte Warmcanäle v (Fig. 114) zu speisen hat. Der Apparat dient daher zur Beheizung von 8 Localen. Die Apparate dieser Art haben den Vortheil, dass sie in allen Grössen, und auch je nach der Gruppi-rung der Rohre nach allen Grundrissformen hergestellt werden können. Diese Apparate kommen auch bei intensiver Feuerung an keiner Stelle zum Glühen. Bei schwacher Feuerung hat der Rauch an dem

Punkte W (Fig. 113), wo die Rauchrohre das Calorifer-Mauerwerk verlassen, oft nur eine Temperatur von 50°und selbst bei intensiver Feuerung erhöht sich diese Temperatur blos auf circa 135°.

Die Luftdichtheit der einzelnen Rohre wird vor ihrer Verwendung, ähnlich wie die von Wasserleitungsröhren, mittelst hydraulischer Presse untersucht. Unbedeutende sich hierbei ergebende Undichtheiten können verhämmert werden.

Fig. 114.

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§ 6. Die Details des erörterten Röhrenapparates finden sich in Fig.

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115 bis 118 dargestellt. Das Rohrsystem ruht auf einem aus hochkantig gestelltem Flacheisen constru-irtenRoste(Fig. 115), der oben mit einem ringsum in das . Ä-Mauerwerk eingreifenden Blechboden überdeckt ist. Die Rohre werden mit Eisenkitt in denselben eingedichtet.

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Nebstdem aber erhält derBlechboden noch eine Sandlage als Dichtung, wie aus Fig. 116 zu ersehen ist.

Am oberen Ende der Rohre ruht der Blechboden auf den Verstärkungsringen, welche an die Rohre angegossen sind. Ueber denselben sind die Rohrenden mit Spannringen umfasst, wie aus Fig. 118 im Ganzen und aus Fig. 117 im Detail ersichtlich ist, und es werden diese Ringe gegen die vorerwähnten Verstärkungsangüsse getrieben, nachdem vorher zwischen beiden Ringen eine Lage Eisenkitt gegeben worden ist. Ueberdies werden noch die Zwischenräume der Spannringe unterhalb der übergreifenden Chamottestutzen a, wie in der Fig. 117 angedeutet, mit Sand ausgefüllt. Diese Chamottestutzen, deren

oberer Theil quadratisch geformt ist, bilden eine Ueberpflasterung des

Fig. 115.

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brennungsgasen lassen. Diese Stutzen schützen den Blechboden und die Rohre dem Glühendwerden. Man ersieht der Zeichnung, dass die Abmauerung des Feuerraumes durch

eine Blechwand welche bis unter die Tiefe des Feuerrostes hinabreicht, luftdicht gegen die Heizkammer abgeschlossen ist.

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theilten Luftheizapparaten übergegangen, wie solche in Fig. 119 und 120 dargestellt sind. Das Theilverhältniss ist 1:2. Man kann daher die gesammten Räume, Avelche dem Apparate zugetheilt sind, je nach Erforderniss, blos mit der Abtheilung I oder II, d. i. respective mit % oder ²/₃, oder aber mit den beiden Abtheilungen zugleich, d. i. auch mit dem ganzen Apparate beheizen. Jede der Abtheilungen erhält ihre besondere Feuerung, wobei dieselben nach den obwaltenden Localverhältnissen an der Vorderseite bei B und C oder auch an den Stirnseiten A und D angebracht werden können.

Nimmt man viereckige Rohre anstatt runder, so wird der Apparat compendiöser. In Fig. 119 sind die Rohre mit 32 cm. äusserem Durchmesser, also mit 1 qm. Heizfläche per laufenden Meter gedacht. Die quadratischen Rohre in Fig. 120 haben 36 cm. zur Seite und liefern

Fig. 118.

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daher nahe iy₂ qm. Heizfläche per laufenden Meter ihrer Länge. Wenn man nur mit einer Abtheilung heizt, so entsteht gegen die andere Abtheilung eine Saugwdrkung, und wenn die betreffende Heiz- und Aschen-thüre nicht hermetisch schliessen, so drängt sich kühle Luft durch den nicht beheizten Rost, nimmt ihren Weg gegen die Verbrennungsgase und tritt gemischt mit denselben in den Rauchschlot. Nachdem aber ein hermetischer Verschluss der genannten Thürchen schwer zu erzielen ist, so empfiehlt es sich, für beide Abtheilungen separate Rauchschlote in Ausführung zu bringen, wodurch vollständige Isolirung beider Feuerungen erzielt werden.

Bei dem Oeffnen der Heizthürchen, während des Nachlegens von Brennmaterial drängt sich kalte Luft massenhaft in den Feuerraum und kühlt denselben zum empfindlichen Nachtheile des Heizeffectes ab. Es ist daher zweckmässig, die Heizthürchen mit einer Rauch-fang-D rosselklappe so in Verbindung zu b letztere scliliesst und den Zug nahezu gänzlich Heizthüre geöffnet wird. Man kann übrigens dl

ingen, dass sich die absperrt, sobald die Einrichtung auch so

Fig. 120.

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treffen, dass die Heizthüre nur dann geöffnet werden kann, wenn ein davor befindliches Beschwerungsgewicht oder ein Stangengriff gehoben wird, in Folge dessen sich die damit in Verbindung stehende Rauchfang-Drosselklappe nahezu schliesst.

Details des Luftheizsystemes.

§ 8. Die Luftkammer. Der Verfasser wird in dem Nachfolgenden die Details beschreiben, die er zum Tlieil nach eigenen Constructionen selbst anwendet, und die sich als zweckdienlich erwiesen haben.

Wie aus den schon gegebenen Erörterungen hervorgeht, muss jeder Calorifer seinen Luftzuführungscanal haben, insoferne nicht etwa blos mit Circulation geheizt werden soll. Zu diesem Ende stellt man im Kellergeschosse Frischluftkammern her, nämlich abgemauerte Räume, die durch Oeffnungen mit der Aussenluft in Verbindung stehen und von welchen die erwähnten Luftcanäle abzweigen. Dieselben sollen nicht zu beengt hergestellt werden, damit sie gegen Windstösse nach Art von Windkesseln mit Erfolg ausgleichend wirken können.

Der Grundriss Fig. 121 zeigt die Anlage von fünf Heizgruppen I bis V, mit den Heizkammern a, den Luftkammern b, den Luftzufuhrcanälen c und den Warmluftschläuchen d. Die kleineren mit e bezeichneten Schläuche sind die Rauchsehlote, die einen Querschnitt von 25 cm. Länge und Breite haben.

Die Räume g, an die Schlauchgruppen anschliessend, sind Sammelräume für die Warmluft. Dieselben reichen, wie schon aus den früheren Erörterungen hervorgeht, nicht bis zur Kellersohle, sondern bilden blos Canäle, unterhalb welchen sich Durchgänge befinden.

Aus der Anzahl der Schläuche ist die Zimmeranzahl zu entnehmen, die von jedem Apparate beheizt wird.

Fig. 121.

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Diese mit b bezeichneten Luftkammern erhalten gegen den Kellerraum eine Einsteigthüre und ein Fenster, beides mit dichtem Verschlüsse. Die nach aussen mündenden Kellerfenster dieser Luftkammern theilt der Verfasser gewöhnlich der Höhe nach in zwei Hälften. Die obere Hälfte, mit einem festen Jalousie-Einsatze versehen, dient der Lufteinströmung. Die untere Hälfte dagegen, welche dem Erdhorizonte nahe und bei Wind mehr dem Staube ausgesetzt ist, wird verglast und dient somit zur Beleuchtung der Luftkammer. In dem Falle, als der betreffende Kellerraum kein besonderes Kellerfenster hätte, kann die Luftkammer mehr als ein gegen den Keller gerichtetes Fenster erhalten, um diesem so viel Licht als möglich zuzuführen.

Für die Regulirung der Frischluftzufuhr in der Kaltluftkammer bringt der Verfasser gewöhnlich eine Doppelthüre an und wendet für deren Handhabung verschiedene Mechanismen an. Eine dieser Vorrichtungen enthält die Fig. 122. Es wird nämlich jede Thüre mit einem starren Winkel ab versehen, dessen einer Schenkel b auf einem mit Löchern versehenen, im Kellerfussboden eingelegten Gradbogen spielt und daselbst mittelst Bolzen in beliebiger Lage fixirt werden kann. In der Mauer werden horizontale Schlitzen c hergestellt, welche den Schenkeln b die freie Bewegung gestatten; es werden aber diese Schlitzen stets durch Schuber geschlossen gehalten, welche sich mit den gedachten Schenkeln hin und her bewegen. Ist die Luftkammer gegen staubige Strassen oder gegen Höfe gerichtet, in welchen aus

Fig. 122.

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anbringen, wie solche im VII. Abschnitte § 25 beschrieben worden sind.

benachbarten Rauchfängen der Russ niedergeschlagen wird, so kann daselbst Luftfilter

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Wenn das Heizen und Ventiliren beendet ist, so müssen diese Thüren sowie auch die Aschen-fallthüre möglichst dicht und der nicht gänzlich dicht schliessende Schuber, welcher im Rauchschlote angebrachtwerden muss, und endlich auch die Schuber in den Localen abgesperrt werden, damit nicht durch fortdauernden Luftzug eine Auskühlung der Apparate und der Locale erfolge. Wenn diese Abschliessung sorgsam erfolgt, so kann die Wärme in den Heizkammern, Luftführungen und Mauercanälen vorzüglich reservirt werden.

§ 9. Die Warm- und Kaltcanäle in den Localen. Zu jedem Locale soll ein abgesonderter Warmschlauch führen, mit der Ausmündung über Kopfhöhe, jedoch nur so hoch, dass der Schuber mit der Hand noch gut erreicht werden kann. Die einströmende Luft geht im Parabelbogen sofort nach aufwärts und strömt unterhalb der Zimmerdecke fort, breitet sich allmählich aus und sinkt längs allen kühlen Wänden zum Fussboden herab. Der genannte Warmschuber wäre strenge genommen entbehrlich, wenn die Regulirung der Warm-

luftströmung vom Apparate ans geschieht. Im Gegenfalle ist allerdings mittelst dieses Schubers Temperatur-Regulirung zu besorgen.

Für den Abzug der verdorbenen Luft dient ein senkrechter in jedem Locale in Fussbodenhöhe beginnender Mauercanal, der schliesslich über Dach zu führen ist. Derselbe erhält ganz nahe am Fussboden einen Regulirschuber, damit immer die kühlere Luft zum Abzüge gelange und dadurch eine Gleichmässigkeit der Zimmertemperatur befördert werde.

Würde man den Abzugschuber nahe an der Decke anbringen, so käme nicht nur grösstentheils die eben eingeströmte frische Luft zum sofortigen Abzüge, während die verdorbene Luft länger im Locale bliebe, sondern es entstünde auch eine Wärmeverschwendung, weil die wärmste Luftschichte des Locales zum Abzüge kommen würde.

Im Sommer ist es wünschenswerth, die wärmere Luft abzuführen, daher wird man einen Schuber unter der Decke für diesen Zweck anbringen.

Es ist auch nicht unzweckmässig, dem Warmschlauche auch einen Schuber nahe am Fussboden zu geben, der im Sommer zu öffnen st und eine Communication mit der Frischluftkammer vermittelt.

§. 10. Fortsetzung. Die Fig. 123 und 124 stellen die [Tj Construction eines Schubers fej dar. Der Rahmen ist aus Gusseisen und der Schuber a aus Eisenblech. Vor demselben und rückwärts an der Mauer

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sind die Schutzbleche b und c angebracht. Die Oeffnung ist durch ein Drahtgitter d gegen das Einwerfen von Gegenständen gesichert. Der Knopf e._

dient zum Anfassen, wenn der jf®

Schuber a bewegt werden soll. ⁻

Fig. 123.

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die Oeffnung d vollkommen frei. Den Gusseisenrahmen kann man von dem rückwärtigen schmiedeeisernen f abschrauben, um die erforderliche Reinigung der Oeffnung vornehmen zu können.

Wenn der Schuber für die Abzugsöffnung vom Heizer gehand-habt werden soll, ohne dass derselbe das Locale betreten darf, wendet der Verfasser folgende in Fig. 125 und 126 dargestellte Construction an.

Fig. 125.

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Dieselbe hat das Bestreben, in Folge eigener Schwere zuzufallen, und wird für den Fall, als sie in eine mehr senkrechte Stellung käme, in diesem Bestreben durch die Feder e unterstützt. Die Kette g h i, über die Rolle h sich bewegend und von i abwärts in einen Draht übergehend, dient zum Ziehen der Klappe. Dieser Draht reicht entweder bis in das Ebenerdgeschoss oder bis in den Keller und endigt mit einem Ringe.

Die Fig. 127, 128, 129 stellen die Führung von zwei nebeneinander befindlichen Abzugschläuchen in ihrer Endigung über Dach dar. Die Ausmündungen vereinigen sich in einen gemeinschaftlichen Raum a (Fig. 128) und die Luft zieht durch die Jalousien ab. &|||

Diese sind so gestellt, dass der anfallende Regen nach aussen abgeleitet wird. Zugleich wird dem Windanfalle, | entsprechend der Winkelstellung der Jalousiebleche, eine Ablenkung nach aufwärts gegeben, in Folge welcher er zur entgegengesetzten Jalousie reflectirtund I ohne Rückstösse auf die durch den Schlauch abziehende Luft auszu-üben, wieder in’s Freie kommt. Der Wind wird ; von der oberen Steinfläche d e horizontal abge-j    lenkt und übt, wenn er z. B. von d gegen e

strömt, sogar eine Saugwirkung auf b aus, weil der abgelenkte Windstrom die unterhalb

Fig. 127.

Fig. 126.

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befindliche Luft mit sich fortreisst und somit gegen b hin eine Luftverdünnung erzeugt. Kommt mit einer solchen Gruppe ein Rauchschlot in Berührung, so wird er, wie es aus Fig. 127 zu ersehen ist, über die Deckplatte hinaufgeführt und erhält einen sogenannten Saugkopf aus Steinzeugmasse.

§ 11. Temperatur-Anzeigen. Um den Heizer in die Lage zu versetzen, sich von der Temperatur jedes mit seinem Apparate in Verbindung stehenden Locales momentan überzeugen zu können, ohne sich dabei aus dem Kellergeschosse entfernen zu müssen, hat der Verfasser eine besondere Vorrichtung erdacht, die sich in vielfacher Anwendung vollkommen bewährte. Es wird nämlich, wie aus Fig. 130 und 131 zu ersehen, in einer verticalen Mauerschlitze jedes Locales, und zwar in einem daselbst eingelegten

Holzkästchen das Ther-| mometer g aufgehangen, 1! «(^welches mittelstderRolle a T und dem Drahtseile h bis in den Keller hinabgelassen werden kann. Das bis d reichende Holzkästchen sitzt auf einem aus Formziegeln (Fig. 132) aufgebauten, mit doppeltem Rohre versehenen Mauerwerks-; körper auf. In der grösseren Schlitze f j₀c bewegt sich das Thermometer und in I der kleineren i das Drahtseil. Fig. 133 stellt die Endigung der ganzen Vor-; richtung im Keller dar. Bei k endigt j das Formziegelmauerwerk und setzt JL sich ein Holzkästchen daran, welches ^ das Seil ohne Ende, einerseits mit dem Gegengewichte n des Thermometers, und etwas schlapp über die Rolle o laufend, enthält.

Während des Herablassens mittelst Ziehen am Seile m ändert das Thermometer seine Temperatur in keiner wahrnehmbaren Weise. Diese Temperatur-Correspondenz ist daher für den Heizer ein verlässlicher Compass und macht es ihm möglich, seine Heizfunction auf das pünktlichste vollführen zu können.

Fig. 128.

Fig. 129.

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Solche Thermometerführungen können gruppenweise zusammengefasst werden, wie es Fig. 134 zeigt. Es ist aber eine dichte Schliessung des Kastens mittelst des Thürchens p nöthig, um die Thermometer nicht durch einen Luftzug beeinflussen zu lassen.

Es ist nötliig, jede Thermometerfülirung nahe am Fussboden des betreffenden Zimmers mit einer kleinen Oeffnung zu versehen, wodurch

Fig. 131.

Fig. 132.

Fig. 130.

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Fig.133.

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eine beständige Circulation der Zimmerluft durch die Thermometerführung hindurch eingeleitet und eine Temperaturausgleichung erzielt wird. Zu diesem Ende erhält der Fusstheil des Thermometerholzes eine Nuth e (Fig. 130 und 131) damit das Durchziehen der Zimmerluft

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möglichst begünstigt werde. Die Thermometer-scala besitzt oben und unten, und zwar in b und c (Fig. 131) eine Schlitze, und kann für i eine bestimmte Tempe-|    M|| ratur zur genauen Ueber-

nft| einstimmung mit dem Zummerthermometer ge-

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bracht und durch die dortigen Schrauben b und c in dieser Lage festgestellt werden.

Es ist noch zu bemerken, dass die obere Oeffnung g' (Fig. 130), sowie die vorerwähnte in Fus sb öden nähe herzustellende kleine Oeffnung mit Gittern gegen Beschädigungen zu schützen sind.

Die Anbringung von Thermometerführungen dieser Art ist aber nicht in allen Fällen möglich. Es treten oft Thüröffnungen oder die Weglassung von Mauern in einzelnen

Geschossen

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unterbrechend auf. Der Verfasser hat daher für solche Fälle besondere Thermometer construirt (Guckthermometer), welche in Fig. 135, 136,137 dargestellt sind. Im Glasröhre a a (Fig. 135) befindet sich das Thermometerrohr b, welches mittelst der Schraube f gehoben und gesenkt werden kann. Die fixe Einstellung erfolgt mittelst der Stellschraube g. Die Scala c, welche Fig. 137 in der Ansicht darstellt, ist feststehend, aber durch die besagte Verstellbarkeit des Thermometerrohres ist die

Scalenverrückung ähnlich wie bei den Aufzugthermometern ermöglicht.

Wie aus Fig. 135 ersichtlich, ist das Thermometer in

Fig. 137.

Fig. 136.

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eine Hülse (aus Messingblech) eingeschlossen, welche

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Dieses Thermometer wird vor eine Mauer- oder Thürschlitze A gesetzt, und wird die Oeff-nung gegen die Aussenseiteund, wie Fig. 136 zeigt, bei e verglast. Man kann daher von aussen, nämlich vom Corridor aus, auf das Thermometer sehen und auf der Scala, welche durchscheinend sein muss und sich daher als transparent zeigt, die Temperaturgrade ablesen.

§ 12. Luftmisch Vorrichtungen. Wenn man den Untertheilungs-boden b' (Fig. 110) oder aber die Wandtheile p', p' (Fig. 114) mit einer Oeffnung versieht, die mittelst Schuber regulirbar ist, so kann man hiermit eine beliebige Mischung der warmen Luft mit der kühleren bewerkstelligen.

Es wird nämlich aus dem Raume b" die mehr weniger vorgewärmte Luft in den Sammelraum b, respective in die Canäle a, m (Fig. 111 und 114) aufsteigen und vereinigt mit der aus Oeffnung c (Fig. 110) zuströmenden erwärmten Luft nach den Heizlocalen abziehen. Man kann über dem Boden b' eine senkrechte Scheidewand aus Blech in der Richtung aufstellen, dass die aufsteigende kühlere Luft eine bestimmte Direction nach dem Canale a erhält, insofern es sich als erforderlich ergeben sollte. Ebenso ist es zulässig, am Fussboden eine ganz ähnliche Einrichtung für die kalte Luft zu treffen, wie oben für die warme Luft. Man kann nämlich daselbst einen Canal analog zu a und m (Fig. 111) hersteilen, und alle einzelnen senkrechten Mauercanäle y (Fig. 110 und 114), welche zu diesem Ende schon nahe an der Kellersohle beginnen müssten, mit diesen Hauptcanälen durch Klappen regulirbar in Verbindung setzen, ebenso wie die warme Luftströmung durch die Schieber z (Fig. 110) und 111) bezüglich jedes einzelnen Schlauches regulirt wird. Es könnte dann separat in jeden solchen Schlauch, d. i. in jedes einzelne Local ein kaltes Luftquantum, nach Bedarf gemischt mit der Warmluft eingelassen werden.

Man sieht, dass derlei Einrichtungen in mannigfaltiger Art getroffen werden können.

In gewöhnlichen Fällen sind sie nicht nöthig, dafür können sie bei grossen und stark zu ventilirenden Bäumen, wie z. B. bei Sälen, Theatern etc., nicht leicht entbehrt werden, weil hier das Venti-lations- und das Heizbedürfniss je nach der Aussentemperatur, der Füllung mit Menschen und der Beleuchtung in die verschiedenartigsten Wechselverhältnisse gelangen kann.

§ 13. Heizkammertliüren, Emblicköffnungen. Die Luftkammer, die Heizkammer, der Warmluftsammelcanal und die Schlauchführungen sollen zugänglich gemacht werden.

Für die warmen Räume sind die betreffenden Einsteigthüren auf die nothwendigste Grösse zu beschränken, um Wärmeverluste zu vermeiden, und sind zu diesem Zwecke innere und äussere Thüren zu empfehlen, zwischen welchen eine provisorische Mauerschichtung hergestellt werden kann, die bei jedesmaligem Einsteigen wegzunehmen ist. Auch auf die Fegung der Apparate und Rauchrohre muss durch Anbringung von Thürchen, Schubern und Aufsteckbüchsen Bedacht genommen werden.

Zur Beobachtung des Feuers sind kleine, mit Marienglas geschlossene Oeffnungen zweckmässig.

§ 14. Gemeinschaftliche Warmcanäle. Bringt man nicht für jedes einzelne Local einen besonderen Mauercanal an, sondern vereinigt man deren so viel in je einen einzigen Schlauch, als es nach den Verhältnissen thunlich ist, so wird die Anlage einfacher und billiger.

Es sind gute Erfolge mit gemeinschaftlichen Warmschläuchen zu erreichen, die durch die nachfolgende Einrichtung ermöglicht werden. Es ist hierzu erforderlich, die betreffenden Warmschuber mit verticaler Bewegung einzurichten, so dass sie von selbst gänzlich zufallen und durch Ketten gezogen werden müssen, die über eine Rolle gehen, im Warmcanale herabhängen und bis in das Kellergeschoss reichen. Daselbst kann der Heizer diese Ketten nach Massgabe der Temperaturen ziehen, welche ihm die Aufzugsthermometer angeben und die Kettenenden fixiren. Um im Keller zu den Kettenzügen gelangen zu können, müssen die Schläuche an dieser Stelle mit Thürchen versehen werden.

§ 15. Verdunstungsvorrichtungeii. Bei Luftheizapparaten, die nur mit Circulation heizen, kann auf die Einrichtung von künstlichen Luftbefeuchtungs-Vorrichtungen Verzicht geleistet werden.

Wird aber zum Theile oder gänzlich mit Ventilation geheizt, so geht mit der verdorbenen Luft auch die derselben zugekommene Feuchtigkeit ab und es kann der relative Wassergehalt der Luft unter jenes Minimum herabsinken, welches für das Wohlbefinden der Menschen in erwärmten Räumen erforderlich ist. Ueber diesen Gegenstand wurde bereits im VII. Abschnitt ausführlich gesprochen, und es handelt sich gegenwärtig nur um die bei Luftheizungen sich empfehlenden Luftbefeuchtungs-Vorrichtungen.

Am einfachsten ist es, Verdunstungspfannen im Heizapparate selbst aufzustellen. Der Heizapparat des Verfassers, welcher in den §§ 5 bis 7 beschrieben wurde, gestattet, wie schon früher erwähnt, die ausgedehnteste Anwendung von Verdunstungsapparaten, weil die den ganzen Apparat umschliessende Vorwärmekammer hiefür zu Gebote steht. In besonderen Fällen könnten auch Verdunstungsgefässe in Form von Röhren in die Gruppe der Heizrohre eingeschaltet werden, die dann jedenfalls eine ausgiebige Verdunstung vermitteln würden.

Bleiben die Gefässe auch in der Zeit gefüllt, in der nicht geheizt wird, so zieht sich die Feuchtigkeit allmählich in das Calorifer-Mauer-werk, und es wird dasselbe bei der Wiederbeheizung hygroskopisch wirken. Wird das zu verdunstende Quantum nach Abschnitt VII, § 22 berechnet, so mag noch als weiterer Anhaltspunkt dienen, dass bei einer Bestreichung der Wasseroberfläche mit Luft von 80 Graden circa 5 cbdcm. per 1 qm. Wasserfläche und Stunde zu rechnen wären. Im Allgemeinen wären 3 cbdcm. zu rechnen. (Mittheilung von Fischer & Stiche.)

In Gegenden grosser Kälte, wie z. B. im nördlichen Russland, fällt die Luftbefeuchtung wesentlich in’s Gewicht.

Das dem menschlichen Organismus zuträgliche Mass der Luftfeuchtigkeit schwankt zwischen bedeutenden Grenzen und gestattet in der Regel eine gemeinschaftliche Verdunstungsvorrichtung für je eine zu einem Calorifer gehörende Localitätengruppe, die dann die Luft mit einem gleichen, dem Durchschnittsbedarfe entsprechenden Feuchtigkeitsgrade zugeführt erhalten kann.

Das Detail eines Verdunstungsgefässes ist in Fig. 138 ersichtlich gemacht. Der Hals a ist eingemauert, so dass nur ein kleiner Theil

sammt dem Trichter b aus der Heizkammermauer herausragt. Das

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Wasser wird durch diesen Trichter eingegossen. Derselbe bildet daher zugleich auch den Wasserstandsanzeiger des Gefässes.

§ 16. Calorifer-Exliaustor. Schon Prof. Meissner hat in seinem Werke über Luftheizung den Calorifer auch als Entlüftungsapparat dargestellt. Um diese Functionsweise zu erörtern, gehen wir wieder auf Fig. 103 zurück. Wenn wir die Oeffnung c durch eine Klappe verschliessen und den Circulations canal offen halten, und wenn wir ferner auch bei d die Aspirationsesse öffnen, so kann der Apparat mittelst der Bodenöffnung h nur noch die Luft ansaugen, die ihr durch dem Circulationscanal p aus den Localen zukommt, und wird dieselbe durch die Esse d zum Abzüge bringen. Somit wird durch die besagte veränderte Klappenstellung gewissermassen eine Umkehrung des Circu-lations-Processes bewirkt, welcher bei der Heizung thätig ist, denn es saugt jetzt der Apparat die Luft aus den Localen ab und befördert sie durch die Esse hinaus. Selbstverständlich muss durch Ventilationscanäle oder irgendwelche Ventilationsöffnungen in den betreffenden Localen für den Ersatz der abgesogenen, verdorbenen durch frische Luft gesorgt werden.

§ 17. Luftheizungen mit vereinigtem Warm- und Kaltsclilauch. Ein Luftheizapparat kann auch dann wiewohl mit verminderter Intensität noch wirken, wenn er nur mit einem einzigen Canale, der vom höchsten Punkte der Heizkammer ausgeht, mit dem betreffenden Locale communicirt. Denn die kühlere Luft des Canales wird vermöge ihres grösseren specifisehen Gewichtes in diesen Canal abfliessen und die warme Luft muss, weil sie dadurch verdrängt wird, in demselben Canale aufsteigen. Es bilden sich daher Gegenströme.

§ 18. Luftheizanlagen im Inundations-Terrain. Wenn zufolge localer Verhältnisse die Heizkammer so tief zu liegen kommt, dass

in dieselbe das Grundwasser eindringen könnte, was insbesondere Zeit des Hochwassers eines naheliegenden Flusses Vorkommen mag, so empfiehlt sich die Herstellung eines eisernen Behälters, in welchen der Apparat zu bauen ist, als zweckdienliches Mittel. Fig. 139 stellt einen solchen Fall dar.

Die Kellersohle ist hier so hoch gedacht, dass sie der Inundirung nicht mehr ausgesetzt ist.

Man kann daher stets im Trockenen zum vertieften Heizraume gelangen, welcher sich sammt dem Apparate in einem Kasten a b c d aus Kesselblech befindet und der, wie die Figur zeigt, den Einsatz eines Betonbassins bildet. Der Canal für die Zuführung der frischen Luft muss gleichfalls im Trockenen geführt werden, daher er sich in der grösseren Höhe e f befindet und erst oberhalb des Eisenbehälters, nämlich in f a, seine Richtung nach abwärts erhält. Um dem Heizer das Absteigen in den Feuerraum zu erleichtern, wird eine kleine eiserne Stufenleiter an irgend einer Stelle des Behälters angebracht.

§ 19. Die Führung der Luft in horizontalen Canälen. Wir nehmen eine horizontale Warmluftführung im Kellergeschosse mit einem lichten Querschnitte von 0'6 X 0’45 = 027 qm., einer Geschwindigkeit von 1 m. per Secunde und einer Lufttemperatur von 50° an. Es werden daher per Stunde 027 cbm. abgeführt, die bei Annahme einer Aussen-temperatur von 0° um 50° zu erwärmen wären, wozu 1) . . 027.50.03 = 4 WE. erforderlich sind, wenn wir die specifische Wärme von 1 cbm. Luft mit rund 0’3 WE. ansetzen.

Für jeden Temperaturgrad beträgt der Wärme-Antheil:

2) . . 0-27.03 = 0-081 WE.

Wir nehmen ferner per laufenden Meter ²/₃° Abkühlung an, und da die Geschwindigkeit 1 m. beträgt, so ergiebt sich eine Abkühlung um ²/₃° in der Secunde. Mit Rücksicht auf 2) entspricht dies einem Quantum von ²/₃.0-081 = 0-054 WE.

In weiterer Rücksicht auf 1) ergiebt sich aus der Proportion 4: 0"054 = 100 : x ein Wärmeverlust von

3) . . l’3°/₀ per laufenden Meter.

Nach dem im XI. Abschnitte durchgerechneten Beispiele einer Heisswasserheizung, und zwar nach Gleichung 5) und 38), geben 20 m.

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Fig. 139.

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Führungsrohre im Keller zusammen 392-{-87 =479 WE. Verlust, bei einem Transporte von 18.000 WE. per Stunde. Dies entspricht einem Verluste von nur 0T3 Percent per laufenden Meter. Werden aber die Heisswasserrohre verkleidet, so ist die Transmissionsquote kleiner als diejenige, welche obigen 479 WE. zu Grunde gelegt wurde, und es können obige 0T3PercentVerlust noch bedeutend herabgemindert werden.

Ueber eine Leitungslänge von 15 m. geht man daher in Folge der Wärmeverluste bei Luftheizungen gewöhnlich nicht hinaus.

Für die Herstellung von Warmluftführungen eignen sich vorzüglich Thonschläuche, wie solche in Fig. 140 bis 146 dargestellt sind. Die einzelnen mit Falzen versehenen Stücke werden ähnlich wie Muffenrohre ineinander geschoben. Als Auflage dienen Eisenbahnschienen. Die Schlauchführungen werden ringsum mit einem Gyps-

Fig. 140.

Fig. 141.

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mörtel in der Dicke von 2l/₂ cm. überzogen, wodurch die Wärmeverluste auf ein sehr geringes Mass gebracht werden. Fig. 145 zeigt einen Warmschlauch grösserer Gattung, welcher auf Eisenbahnschienen gemauert ist, und zwar dessen Anschluss an den senkrechten Mauercanal. Das letzte Stück e wird etwas geneigt und die Mauercanäle f werden unten ausgerundet, um der abziehenden Warmluft die Direction zu geben und um den Reibungswiderstand zu reduciren. Der Theil d ist zugleich der Querschnitt des in Fig. 146 dargestellten, an die Mauer sich anschliessenden Vertheilungscanales, von welchem aus die Warmluft durch die vier Mauercanäle abgeführt wird.

Das Mauerwerk wird auf Längsschienen ab hergestellt, die in Querschienen b eingeschoben sind. Letztere sind an den Enden eingemauert. Es ist bei Anlage von Luftführungen als Norm anzunehmen, dass die Luft stets durch Ausrundungen der Wände in die erforderlichen Richtungen gelenkt werde, da sonst Stosswirkungen entstehen, welche nicht blos Kraft absorbiren, sondern auch die regel-rechte Bewegung stören können. Auch ist man oft genöthigt, an Stellen, wo sich der Luftstrom theilen soll, durch Theilungswände (Zungen oder Schirme) nachzuhelfen. Die Schuber sind auf gradatim zunehmende Querschnitte A einzustellen, wie sie sich ergeben, wenn der Luftabzug in Locale erfolgen soll, die sich in übereinanderliegenden Geschossen befinden.

Das Detail der Schuberconstruction enthalten die Fig. 143, 144. Man sieht, dass die Schiebstange f mit Löchern versehen ist, um sie

Fig. 142.

Fig. 143.

Fig. 144.

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Fig. 145.

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mittelst des an einem Kettchen hangenden Bolzens e an einer beliebigen Stelle fixiren zu können. In der gezeichneten Lage ist der Schuber geschlossen. Bei gänzlicher Oeffnung verschwindet das Verschlussblech d hinter dem Schutzbleche a.

Die vollständige Oeffnung wird daher durch die Halbirungslinie b c des Rahmens begrenzt.

Zweckmässig ist es, diese Schuber so anzubringen, dass sie die senkrechten Mauercanäle horizontal absperren. Derlei Schuber bleiben in jeder Lage fest, bedürfen daher keiner Fixirung und sind sehr leicht zu handhaben. Aber sie müssen so angebracht werden, dass sie den Mauercanal nach g h öffnend und sperrend (Fig. 143) von der Rückseite i der Mauer mittelst Griff gehandliabt werden können.

Die Horizontalcanäle in der Höhe der Geschosse stossen oft auf Hindernisse. Bei hölzernen Decken können dieselben in Form von rechteckigen mit Sand- oder Strohlehmschichten umhüllten Zinkblechschläuchen in die leeren Räume innerhalb der Träme gelegt werden. Steht nur eine beschränkte Höhe zu Gebote, so können die Zinkschläuche bis nahe unter den Fussbodenbelag reichen, sind aber dann mit Wellblech zu überdecken, um die erforderliche Solidität zu erzielen. Grössere Luftcanäle können in Corridoren durch doppelte Einwölbung oder überhaupt durch doppelte Decken, wie es für den Fall der Einwölbung in Fig. 147 angedeutet erscheint, erzielt werden. Auch

Fig. 140.

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Fig. 149.

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lassen sich Räume für Luftcanäle gewinnen, wie aus den Fig. 148 und 149 ersichtlich ist.

Alle Luftcanäle sollen mit Rücksicht auf Reinigung, daher zum Beschliefen eingerichtet werden oder, wenn sie zu enge sind, Putz-öffnungen in entsprechenden Distanzen erhalten.

Prof. H. Fischer erwähnt der grossen Luftdurchlässigkeit gemauerter Luftcanäle, wenn gegen die Luft der Umgebung eine erhebliche Druckdifferenz stattfindet, und derselbe findet es daher als rathsam, bei grösseren Anlagen durch Beton-, Asphaltüberzüge oder andere Mittel auf eine möglichste Dichtheit hinzuwirken.

Schulheizung, hygienische Eigenschaften, Stundenpass für den Heizer.

§ 20. Die Luftheizung fiir Schulen. In Schulen erscheint es geboten, die Luftheizung nur für den Betrieb mit Ventilation ein-zuriehten, so dass ohne gleichzeitig zu ventiliren, gar nicht geheizt werden kann. Die Mehrkosten an Brennmateriale sind hierbei nicht bedeutend. Denn eine kurze Zeit vor Beginn des Unterrichtes müsste wegen gründlicher Luftreinigung ohnedem schon die Ventilation beginnen, und es müsste sich dieselbe auch mindestens eine Stunde über die Unterrichtszeit erstrecken, um die rückbleibende Luft zu beseitigen und das Local durch frische gewissermassen auszufegen. Es könnte daher nur eine verliältnissmässig kurze Zeit mit Anwendung der ökonomischeren Circulationsmethode geheizt werden. Zudem ist eine Circulationsheizung in Folge der Rückführungscanäle com-plicirter und kommt daher auch in der Anlage höher zu stehen.

Jedes Local erhält nach dem Systeme des Verfassers seinen Warmluftschlauch, der Einfachheit halber im gleichen Querschnitte von 0‘15 qm. für jedes Stockwerk, mit Ausnahme des Ebenerdgeschosses, in welchen die grössere Weite von 0‘18 qm. vorteilhafter ist.

Die Warmschuber sind 0’5 m. lang und breit und haben daher ein Ausmass von */₄ qm.

Es ist leicht, jene Normalregulirung auszumitteln, bei welcher sich die Wärme-Ausströmung auf alle Locale des Hauses nach Bedarf vertheilt. Dieselbe muss im Versuchswege so geschehen, dass die vorgeschriebene Zimmertemperatur constant erhalten bleibt, wenn die Abströmung der verdorbenen Luft in jedem Raume das vorgeschriebene Mass erreicht.

Diese Ausmittlung gilt dann für alle Aussentemperaturen, indem nach Massgabe der letzteren blos der Schuber für die Abströmung der verdorbenen Luft einzustellen ist, wogegen die Stellung der Schuber für die Warmeinströmungen dieselbe bleiben kann.

Die Schuberstellungen dieser Kaltschläuche müssen daher im Laufe einer Heizperiode bei verschiedenen Aussentemperaturen ein-für allemal mit Hilfe eines Anemometers ausgemittelt und nach Art einer Scala markirt werden. Dieselben differiren für die verschiedenen Stockwerkshöhen nicht bedeutend, und als Mittelresultat für Lehrzimmer von 220 bis 250 m. Rauminhalt habe ich im Versuchswege bei circa 50 cm. hoher Schieberöffnung mit Hilfe von Anemometer-Messungen (Seite 416) folgende Zahlen erhalten:

0 effnungsweite

Aussentemperatur

— 10«

.    8-8    cm.

5°

. 10-0 „

0°

• 11-8 „

-f- 5°

+10° .

. 148 „

. 22-5 „

Diese Zahlen gelten für den I. und II. Stock. Für das Parterre hat sich um circa 7 Percent mehr und für den III. Stock um circa 7 Percent weniger ergeben. Die vorstehenden Ziffern gehen aber nur allgemeine Anhaltspunkte, da die Abküklungsverhältnisse der Räume, sowie der grössere oder geringere Grad des Beharrungszustandes, der zur Zeit jedes Versuches stattfand, endlich auch die unvermeidlichen Fehler der Anemometer-Beobachtungen die gefundenen Ergebnisse mannigfach beeinflussen.

Fi?. 150.

-10

Auf der Schuberfläche, welche in der Fig. 123 durch das Schutzblech b verdeckt ist, kann man, wie es die Fig. 150 zeigt, eine Scala anbringen, die anzeigt, welchen Stand man dem Schuber bei jeder Temperatur geben muss, um die normale zweimalige Lufterneuerung zu erhalten.

₊₅°⁹

+ic

Wäre z. B. die Aussentemperatur 0°, so müsste man den Schuber so weit schliessen, dass die Scalenlinie g h mit der Kante g' h' des Schutzbleches b zusammenfällt. Aus den Linien der Scala ersieht man, in welchem Masse bei niedriger Aussentemperatur eine kleine Bewegung schon ausgiebig wirkt. So z. B. sind die Linien für — 10° und — 5° sehr nahe aneinander im Vergleiche zu den Linien für -f-10° und -j-5°, wiewohl beide Intervalle für dieselbe Temperatur-Differenz von 5° galten. Nebst diesem nahe am Fussboden anzubringenden Schuber bringe ich einen solchen demselben Abzugsschlauche nahe am Plafond für die Sommer-Ventilation an. Seine Construction wurde gleichfalls schon besprochen.

Das Vorhandensein der Aufzugsthermometer gestattet eine Tem-peratur-Controle in beliebig kurzen Zeiträumen. Es kann daher zu gar keinen bedeutenden Ueberheizungen oder Abkühlungen kommen, weil der Heizer Unregelmässigkeiten zu entdecken vermag, bevor dieselben zu einer bedeutenden Grösse anwachsen können.

Die dennoch sich zeitweise als nöthig ergebenden Nachregulirungen an den Warmschubern bestehen gewöhnlich nur in kleinen Rectificationen, die auf das Quantum der Ventilirung keinen fühlbaren Einfluss haben.

Denkt man sich zwei Lehrzimmer mit ungleichem Heizbedürfnisse, etwa ein Eck- und ein Mittelzimmer, so müsste, weil die für alle Räume der Gruppe vom Calorifer ausgehende Warmluft die gleiche Temperatur hat, das Mittelzimmer eine geringere Luftzufuhr erhalten. Wenn nun für dasselbe nicht zufälligerweise auch ein geringeres Ventilationsbedürfniss sich ergiebt, so wird nicht ausreichend ventilirt werden. In Wirklichkeit sind derartige Unterschiede aber zumeist nicht von Belang. Wollte man aber denselben doch Rechnung tragen, so müssten für die einzelnen Warmschläuche im Kellergeschosse Frisclilufteinlässe, wie solche in § 12 beschrieben wurden, hergestellt werden, durch welche die Warmluft für ein derlei Locale mit frischer Luft gemischt und somit dasselbe Wärmequantum mittelst grösserer Luftmasse abgeführt wird.

Bezüglich der Sommerventilation enthält der § 28, Abschnitt VII, das Erforderliche.

§ 21. Die Luftheizung in hygienischer Hinsicht. Gegen das Luftheizsystem sind im Laufe der Zeiten mancherlei Beschwerden laut geworden, die aber insgesammt nur die Mangelhaftigkeit der betreffenden Ausführungen, nicht aber das System betreffen. Man hört jetzt noch häufig die Behauptung, es wirke die Luftheizung austrocknend. Allein die in diesem Lehrbuche vorgetragenen Theorien beweisen, dass das wärmegebende Medium, ob es Luft, Wasser oder Dampf sei, der Luft weder eine Feuchtigkeit giebt noch derselben eine solche entzieht; sondern dass die Luft bei einer Temperaturerhöhung von selbst auch ein erhöhtes Bestreben, Feuchtigkeit aufzunehmen, erhält. Mit dem reichlichen Abzüge der Luft wird auch die Feuchtigkeit rasch mitgenommen, welche die Personen erzeugen oder die Mauern und andere Gegenstände liefern. Weil man aber bei den kostspieligen Wasser- und Dampfheizanlagen die Ventilationseinrichtungen häufig gänzlich weglässt, da sie das Erforderniss an Heizflächen und somit die Kosten noch mehr erhöhen, so kam bei diesen Systemen jene austrocknende Wirkung, die aus der Ventilation entsteht, weniger in Betracht. Dagegen gestattete es die Billigkeit der Luftheizsysteme, für reichliche Ventilationen vorzusehen, und eben dieser Vorzug ist es, der andererseits zum Glauben Veranlassung gab, die Luftheizung wirke austrocknender als alle anderen Centralheizsysteme oder als die Stubenöfen. Dass in solchen Fällen durch Verdunstungsgefässe abzuhelfen ist, wurde schon erörtert.

Das Ausströmen von Kohlenoxydgas ist bei Luftheizungen unter Voraussetzung rauchdichter Apparate ungleich weniger als bei Stubenöfen möglich, weil bei ersteren Rückströmungen durch die Heizthüre nicht in die beheizten Locale, sondern in den zumeist im Keller befindlichen Heizraum gelangen.

Das Glühendwerden der Heizflächen kommt bei Caloriferen wie bei gusseisernen Zimmeröfen vor und es ist in beiden Fällen ein Fehler, wenn die Apparate so construirt sind, dass sie durch das Heizen zum Glühen kommen. Die Durchlässigkeit glühender Gusseisenflächen in Bezug auf Kohlenoxyd ist behauptet und gegenbehauptet worden, könnte aber jedenfalls nur verschwindend klein sein. Beachtenswerther wird die Staubverbrennung sein, die durch zu stark erhitzte oder durch glühende Heizflächen verursacht wird.

Der Staub, mit welchem die atmosphärische Luft geschwängert ist, und dessen reichliche Anwesenheit sich in der Erscheinung des Sonnenstäubchens sichtbar kundgiebt, besteht bekanntlich zum grössten Theile aus vegetabilischen Bestandtheilen. Nach den Untersuchungen P ou chefs finden sich als Bestandtheile des Luftstaubes in Städten vorwiegend zerriebene Hafersegmente und getrockneter Pferdemist vor. Getreidestaub findet sich nach den Untersuchungen Pouchefs überall vor, sowohl in Städten wie am Lande. Derselbe fand den Getreidestaub in Kirchen, in deren 100 Jahre alten Staubablagerungen, wie auch in den Grabkammern der ägyptischen Pharaonen.

Der Luftstaub enthält noch die verschiedensten Bestandtheile, die nach localen Veranlassungen wechseln. Hiervon sind besonders zu bemerken: Steintheilchen, vertrocknete thierische Bestandtheile, Woll-und Spinnfäden etc.

Diese verschiedenartigen Bestandtheile bedingen offenbar auch eine verschiedene Temperatur zu ihrer chemischen Veränderung, um in das Stadium des Versengens oder des Verbrennens zu gelangen.

Der Beginn der chemischen Zersetzung wird im Allgemeinen bei 130 bis 140° C. eintreten.

Es soll daher strenge genommen die Temperatur der Heizflächen an keiner Stelle bedeutend höher als 140° C. sein. Die Caloriferen nach der Construction des Verfassers, welche in § 5 bis 7 beschrieben wurden, weisen in der mittleren Höhe der gusseisernen Standrohre blos eine Temperatur von 90 bis 100° auf.

In Bezug auf den Werth der auf den menschlichen Körper direct einwirkenden strahlenden Wärme, welche bei Luftheizungen entfällt, weil sich in den Localen keine Heizobjecte befinden, lässt sich Folgendes sagen:

Befindet sich ein Mensch in einem beheizten Raume, so verliert er von seinem Körper durch Leitung ein Quantum Wärme, entsprechend der Temperatur-Differenz, welche die grösstentheils bekleidete Körper-

Oberfläche gegen die der Luft hat, und durch Strahlung ein Quantum, entsprechend der Temperatur-Differenz der Körperoberfläche und der Wände, sowie der allfällig im Zimmer vorhandenen Gegenstände.

Sind nun die Wände oder die sonstigen Gegenstände kalt, so entsteht auch bei übrigens angemessener Lufttemperatur ein übermässig grosser Wärmeverlust des Körpers durch Strahlung, daher man sich in einem solchen Locale ungeachtet reichlicher Heizung doch frostig oder unbehaglich fühlen kann. Dieser Fall tritt ein, wenn die Wände sehr dünn sind oder wenn das Zimmer nicht ausgeheizt ist, oder wenn man sich zunächst der Fenster auf halten muss. Denn diese letzteren haben immer eine bedeutend niedrigere Temperatur als die Wandflächen.

Befindet man sich in einem Locale, dicht von Menschen umgeben, so entfällt der Wärme-Entgang durch Strahlung, weil die Temperatur-Differenz gegen die umgebenden Körper aufhört. Die dadurch zurückgehaltene Wärme verursacht eine Unbehaglichkeit, und man hat dann selbst bei angemessener Lufttemperatur das täuschende Gefühl, als ob man eine übermässige Hitze zu erleiden hätte.

Aus dem Gesagten geht nun hervor, dass eine gewisse Abstrahlung der Körperwärme erforderlich ist, aber ein Zuviel oder Zuwenig schädlich sein müsse. Es geht weiters hervor, dass die heisse Fläche eines Ofens eine solche Abstrahlung der zunächst befindlichen Personen behindert, und dass die Kälte von Mauern die Abstrahlung zu sehr begünstigt.

Nach diesen Betrachtungen wird es wohl keinem Zweifel unterliegen, dass die Aufstellung von Heizköi’pern, sowie das Legen von Heizrohren ringsum im Zimmerraume auch ihre ungünstigen Seiten haben kann, wenn deren Wärmeflächen eine milde Temperatur besitzen. Solche Heizkörper, an den kühleren Wänden angebracht, werden dieselben entsprechend erwärmen. Bei Luftheizungen wird es am richtigsten sein, mit der Dauer der Heizung, wenn die Benützung eines Locales nur in kleinen Zeitabschnitten erfolgt, nicht zu sehr zu Ökonomisten, damit sich die Wände in dem erforderlich ausgeheizten Zustande und dadurch die Wandflächen in einer entsprechenden Temperatur erhalten, nachdem dieses System keine strahlenden Wärmeflächen in den Localen darbietet.

Für Schulen hat das Vorhandensein strahlender Heizeinrichtungen kaum einen Zweck, weil nur die unmittelbar vor solchen Wärmeflächen sitzenden Schüler eine Einwirkung erfahren, daher weitaus die Mehrzahl von der Strahlwirkung gänzlich unberührt bleiben würde. Insoferne derlei Wärmeflächen eine bedeutendere Temperatur haben,

ist deren Strahlwirkung auf die zunächst sitzenden Kinder lästig und schädlich.

§ 22. Stundenpass für den Heizer. Sehr zu empfehlen ist es, dem Heizer für jede Heizgruppe eine Stundeneintheilung zu geben, die

unter Glas und Rahmen bei den Apparaten affigirt werden soll. Fig. 151 enthält das Formular einer solchen Stundeneintheilung.

Aus dem Kopfe der Tabelle wird man entnehmen, dass es das Lehrzimmer B der II. Classe sei, welches sich im II. Stocke befindet, und durch den zweiten Schlauch

Fig. 151.

Tcige

Montag

Dienstag

Mittwoch

Donnerst

Freitac

Samstag

Sonntag

(2 Schl) Lehrz.ll B. Cl. H. S t-

8    9    10 11    12 i 2    3    'i-    5 ~6

..

beheizt wird.

Die zweite Horizontal-Colonne mit den Nummern 8, 9, 10 etc. zeigt mit Rücksicht auf die schraffirten Felder an, dass z. B. am Mittwoch das Lehrzimmer von 8—10 und von 11—12 Uhr Vormittags, dann von 2—3 Uhr Nachmittags beheizt und ventilirt sein müsse.

Ermittlung der Heiz- und Rostflächen.

§ 23. Nutzeffect der Luftheizapparate. Wir nehmen an, dass ein Lehrzimmer von 220 cbm. Rauminhalt zur Beheizung bei einer äusseren Minimaltemperatur von — 20° eines stündlichen Wärmequantums von 2800 WE. benöthige, und dass die Zimmerluft von-}- 20° per Stunde sich zweimal erneuern solle.

= 440.0-9317 = 410 cbm.

Für Ventilationszwecke ziehen daher stündlich 2.220 = 440 cbm. durch den Ventilationscanal und theils auch durch die Fenster und Thürfugen, sowie auch durch die Mauerporen ab. Die Differenz gegen die Aussentemperatur beträgt 40°. DieWärmecapacität eines Kubikmeters von 0° mit 0⁻3 angesetzt, verursacht jeder abziehende Kubikmeter 40.0-3 =12 WE. Verlust. Obige 440 cbm. auf 0° reducirt, geben 440

l_j_ 20.0-003665

Somit berechnet sich der stündliche Verlust mit 410. 12=4920 WE. Hierzu der Bedarf für die Beheizung ergiebt einWärme-Erforderniss von 5) . . 2800 -f 4920 = 7720 WE.

Morin hat durch die Versuche, die er mit zwei Caloriferen anstellte, folgende Resultate gefunden:

Von der Heizkraft des Brennmateriales gingen 0’17 Theile als Rauch ab, und blieben daher noch 0-83 verfügbar. Bis zum Austritte der Luft aus dem Apparate in den zur Mischkammer führenden

Canal verbleiben noch 063 Theile. Durch den 23 m. langen, zur Misch-karamer führenden Canal kamen noch 006 Theile in Verlust. Das eine Nutzergebniss betrug demnach 0"75, d. i. 75 Percent des calorrischen Effectes der Kohle. Man erhält somit als aliquote Theile des theoretischen Brennwerthes, wenn dieser = 100 gesetzt wird:

a)    Calorischer Effect des Brennmateriales 100 Theile.

b)    Davon der Verlust durch die abziehenden Essengase 17 Theile.

c)    Die Transmissionsverluste des Apparates gegen den Kellerraum und die unvollkommene und unvollständige Verbrennung verursachen einen Verlust von 20 Theilen, die weiteren Verluste in dem 23 m. langen Canale zur Mischkammer betragen 6 Theile.

d)    Als nutzbar verbleiben:

6) . . daher noch 57 Theile.

§ 24. Erhitzungsgrad der Luft in den Heizkammern. Damit die stündlich in den Zimmerraum abströmenden 410 qm. Warmluft das ad 5) berechnete Quantum von 7720 WE. aufnehmen können, muss sich deren Temperatur um x Grade erhöhen. Setzt man die specifische Wärme der Luft gleich 0'3, so erhält man 410. x . 0⁻3 = 7720, und daraus x = 63°, d. i. es muss die mit —20° zuströmende Aussenluft um 63° erwärmt werden und somit eine Temperatur von 63 — 20 = 43°annehmen. In Wirklichkeit muss diese Erwärmung aber eine grössere sein, weil die Luft auf dem Wege von der Heizkammer bis zur Ausströmung in das Zimmer einen Theil ihrer Wärme verliert. Nimmt man diesen Verlust zu

circa 5 Percent, d. h. mit

5-7720

100

= 386 WE. an, so sind in der Heizkammer

erforderlich 7720 -f- 386 = 8106 WE. Somit erhält man nach der obigen

65°, wonach die Temperatur in der Heizkammer

Methode x

8106

410.0-3

65 — 20 = 45° zu erreichen hätte.

Wir wollen nun die Rechnung allgemein durchführen.

Es sei M = der auf 0° reducirten Luftmasse in Kubikmeter, welche stündich behufs Erwärmung eines Raumes zur Einströmung gebracht werden muss; s= der Wärmecapacität der Luft per 1 qm.; t= der Aussentemperatur; T-f-AT = der Temperatur der Luft im Warmschlauche, AT= dem Ueberschusse der Warmlufteinströmung über der Lufttemperatur im Zimmer, somit T = der wirklichen Zimmertemperatur; ferner W = den zum Ersätze der Abkühlung im Raume und im Warmschlauche, also zur eigentlichen Beheizung bei der Differenz von (T — t) der Innen- und Aussentemperatur erforderlichen Wärme, und W = dem gesammten Wärmequantum, welches hiernach per Stunde zur Beheizung des Zimmers mit Ventilation nöthig ist.

Es entführen daher M cbm. Luft durch den Ventilationscanal des Zimmers, welche um (T —1)° erwärmt werden mussten, ein Quantum von Ms(T — t) WE. Der gesammte Bedarf stellt sich daher auf W-f Ms(T-t) WE.

Die Leistung besteht in der Erwärmung von M qm. Luft von t° auf (T-|~aT)°, entsprechend einem Quantum von Ms(T-f At — t) WE. Beides gleich gesetzt giebt

7) . . W = W + Ms(T — t) = Ms(T + AT —t), d. i.

8) . . M

s. aT

Wird dieser Werth in den zweiten Theil der obigen Gleichung 7 substituirt, so erhält man:

Ws

(T + AT-t) = wJl + AA]

9) . . W

sät

Setzt man T = -j-20°, t= — 20° und aT = 20°, so beträgt die Einströmungstemperatur 20 + 20 = 40°. Dann giebt obige Gleichung

10) .. W = w[l + |5j = 3W

Und wenn aT = 40° gesetzt, d. i. die Einströmung zu 60° angenommen wird:

11) . . W = W

J1 -f- —J = 2 W, wobei W und W der Temperatur-

Differenz von T — t = 40° entsprechen.

Diese Resultate sind belehrend, denn sie besagen, dass man bei höherer Einströmungstemperatur ungleich weniger Wärme bedarf, und zwar im Verhältnisse von 3W:2W = 3:2, wenn diese Temperaturen respective 60° und 40° betragen. Man wird daher vor Beginn einer Benützung des Locales ein intensives Feuer unterhalten und weniger Luft einströmen lassen; beginnt aber die Benützung, so wird man allerdings genöthigt sein, mit reducirtem ökonomischen Erfolge ein milderes Feuer zu unterhalten, wenn das Ventilationserforderniss ein höheres ist.

Man erhält für aT = 20° aus der füheren Gleichung:

12) . . M

s. 20    0-3.20'

, und für aT = 40°:

12

13) . . M==“, daher sich in letzterem Falle nur die Hälfte der Luftzuführung als nothwendig ergiebt.

Wäre M gegeben, so würde aus der bezogenen Gleichung folgen:

als erforderlicher Temperatur-Ueberschuss der Einströmung gegen die Zimmerluft. Die Temperatur, auf welche die Luft zu erwärmen ist, steht daher mit der Grösse der Heizkammer nicht in Relation.

Bei Circulationsheizungen ist die Erwärmungstemperatur in der Heizkammer keine bestimmte Grösse. Denn die Geschwindigkeit der Circulation ist von dem Temperaturunterschiede der erwärmten aufsteigenden und der rückkehrenden, wieder zu erwärmenden Luft abhängig. Ist der Canalquerschnitt sehr klein, so muss die Erwärmung auf eine hohe Temperatur erfolgen, damit die Circulation jene Geschwindigkeit erhalte, welche nöthig ist, um dem Locale das nötliige Wärmequantum zuführen zu können. Die Ausströmung der Luft in den Zimmern kann allenfalls bis zur Temperatur von 80° acceptirt werden.

§ 25. Transmission der Heizflächen hei Parallelstrom. Die Temperatur der Heizflächen ist oft beträchtlich geringer als die Temperatur der Heizgase. Der Verfasser fand z. B. an dem Punkte, wo die Rauchrohre die Heizkammer verlassen, einzelne Temperaturen der Rohrfläche mit 55 bis 60°; bei einer Temperatur der Rauchgase von 136 bis 140°. Dieses Unterschiedsverhältniss wechselt aber je nach der Stelle, an der sich mit Rücksicht auf die Richtung des Rauchrohres der Warmstrom concentrirt. Massgebend für die Transmission ist aber die Temperatur der Heizfläche, die wir für unsere jetzige Betrachtung mit -f- 50° an dem Punkte annehmen wollen, wo sie den Apparat verlassen.

Wir nehmen zur Untersuchung der Strom- und Gegenstrom-Heizflächen die milde Temperatur der Heizflächen am Beginne von 250° an, weil für so geringe Temperaturen die Pecie t’schen Tabellen VI« und VI5, die hier zur Benützung kommen, noch verlässliche Resultate geben. Wir nehmen ferner eine Temperatur der Heizgase am Endpunkte des Apparates mit 4- 50° an, wonach Heizgase und Luft an jener Stelle in ihrer Temperatur bereits übereinstimmen. Endlich setzen wir annähernd voraus, dass die Temperatur

abnahme der Heizgase gleichmässig mit der Temperatur der, wie erwähnt, kühleren Heizflächen abnehme.

Die Temperaturabnahme der Heizflächen von 250° auf 50° theilen wir in vier gleiche Intervalle, nämlich:

1. Intervall 250° bis 200°,    2. Intervall 200° bis 150°

3.    „    150° „ 100°,    4.    „    100° „    50»

Die Temperaturzunahme der Heizluft von — 20° auf -f- 50° theilen

wir ebenso, nämlich:

1. Intervall — 20° bis —    2 7₂°,

+ 15°    „ + 327,0,

2. Intervall — 2¹/₂°bis -f- 15°,

+ 32V₂° „ + 500

Nach der in §§ 68 und 69 des VI. Abschnittes vorgetragenen Theorie entspricht diesen Annahmen die schematische Darstellung der Fig. 152 für Gegenstrom und Parallelstrom. Hierbei bezeichnen die beiden Linien 04 die Heizflächen, und die Abschnitte 01, 12, 23, 34 die Theile, welche den Temperatur-Intervallen entsprechen. Dieselben sind in der Figur als einander gleich gezeichnet, ergeben sich aber in Wirklichkeit als sehr verschieden, wie sich zeigen wird. Die betreffenden Gleichungen 377) und 378) des genannten Abschnittes geben hiefür

4 (Tm — tm) - ~ [(250—50)+(—20—50)]

15) . .

= 4 (Tm — tm)—65, und

fmk

■= 4 (Tm — tm)—i [(250—50) + (50 + 20)]

= 4 (Tm — tm) —135 beziehungsweise für Gegen-und Parallelstrom. Für beispielsweise m = 2, d. i. für das Intervall von Punkt 2 bis 3 (Fig. 152), erhält man respective

Fi^. 152.

t.-+50“

32/4’ r

15°

-2V

-20°'

T= +250“ t=- 20°

200°

130°

100°

1o‘

15°

T= +250°

20 0°

150°

32 V 5

100°

50*

16) .

‘ f₃k

475 und = 405, daraus folgt f₃

475 k

0-002103 4— k

und f₃ =

305 k

= 0-002469 + k

Die Temperatur-Differenz des Heizgases und der Heizluft im Intervall 2.3 ist

(150 —15)+ (100+ 2-5)

17) . .

(150—15)+ (100—32-5) _ 1

i (135° + 102-5) = 118-7 und ~ (135° + 67-5) — 202-2

Ist kb der Coefficient der Transmission für Luftberührung, ks der für Strahlung, und bezeichnen T, t und T' die Temperaturen der Heizfläche der zu erwärmenden Luft und der gegenüber befindlichen Heizkammer-Wandfläche an irgend einer Stelle, und rechnet man ferner nach Tabelle VI c für diese etwa 0⁻3 m. starke Wand L27 als Coefficient, so entführt die durchziehende Heizluft

[(T — t) kb + (T' — t ) kb + (t —15°) 1-27] WE.

18) . . und es giebt die Heizfläche ab [(T — t) kb + (T — T' ) kg] WE.

wobei die Temperatur des Kellerraumes, in welchem sich der Apparat

befindet, mit -f-15° angenommen ist und daher (t — 15) L27 die Transmission nach dem Kellerraum bezeichnet. Die Gleichsetzung giebt nach einiger Réduction

19) .

- und mit Hilfe von T' geben die

m/ T ks -j- t (kb — 1'27) -f- 19 kb + ks

anzu-

Gleichungen 18) die Wärme-Abgabe per Stunde und 1 qm. Für Punkt 0 (Fig. 152), wird T = 250, t = 50, wogegen T' vorläufig blos nehmen ist, etwa mit 200°. Man erhält (T — T') = 50°, und mit Rücksicht auf T' = 200 macht, nach Tabelle VI a, wenn S = 3‘36 genommen wird, W' = 65*3.4T3.3-36 = 906TWE. per 50° Differenz, somit per 1°

20) . . ks = 18T

Für die Luftberührung hat man im Uebergange von der Heizfläche in der Luft eine Differenz von T — t = 250 — 50 = 200°, und hiefür, wenn der Rohrdurchmesser = 0"32, also r = 0T6 m. gesetzt wird, nach Tabelle VI 6 für h = 0-5, B = 3, W" = 397-4.3 = 1192-2

1192-2

für 200° Differenz, also kb =

5-96.

200

Für den Wärme-Uebergang von der Heizkammerwand in die Luft hat man T'—1 = 200 — 50=150°, somit nach vorgenannter Tabelle

798-3 _

150 ~

Fälle verglichen in Rechnung bringen:

W" =266-1.3=798-3, und kb

5‘32. Man kann daher für beide

21) . . kb =    5*6. Die Gleichung 19) giebt daher

_ 250.18-1 + 50 (5-6 - 1-27) + 19 _

¹ ~    5-6+18*1    '

was mit der Annahme von T' vollkommen zusammentrifft. Im Falle

sich eine erhebliche Differenz ergeben hätte, wäre eine Wiederholung der Rechnung nöthig gewesen; mit Benützung des gefundenen Werthes T' = 200 giebt die erstere der Gleichungen 18) (250 — 50)

5-6 -f (200 — 50) 5-6 -f (50 - 15) 1-27 = 2004 WE. In diese Gleichung geben aber nur die zwei ersten Glieder links die Wärme-Aufnahme der Heizluft, wogegen das dritte Glied den Wärmeverlust des Apparates gegen den Kellerraum bezeichnet. Man hat daher blos 1120 + 840 = 1960 WE. als Nutzeffect, und es wird

22) .

= 9-8 = k

1960 ‘ 200°

Nach dieser Verfahrungsweise lässt sich für jeden Punkt der Heizfläche der Coefficient k ermitteln.

Wir werden übrigens zum besseren Verständnisse noch für Punkt 4 des Gegenstromes, mithin für das Intervall von 4 bis 5 die

In der vorstehenden Gleichung bezeichnet (— 20 — 15) 1-27 = —44WE. die vom Keller in diesen kälteren Theil der Heizkammer eindringende Wärme. Diese Wärmemenge bezeichnet daher den Verlust durch Leitung und Strahlung des Apparates. Wo sich die Heizflächen gegenüberstehen, nämlich in den Zwischenräumen der Rohre, heben sich die Strahlungen auf, weil die hierzu nöthigen Temperatur-Differenzen der Wandflächen mangeln. Bringt man aber zwischen diese Stehrohre Blechwände, sogenannte Strahlfangbleche an, so empfangen dieselben Wärme von den Heizflächen durch Strahlung und geben dieselbe durch Berührung an die durchziehende Heizluft wieder ab. Sind T, t und T' die Temperaturen der Heizfläche, der Heizluft und des Strahlbleches an irgend einer Stelle, und nimmt man annähernd ein gleiches Quadratmass der Heiz- und der gegenüberstehenden Strahlblech fläch en an, so dass je 1 qm. der einen Fläche 1 qm. der andern gegenübersteht, so hat man per 1 qm. analog zu den Gleichungen 18)

T k₃-j- t kb

23) . . [(T — t) kb-j-(T'— t) kb] als stündliche Wärme-Aufnahme der Luft und [(T—t)kb-j-(T—T') ksJ als Wärme-Abgabe der Heizfläche, woraus durch Gleichsetzung

folgt.

kb + ks

In dem zuerst berechneten Falle erhält man, wenn die Grössen kbund kg ad 20 und 21 als annähernd richtig beibehalten werden, T=250, t = 50, und nach Gleichung 24)

250.18-1 + 50.5-6 5-6 + 18-1

obere der Gleichungen 13) (250 — 50) 5-6 + (203 - 50) 5-6 = 1976-8 WE., somit wird

24) . . T'

T' =

Rechnung durchführen, wo für T == 50°und t = — 20° ist. T' kann vorläufig = 20° gesetzt werden. Analog den früheren Exempeln erhält man 36-1.1-04.3-36

kb

T - T' = 30°,ks = 104-0.3

30

70

4-5, T' — t = 20 + 20 = 40, kb=

= 4-2, T — t = 50 + 20 = 70, 52-2.3

40

= 3-9: somit

50.42 — 20 (4-2 - 1-27) + 19 4-2+ 4-2

Die von der Heizluft aufgenommene Wärme beträgt (50 + 20) 4-2 -f (20 -j- 20) 4-2+(— 20 - 15) 1-27 = 422 WE. Somit wird

verglichen kb = 4-2, ferner T' =

19=20°

der Transmissions-Coefficient k

422

70

6-02.

'=203°. Mit Hilfe dieses Werthes ergiebt die

1976-8

einstimmt. Sind aber keine Strahlbleche vorhanden, so kommt blos die Transmission durch Luftberührung in Betracht, nämlich, wie oben bestimmt wurde:

26) . . kb = 5*6

Bei der Construction unserer Stehrohrapparate ist circa die Hälfte der Heizflächen gegen die Wände der Heizkammer, und die andere Hälfte gegen einwärts gewendet. Man hat daher in dem Falle, als keine Strahlfangbleche vorhanden sind, als mittleren Transmissions-Coëfficienten zufolge 22) und 26):

27) . . k =—(9-8 -|- 5-6) =7’7, und wenn solche Bleche vorhanden sind, zufolge 22, und 25):

28) . . k =^-(9-8.+ 9-9) = 9-8

Wenn man bezüglich jedes Intervalles der Gegen- und Parallelstrom-Heizflächen in gleicherweise vorgeht, so gelangt man zu folgenden Resultaten :

Coefficient k

Intervall

bei

ohne

Vorhandensein von Strahlfangblechen

Gegenstrom.

O -H CM CO

Ol Oi Ci <1 6i t>b cö -m

9-8

8-6

7-7

6-7

P a r a 11e1 s t r o m.

TH CM CO

tü 05 GO CO

M- tö ob cö

cpoot-

t> t> lO tH

Mit diesen Werthen und mit Hilfe der nacli den Gleichungen 16) berechneten Grössen gelangt man zur umstehenden Tabelle, in welcher die Summen der Heizflächentheile fi -f- f₂ + 4 -j- fi = F gesetzt und eine besondere Rubrik mit Anwendung eines durchschnittlichen gleichen Coëfficienten k eingefiigt wurde.

§ 26. Durchschnittlicher Transmissions-Coefficient. Die vorstehende Tabelle giebt für Gegenstrom bei Vorhandensein von Strahlfangblechen F = 0G01063 W, woraus man als durchschnittlichen Transmissionswerth per 1 qmt Heizfläche

Heizfläch enantheile

bei Nichtvorhandensein von Strahlfangblechen mit Rücksicht auf die Einzelwerthe von k

0-001361

w =0-000184 W

f-L

0-001653

W = 0 000239 W

6-9

0-002103

W = 0-000382 W

f₂

5ÏT

0002899

W = 0-000568 W

51

f₄

0-001373 W

0001058

Ai 981000-0 = Ai ;—

7-8

0-001481

W = 0-000211 W

f.=

f'²    7-0

0-002469

W = 0-000494 W

fs~ 5-0

0-007407

W = 0 004357 W

0-005198 W

1-7

bei dem Vorhandensein von Strahlfangblechen mit Rücksicht auf die Einzelwerthe von k

0-001361

W = 0*000145 W

94

0-001653

W - 0-000192 W

86

0-002103

4— W = 0 000293 W

LL

0-002899

W = 0-000433 W

0-001063 W

6-7

0-001058

W = 0 000106 W

7-9

0-001481

W = 0-000171 W

88

0-002469

W = 0-000398 W

6-2

W = 0 003527 W

0-007407

21

0 004202 W

fi

f₃ =

f₄

f| =

f₂ =

f₃

f₄

für einen Durch-schnittswerth von

0-001361

fi

668500-0

AV -3— = ËJ 80T500 0    ‘

Ai-—-= z}

8Q9I00 0

0-008016

0001058

.    0001481 __

f₂= —k—W

0-002469

eJ

0-007407

f*

0-012115

F =-

Werth von

IO    Iß    lO    lO

CO    O    n-

lO

'O

::

r.

-+

K,. 1^ K. K. Ir^ 144

£ L-* L~ s U ==

«*r

i*C-

Temperatur-Differenz

Für Gegenstrom.

~ [200 4- 167-5] = 183-7 ~ [167-5 4-135] = 151-2 ^ [135 4- 102-5] = 118-7 I [102-5 4-70] =86-2

Für Parallelstrom.

~ [270 4- 202] = 236-2 [202-5    135] = 168-7

~ [135 4- 67 5] = 102-2 ~ [67 5 4- 0] = 33-7

Intervall

0 bis 1

0 bis 1

941 WE. erhält. Dieselbe Rechnung, auf die übrigen Fälle angewendet, führt zur Uebersicht:

29) . . K =

F 0-001063

Apparat

mit

ohne

Strahlfangblechen

Gewinn durch die Strahlfänge

Gegenstrom

Parallelstrom

K = 941 K = 238

K == 728 K = 192

30%

24%

Aus diesen Zahlen ist zu ersehen, dass bei äusserster Ausnützung’ der Heizgase das Parallelstromsystem zu unverhältnissmässig grossen Heizflächen führen würde, weil sich per 1 qm. nur 192 bis 238 WE. als durchschnittlicher Effect ergeben. Das Gegenstromsystem bietet aber in diesem Falle den circa vierfachen Transmissions-Effect.

Im Weiteren ersieht man aus obigen Zahlen, dass man durch Einlage von Strahlfangblechen 24 bis 30 Percent an Effect gewinnt.

Durch Gleichsetzung der Relationen, welche die vierte Columne gegen die fünfte und sechste geben, erhält man die durchschnittlichen Transmissions-Coëfficienten. Beispielsweise hat man für Gegenstrom bei

0*008016 w r nn1 orro w j

---W = 0-001373 W, und

lv

Nichtvorhandensein von Strahlblechen : daraus

30) . .

|k=    =5'8 Ebenso für Parallelstrom:

O-fJUloio

_ 0-012415 “ 0-005198

Die Mittelzahlen von k aus der betreffenden letzten Rubrik geben unrichtige Resultate, weil die Grössen fl7 f₂ ... sehr ungleich sind. Man

würde z. B. im obcitirten Falle k == ^ (7*4 —|— 6*9 —|— 5"5 -(-5*1) = 6*7

anstatt 5’8 erhalten.

§ 27. Heizflächenwerthe und Mitteltemperaturen der Heizflächen.

Die einzelnen Ausdrücke unserer Tabelle haben die Form f=cW, und summarisch die Form F = CW, worin F =Ef und C = Ec ist.

F

Letztere Gleichung giebt W = —, und die Substitution in erstere giebt

f₃= F,

2-4

o! o

F. Man hat daher

F, f₂ =

OLP

0| «

OP

Wird F = 1 qm. gesetzt, so

bezeichnen ^ und ^ die Flächen-

antheile, welche auf je 1 qm. Heizfläche entfallen.

Auf diese Weise erhält man z. B. aus den Relationen der fünften Rubrik unserer Tabelle c, 0-000145

Co

30) . .

C 0-001063 c₃_ 0-000293 C 0-001063

= 0-136 qm. = f,, ^ = 0-276 „ =f₃

0000192

0001063

0-000433

= 0-181 qm. = f₂,

0-407 „ =f₄.

C 0 001063 Zusammen F = 1 qm.

Mit Rücksicht auf Rubrik 2 der Tabelle erhält man

0T36 qm.. 183-7°= 25 qm.°, 0T81 qm.. 151"2°= 27 qm.° 0-276    „ .118-7°= 33 „    0*407 „    .86-2° = 35 „

Zusammen 1 qm. . x° =120 qm. Grade.

Daraus erhält man x = 120° als durchschnittliche Temperatur-Differenz. Die Durchführung der gleichen Rechnung für alle Fälle führt zu nachfolgenden Ergebnissen:

31) ..

Mit Strahlblechen

Intervall

Temperatur-

Differenz

Ohne Strahlbleche

Heizfläche in qm.

Mittlere

Temperatur-

Differenz

Heizfläche in qm.

Mittlere

Temperatur-

Differenz

O H IM CO GO

•H R R t pQ

O tH 05 CO

tc

co

o

'S

OO M-O GO

Zusammen

0-136

0-181

0-276

0-407

1-000

120°

120°

0134

0-174

0-278

0-414

1-000

120°

120°

Parallelstrom

O T-i 03 CO

ÜO to M-

236°

0-025

0-027

168-5°

102-2°

33-7°

0-041

0-095

0-839

51°

0-041

0-095

51°

0-837

Zusammen

1000

51°

1-000

51°

Aus dieser Zusammenstellung ist zu ersehen, dass die Heizflächen der einzelnen Intervalle bei Gegenstrom mit 0-136 qm. und 0‘134 qm. beginnen und mit 0"407 bis 0-414 qm. endigen. Das letzte Intervall bedarf daher der mehr als dreifachen Heizfläche, während * bei Parallelstrom sogar die mehr als dreissigfache Heizfläche im letzten Intervalle nöthig wird.

Nimmt man die Anfangs-und Endtemperaturen der Heizflächen und der Luft für die Bestimmung des mittleren Temperaturunterschiedes

(250 —50)+ (50+ 20)

an, so erhält man (Fig. 152)

= 135° für Gegen-

ström und

(250 -f- 20) -h (50—50)

135° für Parallelstrom, also beide

übereinstimmend, und so bedeutend verschieden von den wahren Differenzen, welche 120° und 51° betragen.

§ 28. Beispiel einer Heizfläche mit Parallel- und Gegenstroin-wirklllig. Zu dem in Fig. 153 dargestellten Falle hat die Heizfläche schliesslich eine Temperatur als früher, nämlich T₄ = 100°. Wir nehmen auch für Gegenstrom die gleiche Minimaltemperatur, somit auch die gleiche Wärme der in den Schornstein abziehenden Heizgase an. Dieselben Rechnungen wie im früheren Beispiele führen zu den Zahlen der (Seite 434 und 435) folgenden Tabelle. In derselben ist der erstbehandelte Fall mit Nr. 1, der jetzt vorausgesetzte aber mit Nr. 2 bezeichnet.

Aus der Angabe dieser Tabelle erhält man durch Gleichsetzung 0-006958

in dem Falle Nr. 2

W = 0-001023 W und

0-005768

= 0-000775 W, woraus k = 6’8 für Parallelstrom und k = 7⁻4 für Gegenstrom als durch-f schnittlicherTrans-missions - Coëffi-^ cient hervorgeht, loo" Das arithmetische

+50“

T=+280“

f=-20°

27=+280°

Fig. 153.

32^°

io

- 2%'

-20”

255° — 2/2°

235“

100°

145”

100

+ 15'

190°

32 V

3

145°

Mittel der Temperatur-Ueberschüsse der Heizfläche gegen die Heizluft, welches sich aus den Anfangs- und Endtemperaturen ergiebt, wäre,

wie aus Fig. 153 zu entnehmen ist,

= 175° für

280 + 20) + (100 — 50)

(280—50)-|- (100+20)

1750

Parallel- und hiermit übereinstimmend mit

für Gegenstrom. Dagegen betragen die wahren Mitteltemperaturen zufolge Tabelle respective 138° und 174°.

§ 29. Graphische Darstellung der Wirkung des Parallel- und Gegenstromsystemes. Die verschiedenen Wirkungen beider Systeme in graphischer Darstellung enthalten die Fig. 154 bis 157. Auf den Abscissenlinien sind die Punkte 0, 1, 2, 3 und 4 so aufgetragen, dass ihre Distanzen den Flächentheilen proportional sind, welche unsere Tabelle in der vorletzten Columne enthält. So z. B. ist in Fig. 154 0, 1 = 0-027, 1, 2 = 0'041, 2, 3=0 095, 3, 4 = 0-837; zusammen POOO.

Bezeichnet 0, 4 einen Quadratmeter, so sind die Theilzahlen 0°027 bis 0-837 auch in Quadratmeter zu verstehen. Ist aber 0, 4 gleich F qm., so sind jene Zahlen mit F zu multipliciren. Die Ordinaten innerhalb dieser Distanzen wurden proportional den Wärme-

Anmerkung

Die mit 1 be-zeichneten Fälle betreffen die Fig. 152 und die mit 2 bezeich-neten die Fig. 153.

AV

Y = 192 AVE.

per 1 qm. stündlich

AV

= 728 AVE.

Antheil per 1 qm. der Heizfläche

0-027 qm.

0-041 „

0-095 „

0 837 „

1000 qm.

0-134 qm.

0-174 „

0-278 „

0414 „

1-000 qm.

Heizflächenantheile

für die Einzelwerthe von k

0-001058

AV = 0 000136 AV

7-8

0-001481

AV = 0 000211 AV

70

0-002469

W = 0-000494 AV

5-0

0-007407

W = 0 004357 AV

1-7

0005198 W

0-001361

W = 0-000184 AV

f-L

0-001653

W = 0 000239 W

6-9

0-002103

W == 0-000382 W

55

0-002899

AV 892000 0 = AV

51

0 001373 W

H?

H?

pH

f₂

f₃ =

*4

für einen Mittelwerth von k

0-001058

0-001481

AV

0-002469

AV

AV

0-007407

mzio-o

AV

AV

0-001361

0-001653

AV

0-002103

AV

0-002899

AV

0-008016

AV

fi =

f₂

CJ

fi

AVerth

AV

ïiuoA

945

= 675

AV

f₂ k₂

AV

--=405

f3k3

135

I .

CO

>o

CO

lO    ÎO

b-    -sh

-+

AV

=+r

Temperatur-Differenz der Verbrennungsgase und der Heizluft

| durch-schnitt-

I lieh

451°

einzeln

1. Fall für Parallelstrom. ^ [270 4 202] = 236°

i [202 4 135] = 168-5° i [135 4 67-5] = 102-2°

| [67-5 40] = 33-7°

1. Fall für Gegenstrom.

4120°

i [200 + 167-5] = 183-70 ^ [167-5 + 135] = 151-2° ^ [135 -j-102-5] = 118 7° [102-5 + 70]    86 2°

Intervall

0 bis 1

Antheil per 1 qm.

Heizflächenantheile

Anmerkung

der

Heiz

fläche

0113 qm.

0-160 „

0 250 „

0477 „

für die Einzelwerthe von k

0-009930

W = 0000115 W

0-000164 W

W = 0 000256 W

8-1

0-001212

7-4

0-001739

f₂ —

68

0-003077

W = 0 000488 W

89

f₃ =

fr

— 973 WE.

1-000 qm.

0-137 qm.

0-204 „

0-288 „

0-371 „

0 001023 W

0001136

W = 0-000106 W

W = 0 000158 W

107

0-001299

8-2

0-001515

W 0 000223 W

8-9

0-001818

Al 885000 0 — Al

1-3

f₂

f*

1290WE.

"f

000-I

0 000775 W

für einen Mittelwerth von k

,    0-000980

f, = —

f2=o°oiai2w

„    0-001739 _

f3= k—W

,    0-003077 w

fr = —k—W

8Q6900-0

665100-0

Al ——— — 5 98TT000

Al--— =

8T8100-0

M ^    = Er

QISIOO-O

0-005768

Werth

fk

1075

825

von

= 575

325

= 770

099—

— 550

f«k₄

Al

fr kr

IV

f₂ k₂

Temperatur-Differenz der Yerbrennungsgase und der Heizluft

durch

schnitt

lich

einzeln

2. Fall für Parallelstrom.

268-7°

206-2°

-+138°

143-7°

81-2°

2. Fall für Gegenstrom.

>+174°

216-2°

188-7°

161-2°

133-7°

Intervall

0 bis 1

mengen aufgetragen, welche diese Flächentheile per 1 qm. stündlich transmittiren. Man hat z. B. nach Tabelle für den ersten Fall h = 0000136 W, entsprechend dem Intervalle 0 bis 1. Hieraus

stündlich per 1 qm.

erhält man

f, 0-000136

==7353 WE. als die

Fig. 154.

%b

der Fläche f, in die Heizluft übergehende Wärme.

• §'

In gleicherweise sind die Verhältniss-zahlen für die anderen (f Flächentheile zu bestimmen. Auf diese Art werden die Ordinaten I, II, HI, IV erhalten, welche mit der Ab-scissenlinieO, 4gewisse Flächen begrenzen, deren Ausmass den Werth der Heizflächen repräsentirt.

Von verschwindendem Werthe erscheint im ersten Falle (Fig. 154) der Flächen-antheil von der Mitte der Strecke 3.4 gegen Punkt 4, während für Gegenstrom (Fig. 155) in demselben Falle diese Endstrecke der Heizfläche noch einen erheblichen zeigt.

daraus in bildlicher Klarheit, dass man bei Parallelstrom auf eine Ausnützung der Heizgase bis zum Verschwinden des Temperatur-Ueberschusses nicht rechnen kann, wohl aber bei Gegenstrom dieser Zweck erreichbar ist. Der zweite Fall, in welchem ein solcher Temperatur-Ueberschuss vorausgesetzt ist, zeigt sich weniger ungünstig für Parallelstrom (Fig. 156), aber doch weit zurück gegen den Effect des Gegenstromes (Fig. 157).

ł—4

TL

Fig. 155.

</

—-o—___

Fig. 15G.

-l

HL

---------4L

-----d-

jy

-4

~z

't-

Fig. 157.

........

...............4

'I-

W erth Man ersieht

Aus unserer letztgegebenen Tabelle sind die Temperatur-Ueber-scliüsse der Heizflächen für jeden Flächenantheil aus der zweiten Columne zu entnehmen. Werden dieselben in die Fig. 154 bis 157 eingetragen, so erhält man die punktirt angezeigten Linien a, b, c, d, e, f, deren Ordinaten diesen Temperatur-Ueberschüssen proportional sind. Man sieht, dass für Gegenstrom (Fig. 155 und 157) diese Linien sich einer Geraden nähern und daher die mittlere Ordinate sich dem Mittelwerthe der beiden äussersten Ordinaten nähert. Dagegen nehmen diese Linien für Parallelstrom (Fig. 154 und 156) eine so stark gekrümmte Gestalt an, dass das Mittel jener äussersten Ordinaten bedeutend von der wahren mittleren Ordinate abweicht, und dass diese letztere einer umständlicheren Berechnung bedarf. Zu diesem Zwecke wäre der Flächeninhalt innerhalb der Temperaturlinien a, b, c, d, e, f und der Abscissenlinien 0.4 zu ermitteln und dann ein Rechteck zu berechnen, welches, über 0.4 errichtet, den gleichen Flächeninhalt abschliesst. Die Höhe desselben würde den mittleren Temperatur-Ueberschuss repräsentiren. Daraus geht hervor, was wir übrigens schon auf analytischem Wege dargethan haben, dass bei Parallelstrom ein erheblicher Fehler begangen wird, wenn man das Mittel aus den beiden äussersten Temperatur-Differenzen als wirkliche Mitteldifferenz in Rechnung nimmt.

Es wäre interessant, unsere nunmehrigen Untersuchungen auch auf Heizflächen auszudehnen, deren Temperatur sich am Anfangspunkte der Glühhitze annähert. Allein die Péclet’schen Formeln lassen für die Temperaturen und für die dadurch sich ergebenden grossen Temperatur-Ueberschüsse keine über die Verlässlichkeit der Resultate beruhigende Anwendung zu.

§ 30. Erfahrungsresultate über die Heizflächen. Wir nehmen an, es erfordere ein Lehrzimmer von 220 cbm. Inhalt bei einer zwei

maligen Lufterneuerung per Stunde eine Wärmemenge von 7720 WE. Hiefür ergeben sich nach unserer Tabelle für die betrachteten Einzelfälle beziehungsweise 7720

32).

' 192

40⁻2 qm

7720

728

10⁻6 qm.,

7720

978

= 7‘9 qin.,

7720

1290

= 5’9 qm.

Heizfläche. Dies giebt per 100 cbm. eine Heizflächenquote von 40-2 : 2-2 — 18-3 qm., 10-6 :2'2 = 4*8' qm., 7-9:2-2 = 3’6 qm., 5-9 : 2*2 = 2’7 qm.

Ohne Einbezug einer Ventilirung sei der Bedarf gleich 2800 WE., daher in dem letzten obiger Fälle, als den für die Praxis zu

2800

33) .

2-2

. ^2 = 1 qm. per 100 cbm. erforderlich.

Die in § 23 besprochenen Morin’schen Versuche geben folgende Verhältnisszahlen für je 100 WE. calorimetrischen Effect der Kohle: 17 WE. mit dem Rauche abziehend, 20 WE. Verlust durch unvollkommene Verbrennung, Kohlenrückstände in der Asche, Verlust durch Leitung und Strahlung des Apparates etc., zusammen 37 WE. Verluste bei 100 WE. calorimetrischem Effect, verbleiben 63 WE. als reine Nutzleistung.

Rechnet man diese Zahlen für je 100 WE. Nutzleistung um und nimmt man eine annähernde Scheidung der zweiten Kategorie von verschiedenartigen Verlusten vor, so erhält man:

34)    . . Nettoleistung.........

35)    . . Zuschlag für Verluste durch Essengase Zuschlag für unvollkommene Verbrennung und

Rückstände, Aschenfall.........

Zuschlag für Verluste durch Leitung und Strahlung des Apparates, der Warmleitungen im Keller und der verticalen Mauercanäle ...    16

. 28 WE.

16

100 WE.

Zusammen an Zuschlägen

60 WE.

160 WE.

36) . . Giebt Bruttoleistung .    .

Nimmt man für Gussrohrheizflächen per 1 qm. 2000 WE. an, so ergeben sich

37)    . . 20.160 = 3200 WE. brutto als Erforderniss des calorimetrischen Effectes der Kohle, stündlich per 1 qm. Heizfläche.

Bezüglich der Wärme, welche der Apparat abzugeben hat, ist aber nur der letzte Zuschlag von 16 WE. in Rechnung zu nehmen, woraus ein Brutto-Erzeugniss von 116 WE. folgt. Entsprechend 2000 WE. = 20 X100 WE. Nettoleistung hat man daher

38)    . . 20.116 = 2320 WE. Bruttoleistung per 1 qm. Rohrfläche.

Das theoretische Ergebniss von 1290 WE. (s. obige Tabelle) wäre somit erheblich geringer. Die Ursache dieser Differenz liegt einerseits darin, dass die Grösse B im Calcul, wie bereits zu 21) bemerkt, eher klein angenommen wurde; dass ferner die Abkühlung des Apparates gegen den Kellerraum im betreffenden theoretischen Resultate nicht enthalten ist, und dass endlich wegen Beschränkung der Péclet’schen Tabellen mit geringen Temperatur-Verhältnissen gerechnet werden musste. Der V erfasser fand, dass fürLehrzimmer der häufig vorkommenden Grössen, welche mit Doppelfenstern versehen sind, und bei — 20° des Freien noch eine stündlich zweimalige Lufterneuerung erhalten sollen, eine Gussrohrheizfläche seiner Apparate von 2 qm. per 100 cbm.

Zimmerraum stets ausreichend war. Mit Hinweglassung der Ventilation, also für blosse Heizung, ergäbe sieb hierbei 1 qm. Gussrohrheizfläche als ausreichend. Selbstverständlich sind diese Daten für Räume mit einfachen Fenstern, dünnen Wänden, oder wenn dieselben eine von Lehrzimmern beträchtlich verschiedene Grösse besitzen, nicht mehr zutreffend.

§ 31. Heizflächenwerthe nach verschiedenen Autoren. Als durchschnittlichen Anhaltspunkt für die Ermittlung der nöthigen Heizfläche sollen nach Degen’s Angaben per 100 cbm. Zimmerraum für nicht ventilirte Räume circa 1*5 qm. und für gut ventilirte Räume 2 qm. als Norm gerechnet werden.

Dr. Wolpert ermittelte eine Durchschnittsgrösse von 0’05 qm. per 100 WE., d. i. die Leistung von rund 2000 WE. per 1 qm. Heizfläche, was mit den praktischen Erfahrungen des Verfassers übereinstimmt.

Man geht wohl auch noch weiter, nämlich bis 4000 WE., und wäre nach Redtenbacher sogar bis etwa 8000 WE. zu gehen, doch wird eine derart vehemente Beheizung weder der Brennstoff-0ekonomie, noch der Dauerhaftigkeit des Apparates noch den hygienischen Rücksichten günstig sein.

Der Verfasser hat nach den tabellarischenZusammenstellungen, welche ihm zu Gebote standen, eine Formel über das Heizflächen-Erfor-derniss per 100 cbm. Rauminhalt construirt, in welcher bei einer Apparat-

grosse von F qm. Heizfläche

lirte Schulen und Krankenhausräume, ein Drittel davon aber für Vestibules, Treppen und Kirchen zu rechnen wäre. Daraus ergiebt sich folgende Erforderniss-Tabelle:

0-45 F— 1*17

qm. Heizfläche für gut venti-

Heizflächen-Erforderniss für

Apparatgrösse in Quadratmeter Heizfläche

Schul- und Krankenhaus-Käume per 100 chm.

Vestibules, Treppen und Kirchen per cbm.

8-00 qm.

2-55 „ 2-48 „ 2-38 „ 2-34 „ 2-32 „

l'OO qm. 0-85 „ 0-81 „ 0-79 „ 0-78 „ 0-77 „

10 qm.

20 „

30 „

40 „

50 „

60 „

Hieraus ist zu entnehmen, dass für die kleinste Gattung von Apparaten das Heizflächen-Erforderniss per 100 cbm. um circa 30 Percent grösser ist als bei der grössten Sorte.

§ 32. Leistung gerippter Heizflächen. Gerippte Oefen wird man bei gleichem Grade der Zweckerfüllung stärker heizen können, als

rippenlose, weil sich die Wärme auf eine grössere Oberfläche vertheilt, daher ihre Temperatur gemildert wird.

Nimmt man Rippen mit 85 mm. Vorsprung, 12 mm. an Basis, und 32 mm. breite Zwischenräume an, so hat man auf eine Länge von 1 m.

als Rippen-

1000

und auf die Breite von Mittel zu Mittel jeder Rippe

32

heizfläche und als Zwischenraum Jqqq qm. Man hat daher nach der

in Tabelle VI q enthaltenen Formel als Tansmission per 1° Temperatur-Differenz und Stunde 2.85

39) .

' 1000

0-32 k -f

32    _68-4

KXX) 1000

k. Die glatte Heizfläche gäbe auf

dieselbe Breite, nämlich von Mittel zu Mittel jeder Rippe, bei 1 m.

Länge

32-f l2k_ 44

1000

1000

k. Es verhält sich somit die Leistung der glatten

zur gerippten Heizfläche wie 44:86’4, und ergiebt daher letztere nahe die doppelte Wirkung einer glatten Fläche bei gleicher Grösse des Kernes, bei Voraussetzung einer Beheizung auf denselben Temperatur-Grad der Heizgase.

Wollte man aber die Rippenheizfläche gleichwerthig mit der glatten rechnen, so müsste nach 39) die Transmission 2.85 -f 32    202

1000 k ~~ 1000

k betragen, anstatt

86-4

1000

k, was erzielt wird,

wenn die Temperatur-Differenz der Heizgase gegen die Heizluft aut

, 202

= 2'/₃fache vergrössert wurde. Würde diese Differenz an

daS 86-4

. irgend einer Stelle 230 — 30 = 200° betragen, so müsste sie nunmehr daselbst auf 2l/3 • 200 = 466° gebracht werden, und es müsste die Heizfläche demnach auf 466 —|— 30 = 496° forcirt werden. Für eine Transmission von 2000 WE. Nutzergebniss per 1 qm. glatter Heizfläche erhält man nach 39) für den Heizflächentheil von Rippe zu Rippe und auf

1 m. Länge

86-4

1000

2000=172⁻8WE., für einen ausgeglichenen Coëfficientenx

2.85 + 32    202

-:- X

der Grund- und Rippenheizflächen erhält man

202

Die Gleichsetzung giebt pqqqx=: 1T2'8,

40) . . d. i. x=827 per 1 qm. gerippter Heizfläche als reines Nutzergebniss. Die wirkliche Wärme-Abgabe des Apparates wäre aber nach 38) im Verhältnisse von 2000 zu 2320 grösser.

§ 33. Grösse der Rostfiäclien. Nimmt man 0-8 kgr. Kohle per 1 qdcm. RostHäche und 1 Stunde an, so giebt dies 80 kgr. per 1 qm.

1000

~~ 1000 x*

Für die Nutzleistung von 2000 WE. wären nach 37) an calori-metrischem Effecte 3200 WE. nöthig, und wenn der absolute Wärme-Effect von 1 kgr. Kohle 6000 WE. beträgt, so bedarf man hierzu eines

Quantums von

3200

6000

grosse beträgt somit

= 0‘533 kgr. Kohle. Die hierzu erforderliche Rost-0-533

80

= 0"0066 qm., wonach die Rostfläche per

1 qm. Heizfläche 0⁻0066 qm., d. i. 41) .

' 150

zu

betragen hätte. Soll die Feuerung des Apparates bis

zu einer Entwicklung von 4000 WE. per 1 qm. glatte Heizfläche forcirt Averden, sj müsste der Rost annähernd doppelt so gross werden.

Diese Bestimnung der Rostflächen setzt aber den Beharrungszustand der Functionirung voraus. Bei ununterbrochener Heizung-ergeben sich verschiedene Epochen der Heizfunction. Ist die erforderliche Lufttemperatur in den Zimmern erreicht, so heizt man bei milder Erwärmung der Heizluft weiter. Man kann die Heizung gänzlich abstellen, wenn schon der mit Wärme gesättigte Apparat und dessen Mauerwerk zur weiteren Erwärmung genügen. In dieser letzten Epoche ist somit der Rost überflüssig, also der Bedarf an Rostfläche = 0, und in der ersten Zeit des Anheizens wird wieder eine grössere Rostfläche erfordert als im Beharrungszustande, weil nebst der Zimmerheizung auch die Wärmesättigung des Apparatmauerwerkes geleistet werden muss. Man sieht daraus, dass die per Quadratmeter Heizfläche entfallende Masse von Materiale, welches mit Wärme zu sättigen ist, eine in die Rostbestimmung einzuführende Grösse bildet. Die Rostgrösse R, welche bis jetzt blos als aliquoter Theil der Heizfläche F, in der Form von R = p F dargestellt wurde, wird jetzt noch eine Constante q erhalten müssen, nämlich es wird R —p F -j- q zu setzen sein. Der Verfasser hat aus verschiedenen Daten die Grössen p und q zu bestimmen gesucht, welche für F = 10 bis 60 qm. giltig sind, wobei sich 42) . . R = 0-0147 und F — 0-047 ergab. R und F sind in Quadratmeter zu verstehen. Durch Einsetzung specieller Werthe in diese

iijF;F=20)R=

~ F = rund X F: F = 40, R =

ho    75    7    7

Formel erhält man F = 10, R

F =

81

rund i

F = 30, R=₇₆

F = 60, R =

_ F-80 ⁷

F; F = 50,R = ^ F; F = rund ^ F. Man hätte daher den Apparaten

O    i w

74

Heizfläche als Rostgrösse zu geben. Ist dieselbe gerippt, so müsste sie nach Massgabe ihrer Leistungsfähigkeit (Tabelle VI q) auf eine gleichwertige glatte Fläche F reducirt werden.

§ 34. Kaminquerschnitte. Für die Grösse der Kaminquerschnitte ergab sich auf ähnlichem Wege die Formel

43) . . (20 F -j- 400) qcm. Mit Rücksicht auf die frühere Formel erhält man als aliquoten Theil der Rostfläche R

44) .

‘ (147 F-470): (20 F+ 400) führen zu folgender Uebersicht:

X R. Die angegebenen Formeln

Apparatgrösse in Quadrat- Durchmesser des quadrat- Kaminquerschnitt als aliquoter Theil der Rostfläche

meter Heizfläche

förmigen Kamines

tH

10 qm.

24 cm.

M-

-I

td

20 „

30 „

40 „

50 „

28 „

32 „ 35 „ 38 „

40 „

§ 35. Feuerröste, Feuerzüge und Feuerbrücke. Nähere Normen über die Construction der Feuerröste, über die Weite der Warmluftzüge im Apparate hinsichtlich einer bestmöglichen Wärmetransmission, ferner über die günstigsten Dimensionen der Feuerbrücke übergehen wir und weisen auf den Abschnitt über „Dampfheizung” hin, woselbst diese Fragen detaillirt behandelt werden.

Einfluss der Mauerporen, Fugen der Fenster und der Thüren auf die Entweichung zugeführter Luft.

§ 36. Luftzu- und Abfuhr im Falle luftdichter Wände und dichter Verschlüsse der Fenster und Thüreu. Es stelle in Fig. 158 AB CD den Verticalschnitt eines zu beheizenden Raumes, c A den Warmcanal, de den Abzugscanal, MN die Gleichgewichtsschichte und daher ab die imaginäre Kaltsäule vor. Die Säule c A hat daher eine höhere Temperatur als die durch d e abziehende. Die Mitteltemperatur der gesammten Warmsäule ce sei gleich T. Die auf dieselbe Temperatur T reducirten Höhen der Säulen ab, cA und de seien respective gleich

Ht, hi und h₂. Den Raum AB CD setzen wir als vollkommen luft-

T    T

dicht voraus. Für die Masse der abziehenden Luft ist der Minimalquerschnitt massgebend, welch er je nach Beschaffenheit eines speciellen Falles sich in cA oder de vorfinden kann. Zurückgehend auf die im Abchnitt III erhaltenen haben wir für die Bewegung der Warmsäule cAde als Erforderniss:

₁    . , M² v CA , M² . v A C , .    . . v , v

h, -j- h₂ -J- At 1₁ -gy 2^ Ar 1₂ -gy 4- A, wobei Ij. und L₂ zu genannten Höhensummanden hi und h₂ gehören, beide zusammen daher der Warmsäule hi —|— h₂ entsprechen; endlich unter A die Maximal-Geschwindigkeitshöhe der Säule hi -(- h₂ verstanden ist. Wir erhalten M2 n A

als Kraftsäule HT — S —.

2 g S²

1, _h _!! A [ vÇA

h ? 2g AtL S²

woraus die Menge M der abströmenden Luft sich berechnen lässt. Wollte man aber den

. 4—

.. ht—

Aus der Gleichsetzung folgt

+ S₂ —A = 0

Jf a

CA

^S²

Fig. 158.

e -f'-FW

Abzugscanal d e für sich berechnen, also wegen etwaiger Unterbrechung durch den Heizraum das Ganze nicht als Ein System gelten lassen wollen, so müsste das System a b c A andererseits als dasjenige betrachtet werden, welches die bewegende Kraft zu liefern hat. Man ersält sodann für d e unter Beibehaltung der früheren Bezeichnungen als Erforderniss M²    CA

h₂ATE₂4-A und das als Kraft wirkende System abcA gäbe

T £ g    fc“

à VW,

bi

(Ht

M²

CA

\    / M² CA\

g₂ J — |h, "^^"g^¹⁻^²")'    Gleichsetzung beider

f- ^2 -gj J — A A= o, welche

Relationen führt aber wieder zur Gleichung

Ht —

CA

CA

S²

fS! g₂

mit der ad 45) identisch ist. Aus beiden Gleichungen wird daher für M derselbe Werth erhalten.

§ 37. Einfluss der Poren und Fugen. In Wirklichkeit entweicht immer Luft durch die Poren der Wände, Decken, Fussböden und durch die Fugen der Fenster und Thüren. Wir nehmen irgend eine summarische Oeffnung E (Fig. 158) hiefür in Betracht. Es entsteht dadurch ein zweites System a, b, c, A, E, f', durch welches die Luft nach aussen entweicht. Denkt man sich plötzlich die Zufuhr c A

als geschlossen, so muss jetzt ein Einströmen kalter, unter dem Drucke der imaginären Säule Ef stehender Aussenluft und ein Hinausdrängen der wärmeren Innenluft durch d e sich einstellen. Bei allmählichem Oeffnen des Warmcanales c A wird die Bewegung nach f'Ede an Kraft verlieren, endlich verschwinden und zuletzt wieder die sich im Abzüge de vereinigenden Bewegungen ab c Ade und abcAEf' in Thätigkeit kommen. Der letztere Fall ist derjenige, welcher uns interessirt.

Mit Rücksicht auf die Formel-Tabelle III, Post 2, hat man, wenn h₀ = 0 gesetzt wird, für den Abzug ab c A de

M„ =

max

2 g H,

j^+SC A

und für den Abzug abcAEf'

S²

-.-V

2gH'₀

A'

A Im Beharrungszustande müssen die

maxgä + C

Minimalquerschnitte der Leitungen cA, de und E f' übereinstimmen.

max

Gleichsetzung giebt M². —I = (M m)² woraus

46) .

. — ⁼    t~ folgt. Bezeichnet man den Querschnitt S

S    1V1 r A1

für den Fall, als die Abzugöffnung E nicht bestünde, also m=0 wäre,

g/ 1 z'"

mit S', so hätte man — = 1/    -r-. Die Substitution in 46) giebt

s “ A,

oder

S M-fmS'

47) .

Sk Man hat daher die Stelle der grössten

Geschwindigkeitshöhe im Warmcanale in Uebereinstimmung mit der gleichnamigen Stelle des Abzugscanales zu bringen und den so sich ergebenden Warmcanalquerschnitt S'in dem Verhältnisse zu vergrössern, in welchem sich die abziehende Luftmenge durch das Vorhandensein der P oren, Fugen etc. höher stellt, d. i. im Verhältnisse von m:(M-j-m). Die Luftmenge m lässt sich theoretisch nicht ermitteln, wohl aber können wir für dieselbe im Wege des Versuches Coëfficienten für die verschiedenen Fälle der

Druckhöhen, Temperaturen, Wand- und Fensterbeschaffenheiten etc. finden.

§ 38. Einschlägige Versuche. Der Verfasser hat Versuche angestellt, welche einen Beleg für die Richtigkeit der in den beiden letzten Paragraphen aufgestellten Theorie liefern. Derselbe veranstaltete eine sehr gleichförmige Beheizung eines Luftheizapparates und nahm zu ebener Erde und im III. Stocke, und zwar in gleichgrossen und gleichgelegenen Lehrzimmern Anemometer-Messungen der ein- und abströmenden Luft vor. Bei normaler Stellung des Warm- und Abzugs-canales führte der erstere eine auf -f- 65° erwärmte Luft zu, welche, auf 0° reducirt, 13‘5 cbm. per Minute betrug. Der verticale Abzugsschlauch förderte 11*3 cbm., daher 2'2 cbm. durch Poren, Fugen etc. entwichen (beide Zahlen, wie auch die folgenden auf 0° bezogen). Wurde aber die Warmausströmung dicht geschlossen und der gleiche Zuströmungsquerschnitt durch entsprechendes Oeffnen eines Fensterflügels erzeugt, so functionirte der Abzugscanal selbstständig, und zwar eine gewisse Zeit hindurch mit unveränderter Zimmerluft-Temperatur, so dass eine Aenderung in der Zugwirkung allein auf Rechnung des abgesperrten Warm schlauch es gesetzt werden muss. Es kamen jetzt nur mehr 10T cbm. Luft, also um 10 Percent weniger zum Abflüsse. Daraus sieht man, dass der Abzugsschlauch einer Luftheizung nicht selbstständig unter dem Einflüsse der Aussen-luft, sondern als Theil eines Leitungssysteme s functionirt, welches aus den Zu- und Abfuhrcanälen besteht. Noch auffallender zeigte dies der Versuch im III. Stocke. Die normale Function ergab an der Warmöffnung ein auf 0° reducirtes Quantum von 2P2 cbm. per Minute (bei 62 bis 63° Ausströmungswärme), an der Abzugsöffnung ein solches von 12‘6 cbm., also einen Verlust durch Poren und Fugen von 8‘6 cbm. Bei Absperrung des Warmschiebers und Oeffnen eines kleinen Fensterflügels kamen blos 8-8 cbm., also um 30 Percent weniger zum Abzüge. Da jetzt eine sehr hohe Warmsäule abgesperrt wurde, so entging dem Abfuhrschlauche eine erheblich grössere Druckkraft als es zu ebener Erde der Fall war. Man entnimmt ferner, das in Folge der grösseren Druckkraft im III. Stocke weit mehr Luft durch Poren und Fugen abgeht, als zu ebener Erde. Selbstverständlich wurden die Versuche am Abzugsschlauche bei gesperrtem Warmschlauche und geöffneter Einströmung von aussen nur so lange fortgesetzt, bis ein Abkühlen der abziehenden Zimmerluft sich merkbar machte. Denn von da an hätte eine Verminderung des Luftabzuges schon in Folge dieser Abkühlung eintreten müssen. Bei allen genannten Versuchen waren die Lehrzimmer hoch geheizt, denn es ging die Luft mit

einer Temperatur von 17 bis 22° in die verticalen Abzugssehläuche über, welche die Einströmungsmündungen unmittelbar über dem Fussboden haben. Wurden Abzugsschlauch und Fenster geschlossen, so konnte sich die in den Raum eindringende Warmluft nur durch Poren und Fugen entfernen, und es betrug die Menge der Einströmung, als auch die Menge der Entweichung 5*8 cbm. zu ebener Erde und 12 cbm. im III. Stocke, und zwar auf 0° reducirt, per 1 Minute. Diese Versuche stellte der Verfasser bei -j-3° Aussentemperatur an. Die gewonnenen Resultate sind jedenfalls lehrreich und in unserer Frage der Theorie massgebend.

Berechnung der Ventilations-Luftheizungen, Beispiel.

§ 39. Temperatur in der Heizkammer. Wir nehmen als Beispiel ein zu beheizendes dreistöckiges Schulgebäude an. Das Profil desselben ist in Fig. 159 schematisch dargestellt. Wir denken uns 6 Lehrzimmer mit je 225 cbm. Inhalt in eine Heizgruppe zusammengefasst. Somit ist bei zweimaliger Lufterneuerung ein Quantum von

Fig. 159.

48) .. 2 X 6 X 225 = 270 cbm.

Dachhoden

Zimmerluft zu liefern. Der Apparat, in Fig. 160 und 161 dargestellt, ist vom Verfasser construirt und in

A

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Keller

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i.

\ seiner Schrift „Central- und Ofen-! heizung” bereits veröffentlicht. Aus | dem IV. Abschnitte ist bekannt, dass ! der Wärmebedarf unter übrigens gleichen Umständen proportional dem éjt- Unterschiede der Innen- und Aussen-| temperatur ist. Bezeichnet man mit t | die äussere Temperatur und mit A eine Constante, so ist dieser Wärme-J bedarf für die Beheizung gleich 49) . . (20 — t) A, wenn die allge-5 meine Zimmertemperatur mit -\- 20° angenommen wird. Die verdorbene Luft zieht zunächst des Fussbodens

mit -J- 18° ab, und der dadurch entstehende Wärmeverlust kann wieder ausgedrückt werden durch

50) . . (18 —t)B.

Der Gesammtbedarf beträgt daher (20 — t) A -f- (18 — t) B. Die mit t° in die Heizkammer eindringende und auf T° zu erwärmende Luft empfängt

Es sei vorläufig die Aussentemperatur 53) . . t ~ — 10°

Ein Kubikmeter zugeführte Zimmerluft reducirt sich nach Tabelle III c bei 0° auf 0*932 cbm., nachdem die Zimmertemperatur mit 20° bemessen wurde. Da diese Luft mit -f-18° abzieht, so entsteht ein Verlust von (18° -f- 20°) = 38° und mit Rücksicht auf die specifische Wärme der Luft von

54) . . 0*932.38.0*308 = 10*9 WE. Nach unseren im § 38 vorgeführten Experimenten fanden zu ebener Erde circa 0;16 Theile und im III. Stocke 0*40 Theile der eingeströmten Luft ihren Ausweg durch Poren und Fugen. Im Mittel giebt dies 0*28 Theile oder rund ein Viertel. Wir legen daher diesen approximativen Durchschnitts-Coëfficienten der weiteren Rechnung zu Grunde und machen zu je 1 cbm. der durch den Abzugsschlauch abzugehenden Luft einen Zuschlag von ¹/₄ cbm. Dieser Luftzuschuss lässt aber im Durchzuge durch die Mauern, Doppelfenster etc. einen Theil der Wärme zurück. Wir rechnen deshalb nicht wie in 54) eine Differenz von 38°, sondern blos von circa 20°, und erhalten nach aussen als Wärmeverlust analog zu 54)

j. 0*932.20.0*308 = 1*4 WE., daher mit 54) zusammen

51) . . (T — t) C WE. und es ergibt sieb aus der Gleichsetzung (20 — t) A -j- (18 — t) B = (T — t) C, woraus

20 + 18B

52) . .

T = |l

resultirt.

55) . . 10*9-J-1*4 = 12*3 WE. als Verlust, welcher für auf je 1 cbm. durch den Abzugsschlauch zu ziehendes Luftquantuni repartirt. Von jedem Lehrzimmer sind nach 48) abzuführen 2.225 = 450 cbm., was mit Rücksicht auf 55) einem Entgange von 450.12*3 = 5535 WE. entspricht. Nachdem jedoch ein Theil der im Calorifer erzeugten Wärme durch das Mauerwerk desselben geht und ein Theil in den Mauerschläuchen verloren geht, also nicht in die Locale gelangt, so schlagen wir zu obigen 5535 WE. noch 10 Percent hinzu und erhalten per Lehrzimmer ein Erforderniss von 6070 oder von

56) . . rund 6000 WE.

Der Wärmebedarf für die eigentliche Beheizung ist nach den Theorien des Abschnittes VI zu ermitteln.

Nimmt man 1100 bis 2200 WE. für je 100 cbm. Rauminhalt, mithin für 225 cbm. 2475 bis 4950 WE. an, so erhält man nach dem bereits oben motivirten Zuschlag von 10 Percent rund

57) . . 3000 bis 5400 WE. per Lehrzimmer und Stunde. Das Gesammt-erforderniss per Lehrzimmer beträgt daher

58) . . 6000 -|- 3000 = 9000 WE., bis 6000 + 5400 = 11400 WE.

Wir werden für die nächsten Untersuchungen die untere Grenze, nämlich

59)    . . 6000 + 3000 = 9000 WE. in Betracht ziehen. Mit Rücksicht auf 49), 50) und 51) erhält man sonach 6000 = (18 — t) B und 3000 = (20 — t) A

man

60)    . . 9000= (T — t) C oder weil t =— 20° gesetzt wurde, 6000 = (18 + 20) B und 3000 = (20 + 20) A. Daraus erhält

61) . . A = 75 und

= 56° erhöht. Durch Substitution in 60) erhält man

63) .

62) . . B = 157-9 Mit Rücksicht auf das früher Gesagte sind per Lehrzimmer abzuführen 2¹/₄.225 = 562 cbm. von 20°. Dies entspricht 562.0 932 = 524 cbm. vonO⁰. Dieselben nehmen per 1° 524.0‘308 = 161 WE. auf und werden daher zur Aufnahme der ad 58) bestimmten Wärmemenge in ihrer Temperatur um 9000 ' 161

9000 = 56 C, somit

64) . . 0 = 160-7

Werden nun die Werthe ad 61), 62) und 64) in Gleichung 52) substituirt, so geht dieselbe über in

65)    . . T = 27 — 0"45 t. Hieraus erhält man für die Aussentemperaturen von t = — 20, t =— 10, t = 0und t = + 10 die Werthe

66)    . . T = + 36°, 31-5°, 27° und 22-5°. Auf diese Temperaturen ist somit die in die Heizkammer eindringende Luft zu erwärmen.

§ 40. Wärmeverluste in den Luftcanälen. Da im Innern der Mauercanäle ringsum eine gleiche Wandtemperatur besteht, so ist nach Abschnitt VI, § 18 keine Strahlungsabsorption im Innern, sondern blos ein Strahl un gs Verlust nach aussen zu rechnen. Man lia£ dem-

nach K

le, 1

B ⁺ L^ B + S

Die Tabellen a und b zu Abschnitt VI ergeben, wenn h = 4 m gesetzt wird, B = 2*08, S = 3-6 und L = 0-6. Für eine Wanddicke von e = 0-15 hat man daher

67) . . K =

= 1-104 WE. per 1° Temperatur-

Dann ergiebt sieb 2.0‘47 = 0’94 m. als beiderseitige Wandlängen mit 0T5m. Stärke. Die beiden Breiten von 2.032=064 m. schätzen wir bezüglich der Tansmission gleichwerthig mit ¹/₃0,64 = 020 m. Länge für eine Dicke von e=0T5m. und erhalten somit als gesammte transmittirende Fläche per laufenden Meter Schläuche (0*94 -f- 0*2) X 1 — 1*14 qm Mit Rücksicht auf 67) giebt daher ein laufender Meter der verticalen Mauercanäle

68) . . 1*104.1-14 = 1-26 WE. per 1° Temperatur-Differenz und per 1 Stunde ab.

Der Warmcanal für das Ebenerdgeschoss bei — 20° Aussen-temperatur führt zufolge 66) die Luft mit -{- 36° ab. Anschliessend hat die Zimmerluft -f- 20 und andererseits die Gangluft etwa 0°, daher hat die beiderseitige Umgebung im Mittel ’/₂ (20 -|- 0) = 10°, und es beträgt die Temperatur-Differenz 36°— 10° = 26°. Mit Rücksicht auf 68) ergiebt sich die Transmission per Stunde mit

69)    . . 26°. 1*26 = 32-8 WE.

Der Kaltschlauch, welcher Luft von -f-18° abführt, ergiebt die Temperatur-Differenz von 18 —10 = 8°, und per laufenden Meter und per Stunde die Transmission von

70)    . . 1-26.8 = 10-08 WE.

Im Dachboden giebt die umgebende Luft von etwa — 10°, die Temperatur-Differenz circa 10° —|— 18 == 28°, also die Transmission von

71)    . . 28.1-26 = 35-3 WE.

Ueber Dach hat man annähernd diese Differenz = 20-f-18 =38°. Somit ist die Transmission gleich

72) . . 38.1-26=47-8 WE.

Mit Rücksicht darauf, dass nach obigem ein Temperaturgrad der abziehenden Luft dem Quantum von 161 WE. entspricht, erhält man per

0-2°.

laufenden Meter Schlauchlänge die Abkühlungen ad 69) von

35-3

0-06°, ad 71) von -?₇iT=0-2⁰ und ad 72) von ' 161

32-8

161

10-08

161

ad 70) von

47-8

161

0 3°. Der ebenerdige Warmschlauch ist, wie die Figur zeigt,

3*5 m. lang und beträgt daher dessen Abkühlung 3"5.0-2=0‘7. Der Kaltschlauch ist innerhalb der Geschosse 17‘6 m., im Dachraum 2 m. und ausserhalb desselben gleichfalls 2 m. lang. Dessen Abkühlung beträgt daher 16‘7.0*06    2.0-2 -j- 2.0-3 = 2°. Nachdem aber schon

in dem Sammelcanale im Keller ein Wärmeverlust entsteht und bei Windzügen oder anderweitigen Zufälligkeiten auch eine grössere Abkühlung der Abgangsschläuche entstehen wird, so nehmen wir etwas grössere Ziffern an, nämlich 2° für den Warmschlauch und 3° für den Abzugsschlauch. Die Mitteltemperatur derselben wird daher respective

73)    . . 36 —V₂ 2 = 35o und

74)    . . 18 — Y₂ 3 = I6Y2⁰ sein-

Auf gleiche Weise sind auch die Temperaturverluste der übrigen Mauercanäle zu bestimmen. Dieselben wurden in die Fig. 159 eingetragen, und zwar so, dass die übereinanderstehenden Zahlen sich auf verschiedene Aussentemperaturen beziehen. So z. B. findet man für den ebenerdigen Warmschlauch die Mitteltemperatur bei —20° aussen, mit -(-35°; bei —10° aussen, mit -f- 30*8°; bei 0° aussen, mit -j- 26‘7° und bei -j- 10° aussen, mit -j- 22’6⁰.

§ 41. Berechnung der zu hebenden Luftsäulen. Wie aus Fig. 161

Fig. 160.

Bl

rr

kuii

: . L'

ersichtlich ist, besteht diese Säule aus

[• '

einem Theile mit — 20°, nämlich

Fig. 161.

Unterkante der Warmcanal-Mündungen.

K64-ÙV

M.

*22° +21°+30° +19°

otę/ł-

jL. JzOQl-ÎQl... Ql. +Æ-

... : _

F 1 i l 1    1 I_j___Jltl

in

-M

o;9

.....ŁA:EQLrJJŁ.oi-±P-.

von der Sohle der Heizkammer bis zu den Rohren, einem solchen

mit Y₂ (— 20 —[— 36) = -4- 8° von der Sohle bis ober die Rohre und endlich über denselben aus einer Säule mit -f- 36°. Man erhält demnach 0-9 m. mit — 20° = 0-9 .1-0791 = 0-9712 m. mit 0° 0-84m. „ -f8° =0-84.0*9715 = 0-8161 m. „ 0° 0-9 m. „ -f- 36° = 0*9 . 0-8834 = 0-7951 m. „ 0°

75) . . Zusammen 2⁻64 m. reducirt auf 0°,

= 2-5824 m.

Für—20° Aussentemp. 2-64 m. Luftsäule auf 0°reducirt, = 2’5824 m. 2"64m.

» 0°

„ O«

0° n u

Der ebenerdige Warmschlauch (Fig. 159) mit 3"5m. Länge und -j- 35° Temperatur giebt für 0° eine Luftsäule von 77) . . 0-8863.3-5 = 3-1021 m.

Der Kaltschlauch des Ebenerdgeschosses mit 216 m. Länge und 16-5° Temperatur giebt

76) .. «

„ -10»

= 2-5493 m.

0°

, +10°

2*64m.

2"64m.

= 2-5194m. =2-4924 in.

78) . . 0-9430.21-6 = 20-3688 m.

Werden auf diese Art sämmtliche Luftsäulen der Mauercanäle

auf 0° reducirt, so gelangt man zu folgender Zusammenstellung:

Aussen-

temperatur

Geschoss

Auf 0° reducirte Länge der

Warmsäule

Kaltsäule

Auf 0° reducirte Gesammtlänge

- 20°

81021

7-0136

10-9372

148730

20-3688

16-2196

12-0499

7-9078

23-4709 23 2332 22-9871 22-7808

— IO'⁵

3-1451 7-1076 11-0774 15 0601

20-3342

16-1921

12-0371

7-8994

23 4793 23-2997 23-1145 22-9595

0°

31882 7 2032 11-2225 15-2521

20-3342 16-1697 12 0282 7 8910

23-5224 23 3729 23-2507 23-1431

3-2323 7-3012 11-3714 15-4442

Anmerkung. Die Warm- und Kaltsäule haben für jedes Geschoss die factische Gesammtlänge von 25"1 m.

Die Säule der Zimmerluft in der Höhe von der Abzugsöffnung bis zur Warmöffnung mit 2 m, und mit der Temperatur von -f- 20° giebt : 79) . . 2 m.

+ 10°

II

III

von

II

20-2781

161474

120166

78826

23-5104 23 4486 23-3880 23 3268

-j- 20° auf 0° reducirt = 0"9317.2 = 1-8634.

Die Luftsäule von der Solde der Heizkammer bis zum höchsten Punkte der Abzugsschläuche setzt sich für die Aussentemperatur von — 20° bezüglich des Ebenerdgeschosses zufolge 76) und 79) und der vorstehenden Tabelle zusammen aus

-f- 2*64 m. Säule, auf 0° reducirt = 2-5824 m. -f--4— 25*1 m.

77

m.

0° n    J

0°

77    '

77

= 23-4709 m.+ = 1-8634 m. —

80) . . Zusammen 25‘74 m. Säule, auf 0° reducirt =24-1899 m.

Auf diese Weise erhält man aus den ermittelten Resultaten:

Aussen

temperatur

Geschoss

II

III

-20° — 10°

0°

+ 10°

24-1899

24-1652

24-1784

24-1394

23-9522

23- 9856

24- 0289 24-0776

23-7061 23 8004

23- 9067

24- 0170

23-4998 23-6454 23-8326 23 9558

Meter Luftsäule von 0°

§ 42. Berechnung der activen Drucksänle. Wird die Aussensäule bei den angenommenen vier verschiedenen Temperaturen des Freien auf 0° gebracht, so erhält man: Für —20°

81) . . 25-74.1-0791 = 27-776 m. Für —10°

82)    25‘74.1*0380 == 26⁻7181 m. Für 0° 25-74 und endlich für —(— 10°

83)    . . 25*74.0-9647 = 24-8314 m. Wir gelangen demnach zu folgenden Werth en für die activen Drucksäulen H₀:

Aussen-

temperatur

Geschoss

Innere Luftsäule 0°

Aeussere Luftsäule 0°

Active

Luftsäule 0°

- 20»

24-1899

23-9522

23-7061

23-4998

27-7760

277760

27-7760

27-7760

-10°

h-< hH hH HH

24-1655 23-9856 23-8004 23 6354

26-7181

26-7181

26-7181

26-7181

0°

h-i

HH

241784

240289

23-9067

23-8326

25-7400

25-7400

25-7400

25-7400

hH

241394

24-0776

24-0170

23-9558

24-8314 24 8314 24 8314 24-8314

H₀ = 3-5861 H₀ = 3-8238 H₀ = 4-0699 H₀ = 4-2762

H₀ = 2-5529 H₀ = 2-7325 H₀ = 2 9177 H₀ = 3-0727

H₀ == 1-5616 H₀ = 1 7111 H₀ = 1-8333 H₀ = 1 9074

H₀ = 0-6920 H₀ = 0-7538 H₀ = 08144 H₀ = 0-8756

§ 43. Querschnitte, Umfänge, Längen der Leitnngstheile. Wir nehmen an, dass die Aussenluft durch eine Jalousie-Oeffnung einströme, deren senkrecht auf die Bretter gemessener Gesammtquer-schnitt S₁=0’99 qm. betrage. Der summarische Umfang sämmtlicher Spaltöffnungen sei U = 42 m. Die Breite eines Brettchens als Länge des Luftweges sei L = 0 08 m. Die Luft strömt mit — 20° ein, wofür die Tabelle III c, A = 0-9267 giebt. Man erhält daher A_1

. 0-9267 = 1-02.0-9267 = 1-4463

84) .

— 20° giebt. Die factische

von

' Sï~ S? A~ 0-992 Das Luftquantum beträgt zufolge 48) 2.225 X 6 = 2700 cbm., wozu nach 55) circa der vierte Theil, nämlich 675 cbm. zuzuschlagen sind. Man erhält daher 3375 cbm. Luft von —20° als Erforderniss, was 85) . . 3375.0 9317 = 3144 cbm. von 0° oder 86) . . 3144.0-9267 = 2914 cbm.

2914

87) .

= 0-82 m.

Geschwindigkeit der Einströmung beträgt daher 2914

' 3600 Si 3600.0-99 Die Tabelle III b giebt hiefür K = 0‘06 als Reibungs-Coëfficienten, wenn wegen allfälliger Neuheit der Wandflächen die grössere der in den Rubriken 2 und 4 angegebenen Zahlen genommen wird. Die 6 Warmschläuche haben zusammengenommen die Querschnittfläche von E Sn = 6.0T5 = 0‘9 qm. Jeder einzelne Warmschlauch ist im Querschnitte 0 47 m. lang und 0-32 m. breit, wofür Su = 0T5 und Un = L58 wird. Ist die Breite, auf welche der Warmschuber geöffnet wird, gleich x, so beträgt der regulirte Durchströmungs - Querschnitt S₁₂ = 0,47 x. Nimmt man zum Zwecke einer Berechnung der Widerstände diese Querschnitte für je eine äussere Temperatur annähernd als gleich an, so erhält man E Si₂ = 6.0-47 x = 2"82 x. Wenn wir nun annehmen, dass die Luft nach Passirung der vorgenannten Jalousie ihren Weg durch eine Luftkammer mit dem Querschnitte S₂ — 3 qm. dann durch einen Luftcanal mit S₃ = 0*84 qm. ströme, von da in den Kaltluftraum unter den Apparat mit Sn= 1"73 qm. gelange und im, Weiteren den Weg nehme, welcher in den Fig. 160, 161 und 159 bezeichnet ist, und wenn man hierzu die Berechnungen wie ad 84) bis 87) durchführt, so erhält man die nachfolgend (Seite 454) für die Aussentemperatur von t = —20° zusammengestellten Resultate.

§ 44. Druckhöheverluste von dem Punkte der Einführung der äusseren Luft bis zum Beginne der Warmcanäle. Mit Hilfe der Daten aus der nachstehenden Tabelle schreiten wir zur Bestimmung des sum-A

Object

Querschnitt S qm.

Länge L m.

UmfangU m.

Werth von

Temperatur

ol

Luftquantum per 1 Std. in Kubikm. mitT0 Geschwindigkeit per 1 Sec. in Meter

Reibungs-

CoöfficientK

Werth von A = 1 4-aT

Jalousie.......

Kaltluftkammer . . .

Kaltluftcanal.....

Kaltluftraum.....

Rohrzwischenräume :

a) unten......

ä) im Mittel....

c)    darüber.....

d)    oben......

Warm-Sammelraum. Warm-Sammelcanal.

S, = 0-99

5₂    = 3

5₃    = 0-84

5₄    = 1-73

O 00 co co

ól

CJt er -3 fe

03

1-020 - 20° 0-111 -20° 1-417-200 0-334 -20°

2914 0-82 0 06 2914 0-27 0-065 2914 0-96 0-059 2914 0-47 0 062

0-9267

0-9267

0-9267

0-9267

Vertical-Warmcanal

W arms chub er- O eff-nung.......

5₅    = 711 |

5₆    = 1-23 |

5₇    = 0-98

5₈    = 5-39

5₉    = 0-77 SIO = 0-77 Sn =0-15

SS,, =0-9 S₁₂ = 0-47 x SS ₁₂ = 2-82-x

f 11-06 \ 35-7 0-77 28-56 0-38 10-08 0-35    3-78

0-38

2-1

4-08

variabel T58

0-020 -20° 0-661 - 6° 1-041 +22° 0-034 + 36° 1-687 +36° 1-687 +36°

1-235 -f 36°

2914 0-19 0 07 3075 0-69 0 06 3397 0-69 0 059 3559 0-18 0 057 3559 1-28 0-057 3539 1-28 0 057

0-9267

0-978

1-0806

1-1319

1-1319

1-1319

3559 1-10 0-059

1-1319

0-128

+36° 3559

Hierbei ist vorausgesetzt, dass sich der Leser überhaupt mit diesem Abschnitte bekannt gemacht hat und somit die Widerstands-Coëfficienten der Tabelle lila zu gebrauchen verstehe. Aus letzterer sind die Coëf-ficienten C zu entnehmen, von denen nachstehend Anwendung gemacht wird. Für die Reibung der Luft in den Spalten der Einströmungs-Jalousie, inclusive der Contraction hat man aus der Tabelle:

Kl LlUl-)^ = (l-367-f

0-06.42.008\ Ai

(l*367 -j

88) . . =1-4179^= 1-4179.1-02 Ai = 1-4463 Ax

4Si

Ar

SÏ

4.0-99

SÎ

Die rechtwinkelige Ablenkung gegen die von zu S₂ beträgt, indem A] = A₂ ist:

, CA₂

t2S^

89) . . =0-5    +    Ai =0-5 (1-02 -f 0*11.1) At =0-5655 Ai

Die Reibung beträgt

0-065.7.8. A₂ _ K₂ U₂ L₂ At 4 S₂ S₂²

Die rechtwinkelige Richtungsänderung nach dem Luftcanale ab-

sorbirt 4 sin² 90°. ^ 4. A sin* 90°.

2    S₂ 2    S l

(k⁺U

Die Reibung in diesem Doppelcanale beträgt

90) . .

4.3. S₂

O l<N

= 0-3033.0-111 A, = 0-0337 A

At = 0-5 (0-111 -f 1-417) At = 0-764 A,

92) . .

0-059.5*2.3 A«

, no,    =1 = 0-2739.1-417At= 0-3881 At

4.0-84 S2

Im Kaltluftraume unter dem Rohrsysteme im Winkel von etwa 45°:

Sm+-^ + ⁵++ = ⁴ (1-417 + 0-334) A₁ =0-4378 A,

In den Zwischenräumen der Rohre, Querschnitt S₆, tritt ein Contractionsverlust ein, zu rechnen mit

93) . .

Ae

94) . . 045.9 = 045.0661 A₆ = 0-2975A₆

. Q . betragen für die Querschnitte S₅ bis S8 4o fe"²

0661 = 4-7974,

Die Ausdrücke -=

11-06

Sî

95) . .

4.7-11

28-56

0-02 = 0-0078,

35-7

4.0-98

1-041 = 7-5844,

4.1-23

10-08

4.5-395

0-034=00159

96) . .

97) . .

Somit ergeben sich die folgenden Reibungsverluste für je 1 m. für Querschnitt S₅ 0-0078K. A₅ =0-0078.0-07 A₅ =0 0005 A₅,

5₆    4-7974. 0-06.A₆= 0-2879A₆,

5₇    7-5844.0-059.A₇= 0-4475A₇.

5₈    0-0159.0-057 . A₈ = 0-0009 A₈.

Somit nach durchschnittlicher Rechnung:

4 0-38.0-0005 A₅ + i 0-38.0-2879 A6 „ Sß „ S₇ i-O-77.0-2879 Aß+ ^0-77.0-4475 A₇,

„ S₈,i0-38.0-4475A₇ + 10-38.0-0009 As,

für S₅ bis Sfi

» s₇

beziehungsweise gleich

0-0001 A₅ + 0-0547 Aß, 0-1108 A₆ -j- 0-1723 A₇,0-0850 A₇ + 0-0002 A8 98) . . 0-0001 A₅-|-0-1655 A₆-f 0-2573 A₇ +0-0002 A₈ als Reibungsverlust innerhalb der Rohrschichten.

Eine Beugung von 45° von B gegen C beträgt (Fig. 160)

A₉ = 0-5.1-687 . A₀ = 0-8435 A₉.

Ao

99) . . C — = sin² 45°.

feg

Die Reibung ist

Q2

k5g

100) . .

0-057.3-5.3-78

4.0-77

Die Reibung im Sammelcanale beträgt

. 1-687. A₉ =0-41303 A₈.

0-057.4-08.2-1

Aus den Resultaten 88) bis 101) erhält man als Widerstandssumme bis zu den verticalen Warmcanälen, Avenn berücksichtigt wird, dass A₅ == Ai ist:

102)    ..SC    = 3-6354 Ax -f 0-4630 A₆ -f 0*2573 A₇ + 1-5243 A₈.

Die Substitution der Werthe von A,, A₅, A₆, A₇ und As, respective für —20°, — 6° -f- 22° und -j- 36° in Formel 102) erhält man bei — 20° Aussentemperatur :

103)    . . SC^ = 3-6354.0-9267 = 3-3689 -f 0-4630.0-9780 =0-4528 m.,

-1- 0-2573. 1-0806 = 0-2780 m., -f 1-5243.1-1319 = 1-7254 m.

104 d) . . Zusammen 5-8252 m. Luftsäule von 0°. Nachstehend sind die Werthe von A zusammengestellt:

Aussen-temperatur t

05 Ci

> i-3

CO

Anmerkung

— 20«

— 10°

/ - 20° \    0-9267

f -IO» \    0-9684

— 6°

0-9780

0°

1-0000

0°

0°

+ 7°

10000

1-0257

+ 26° 1-1319 + 31-5 1-1155 + 270 1-0990 + 22-5 10824

+ 22° 10806 + 21° 1-0770 + 20° 1-0783 + 19° 1-0696

4-13°

10477

Durch Substitution dieser Werthe in die Formel 102), ähnlich wie dies ad 103) geschah, gelangt man zu folgenden Resultaten:

4-10°

I +10° \    1-0367

Aussentemperatur t

Druckhöhenverlust von der Einströmung der Kaltluft bis Beginn der Warmschläuche in Meter, auf 0° reducirt

— 20° — 10°

0°

4-100

4-20°

5 8252

5- 9429

6- 0618 6-1793 6-3111

Für die Temperatur von -j- 20° wurde A[ = A₆ = A₇ = As = 1-0733

gesetzt.

§ 45. Verhältiiisszalilen für die Druckverlnste in den Warmcanälen. Die Gesammtweite aller 6 Warmschläuche ist 6.0-47=2-82.

Den Warmluft-Sammelcanal, den wir mit 1-54 m. Breite annehmen, denken wir uns vor den Warmmündungen auf 3-72 m. verbreitert. Für d 2-82

das Verhältniss ^ = ^2 = 0'8 giebt die vorgenannte Tabelle des III. Abschnittes den Coëfficienten 0-13 an. Sohin ist der Widerstand gleich

0-13 • 1*235 An = 0'1616 An. Für die Einströmung

1046) . . 0*13

Ou

in die Warmöffnungen nehmen wir eine rechtwinkelige und für die Ausströmung in den Zimmerraum eine bogenförmige Beugung an. Hiefür berechnet sich

1*5.1*23 5 Au = 1*8525 Au. Der Luftstrom erleidet

105). .(1+0-5)

Ou

durch die nahezu ruhige Zimmerluft gewissermassen eine Stosswirkung, nach Tabelle zu rechnen mit

106) . .

1*235 An

^ An

Ou

Das Verhältnis d:D der Schuberöffnung zu der des Canalquerschnittes ist variabel, weil der Schuber bei höherer Aussentempe-ratur, respective bei geringerer Zugkraft mehr geöffnet werden muss.

Wir nehmen ein Mittelmass von etwa ~ = 0*3 an und setzen nach Ta-

belle III«, Fall 1, C = 0*5 für die Contractionswirkung. Somit erhält man 0*126    0*063

—2—Ai2 als Verlust. Die Reibung im

107) . . C

Oi2

Al|=0*5.

X²

Warmcanale beträgt fürjelm. Länge c Au 0*059.1*58 An

Si,

4.0*15 Sn²

= 0*1554.1*235 An = 0*1919 Au

bis 108)

Der gesammte Widerstands-Coöfficient beträgt daher nach 104)

109) . . 3*2491 Au+ 0-1919 An 4

0*063

x²

An für den laufenden Meter,

daher für die gesammte Länge L

0-063

110) . . 3*2491 Au + 0* 1919 L. An + -++ Aa

Setzt man für L die Werthe 3*5, 7*9, 12*3 und 16*7, wie solche aus Fig. 159 zu entnehmen sind, so erhält man aus 102)

für den I. Stock

ii;

111) . . für Ebenerde 3*9208 Au +0*063 — A 4*7651 Au + 0*063~Au, für den II. Stock 5*6095 Au +0*063“ Au,

X    X

für den III. Stock 6*4538 Au + 0*063 Au- Für die Aussentemperatur

von t = — 20° hätte man, wie aus Fig. 159 zu entnehmen ist, T = + 36°, somit Au — 1*1319 für Ebenerde, T = 35°, A = 1*1283 für den I. Stock, T = 34*5°, A= 1*1264 für den II. Stock, T = 34°, A= 1*1246 für den III. Stock, T = 33*5°, A = 1*2228 zu setzen, respective die entsprechenden Werthe von Au in obige Relationen zu substituiren. Man erhält dann

112) . . für Ebenerde 4-4380 -f- 0-0713 für den I. Stock 5⁻3936

-(-0-0713—, für den II. Stock 6*3494 -J- 0"0713-^, für denIII. Stock x₂    x‘

7-3051 + 0-0713^

Durch die ähnlichen Substitutionen für alle in Betracht gezogenen Temperaturfälle gelangt man zu den folgenden Endresultaten:

Aussen-

temperatur

Geschoss

II

III

— 200

—10°

0°

+ 10°

+ 20»

4 4380-f 0 0718 ^ 4-3737 + 0 0703^ 4-3090 + 0 0692^ 4-2443 + 0-0682 4-2082 + 0-0676-

5-3936 +0-0713 i 5 3155 + 0-0703 ~ 5-2369 + 0-0692 ^ 5-1582 + 0-0682 i 51144+0 0676

6-3494 +0-0713 ^ 6-2574+0-0703 ^ 6-1648+0 0692 i2 6-0723 + 0-0682^ 6-0207+0-0676^

7-3051 +0-0717 ^2 7-1992 + 0 0703^ 7-0927 + 0 0692 i 6-9862 + 0 0682 i 6-9269 + 00676 —

§ 46. Verliältnisszahlen für die Druckverluste in den Abzugscanälen. Die Einströmung in den Abzugscanal verursacht eine Contraction, wofür

113) . . 1-367 ^

zu rechnen ist.

►+3

Ohne Eintritt eines Luftverlustes müssten die Schuberöffnungen

beider Canäle dem Luftvolumen proportional sein. Daher Si2:Si₃=Ai₂: Ał3,

1    A,2

woraus

13

13

SJ

-T— erhalten wird. Der Luftabzug wurde aber Ai₃

constant mit + 18° angenommen, daher Ai₃= L066 wird. Wenn für

-KY der Werth substituirt wird, welchen unsere frühere Zusammen-^10

Stellung giebt, so erhält man:

A» _ 0-126 A,2 ’ Sj — x² 1-066

114) .

0-118 f

Die Relation 113) geht demnach über in

0-1616

115) . .

x²

A 2 Ä12

Die Biegung um 90° im Beginne des Abzugscanales mit Ai₃

t-H

1 0-118

A₁₂² -f y 1-235 Ai4= 0-0295 A,²^ 4    xz

+ 0'3087 A₁₄. Die Reibung im Abzugscanale, welcher die gleiche

0-059.1-57 L' A14 4.0-15    (6 Sh)²

Weite wie der Warm canal besitzt, beträgt

= 0-1554.1-235 L' Au 117) . . =0"1919 L'Ah, wobei L' die Länge des Canales bezeichnet. Endlich kann noch eine Beugung am Kopfe des Canales in Rechnung gebracht werden mit

118) . .IX

Au

= 1-235 Au

(6 Sh) ²

Die Widerstände 115) bis 118) summiren sich daher zu

0-1911 A 2 -    0    A₁₂

119) . . (1-5437+0-1919 L') Au 4

Die Werthe von L' sind aus Fig. 159 zu entnehmen, die Substitution derselben giebt für

120) . . Ebenerde 5 6897 Au + 0-1911 A² I. Stock 4*8444 A14 + 0*1911 A*t.-i; II. Stock 4-0000 Au + 0-1911 A² . -i-; III. Stock

3-1557 Ah + 0-1911 A²* . —. Die Werthe von A₁₂sind 1*1319, 1-1155,

1*0990 und 1-0825, entsprechend den Temperaturen T = 36°, 31-5°, 27°, 22-5° der Warmluft und den Aussentemperaturen von t = — 20°, — 10°, 0° und + 10°. Durch Substitution in die Gruppe 120) erhält man:

x²

— 20°, 0-1911 Ai²₂ .— — 0-2448 . für t = — 10°,

— 0°, 0-1911 A² .-4 = 0-2100 i x^    xz

121) . . für t =

0-1911A,².-4 = 0-2378. x-²

= + 10°, 0-1911 A+ -4 = 0-2240. ~

für t

Fig. 159 zu

Die Mitteltemperaturen der Abzugsschläuche sind aus entnehmen. Dieselben betragen z. B. für t = — 20°,

122) . . für Ebenerde 16"5°, wofür Au= 1*0605; für den I. Stock 16-5°, wofür Ai₄= 1*0605; für den II. Stock 17°, wofür Ah = 1*0623; für den III. Stock 17°, wofür A₁₄ = 1*0623.

Die Substitution der Ergebnisse 121) und 122) in 119) ergiebt

z. B. für das Erdgeschoss

5-6887.1-0605 +0-2448 . \ = 6-0329 + 0-2448. ~

X    X

Durch Fortsetzung der Rechnungen erhält man stände der Kaltschläuche

als Wider-

Aussen-

temperatur

Geschoss

II

III

-20°

-10°

0°

+ 10°

6-0329 + 0-2448 i 6-0431+02378 ~ 6-0516+0-2100-60602+0-2240 ^

54375 + 0-2448^ 5-1462+ 0-2378 i2 5-1535 + 02100 ^ 5-1607+0-2240 \

4-2492 + 0 2448 i 4-2536 + 0-2378 ~ 4-2568+0-2100 4-2612 + 02240 ~

3 3523 + 0-2448^ 3-3558+ 0-2378 ~ 3-3592 + 0-2100 -2 3-3627+0-2240 ^₂

§ 47. Bestimmung von max Das Maximum von findet in der

Schuberöffnung des Warmcanales statt und beträgt:

A _ 0-126 ' S* “ x2 Al2 Die Werthe von Ai2 wurden bereits ad 120) angegeben, durch deren*Substitution erhalten wird:

für aussen —20°,

123) .

0-1426

x²

S²’

- 10°,

0-1406

x²

= max -,

S²’

124) . .

+ 0”,

0-1385

X²

= max +10°,

0-1364

X²

= max

+ 200,

0 1352

x²

max g-₂.

(Tabelle zu § 48.)

Ebenerde

I. Stock

Aussen-

temperatur

„ A . A ,

-csï + max^i H«

soè+

max

S*

Ho

Anmerkung

t = — 20°

-10°

0°

+ 10°

16-2961 + 0-4587^-16-3597+0 4487^ 164224 + 0 4177^ 16 4838 + 0 4286^

3-5861

2-5529

1-5616

0-6920

16-3563 + 0-4587 164046 + 04487^ 16-4522+04177^ 164982 + 0-4286 4^

3-8238

2-7325

1-7111

0-7538

II. Stock

III. Stock

-200

-10°

0°

164238 +045874-0699 164539 + 0 4487 ^ 2-9177 16-4834+0-4177 ^ 1-8333 16-5128 + 04286^ 0-8144

164826 + 0 4557^ 164979 + 04487^ 16-5137 + 04177 X 16 -5282 + 04286

42762

3-0727

+■

1-9074

§ 48. Summarische Druckverluste. Aus den Werthen der §§ 42, 44, 45 und 47, dann der Gruppe 124) sind die activen Druckliöhen und summarischen Widerstände zu entnehmen. Dieselben ergeben sich z. B. für t = — 10° und zum II. Stockwerke wie folgt:

H₀ = 2-9177 und S C ^ +

max

• S²

= 5-9429 -f 6-2574+ 0-0703

+ 4-2536 + 0-2378 - + 0-1406 i,

125) . . Zusammen mit 16-4539 + 0-4487 ^.

Die gesammte Ermittlung giebt (Seite 460) vorstehende Werthe. § 49. Weite der Schuheröffnungen bei verschiedenen Ausseu-temperaturen. Die vorstehenden Widerstandssummen haben die Form

A + —j. Man hat somit allgemein, wenn M₀ das auf 0° reducirte Luft-

¹

-08"^ 0-6 ⁺ 2-08 + 3-6 Differenz und per 1 Stunde.

Wir nehmen den Querschnitt der Schläuche mit 0 47 m. Länge und 0-32 m. Breite au, letztere Dimension senkrecht gegen die Mauerfläche.

\r

quantum per Secunde bezeichnet, M₀ = 1/

2gHT

woraus

A + \

x²

126) . .

-r

folgt.

2gH₀

Mo²

Wir haben per 1 Stunde und 1 Lehrzimmer 2.125 = 250 cbm. von +20°, =0 125 cbm. per 1 Secunde, =6.0125 = 0-75 cbm. für 6 Lehrzimmer, =0-75.0-9317=0-7 cbm. von O°=M₀.

2.9-81

Man erhält daher

M₀

0-7²

= 40, und unsere Formel 126)

geht über in

127)    x=|/

40 H₀ — A

Hiernach erhält man z. B. fürt= —20° und den I. Stock mit Hilfe der Zahlen aus der zu § 48 gegebenen Tabelle

= 0-0579 m. =5-8 cm. Auf diesem Wege

0-4587

40.3-8238 — 16-3563 ergaben sich die folgenden Resultate:

I. Stock

Ebenerdig

II. Stock

III. Stock

Werth von x in Centimeter

— 20° -10«

0°

C CT ip cp <X> t> Ci <35

00 <55 O t»

ib cb cs t-

5-6

6-7

8-6

lO <M

ib cb öo »b

Diese Werthe vergrössern sich für Lehrzimmer von 250 cbm. im Verhältnisse von 225: 250 = 9:10 und gehen in folgende über:

I. Stock

Ebenerdig

II. Stock

III. Stock

x in Centimeter

— 20° — 10°

D- ©

cb do

-I 05

05

6-2

60

7-4

7-2

0°

10 6

10-0

i h;

9-3

+ 10°

21-8

19*7

18-1

16-9

Der Verfasser hat in seiner bei C. Gerold’s Sohn (Wien 1878) erschienenen Schrift „Central- und Ofenheizung” für die Oeffnungs-weiten solcher Schuber einige allgemeine mit unserer Theorie hinreichend stimmende Anhaltspunkte gegeben, die sich auf eine grössere Zahl von Anemometer-Beobachtungen basiren. Für Lehrzimmer bis circa 250 cbm. ergaben sich als Durchschnittswerthe x = 8*8 cm. bei t — — 10°, x— 1L8 bei t = 0°, x = 225 bei t = —f- 10°₇ giltig für den

I. und II. Stock, wogegen unsere auf theoretischem Wege gefundenen, respective x = 7*6 cm., x = 10 cm., x=19’7 cm. sind.

Aus unserer Tabelle der theoretischen Resultate ist zu entnehmen, dass die in den verschiedenen Stockwerken erforderlichen Schuberöffnungen desto weniger Unterschied zeigen, je niedriger die Aussen-temperatur ist.

§ 50. Bestimmung der directen Druckverluste, ausgedrückt iu Luftsäulen von 0°. Aus unserer allgemeinen Formel

■-V

2g Hf)

A M₀²

folgt max gj . 2(r

f-SC

A A!-h

S² * 2g ⁰

max -gj—b    "güT

A M ²

Darin bezeichnet max -tt X w⁻ das theoretische Druckerfordern iss

S²

2g

AM²

und h C 7TT • das Erforderniss an Druckhöhe zur Ueberwindung

S² 2g

der Widerstände. Für irgend einen Theil des Leitungssysternes ist der Druckhöhenverlust:

blos auf den betref-

A M 2

128) . . h₀ = S C gy. worin sich S C g.,

fenden Leitungstheil bezieht.

1    A "M ²    1

-j-Q. Somit haben wir nach 128) h(J = S C -gy • -g—- =    • 5⁻8252

Man hat z. B. für den Druckverlust von der Einströmung der kalten Luft bis zu dem Punkte der Warmcanal-Mündungen bei —20° Aussentemperatur nach § 44 die Summande 5‘8252. Nach § 49 ist Mo²

2g

= 0*146 m. Nach Tabelle zu § 43 beträgt die wirksame Druckhöbe für das Ebenerdgeschoss 3*586 m. Es werden somit von derselben 0T46, d. i. 4 Percent durch die Widerstände in den Luftkammern und im Apparate aufgezehrt.

§ 51. Aeusseres Temperatur-Maximum, für welches die angenommenen Querschnitte der Warm- und Kaltcanäle noch genügen. Nach unserer Annahme ist der Querschnitt der Luftcanäle gleich 0T5 qm. = 047.032. Ein Fünftel hiervon ist für die Luft abzuziehen, welche durch Fugen und. Poren entweicht, daher hat man als Maximum noch 0*47. x = 0*12 qm. verfügbar oder es ist

§ 48

128 a) . . max x = 0*256 m. =25*6 cm. Aus der zu gegebenen Tabelle bat man als Widerstandssummen

16*4224 + 04177-4 bei t = 0° und 16*4838 + 0*4286-4 bei t =+10°.

X    X

Die Differenz für 10° beträgt daher 0*0614 -f- 0*0109 — und die für 1° 0*0614-J- O'OOIOO^-, wonach man für t=-j-ll°

129) . . 16*4900 -j- 0*4298 als Widerstandssumme erhält. Die

Druckhöhen betragen nach vorgenannter Tabelle H₀ = 1*5616 und 0*6920 für das Ebenerdgeschoss, daher p. p. für t =    11°, H = 0*605

wird. Nach Formel 126) erhält man daher

»-K

= 0*256 m. = 25*6 cm.

130) . .

0*4298

40.0*605 — 16*4900 übereinstimmend, mit dem ad 128) gefundenen Maximum für x. Es vermag daher bis zu dem äusseren Wärmegrade von —|—11° die gedachte Luftheizanlage noch das vorausgesetzte Quantum Luft durch den Abzugsschlauch zu befördern.

Steigt aber die Aussentemperatur noch über -(- 11°, so sinkt die Saugfähigkeit der Luftcanäle unter das normirte Mass herab und verschwindet endlich vollständig. Dann wird auch das Heizen allmählich entbehrlich und hat die Sommerventilation in Wirksamkeit zu treten.

§ 52. Druckhöhenverliältnisse im Momente des Anlieizens. Die gefundenen Resultate gelten für den Beharrungszustand. Wir nehmen jetzt an, dass etwa zur Nachtzeit bei einer äusseren Kälte von 20° die Locale und Abzugsschläuche auf -j- 10° abgekühlt seien. Unsere früher durchgeführte Rechnung erfährt jetzt nur insoferne eine Modification, als die Zimmersäule von 2 m. und die Säule im Abzugs-canale blos mit -j-10° in Rechnung zu stellen sind; wogegen dieselben nach und nach, gemäss der allmählichen Zimmererwärmung, die Temperaturen von respective —J— 20° und von circa + 18° erreichen. Zurückgehend auf die Tabelle zu § 42 erhält man jetzt z. B. für t =— 20°, zum Ebenerdgeschosse und III. Stocke andere Werthe für H₀. Man erhält:

131) . . H₀ = 3T834 für Ebenerde und h₀=4T465 für den III. Stock. Bezüglich der Widerstandssummen ändern sich nur die ad 121) gegebenen Relationen in den ersten Gliedern. Es wird nämlich

5-6887.Au =5-6887.1*0367 =5-8975 für Ebenerde und 3-1557.Au = 3-1557.1-0367 = 3-2715 für den I. Stock; wogegen zufolge Tabelle zu § 46 diese Grössen gleich 6"0329 und 3'3523 gewesen sind. Durch diese Veränderung erhält man anstatt der in Tabelle zu § 48 gegebenen W erthe :

132) . . 16-1607 + 0-4587 — = a + b-i-

y

= A + B+-x²

für den III. Stock,

für Ebenerde und

wenn wir für

16-4018 + 0-4587^2

letzteres Geschoss der Oeffnungsweite die- Bezeichnung y geben. Wir denken uns nun im Beginne des Anheizens den Ebenerdschuber auf 0-06 m. geöffnet, setzen daher

133) . . x = 0-06, und werden die Oeffnungsgrösse y für den III. Stock so bestimmen, dass gleiche Luftquantitäten M₀, somit auch gleiche Wärmemengen in beiden Stockwerken abströmen. Für diesen Fall hat man analog zu 125)

2gH„

A + B~y

X²

bH₀

2 ghn

—⁵—+, woraus a + b—2

y

folgt. Durch Substitution der

134) . .

Werthe ad 131), 132) und 133) in diese Gleichung erhält man:

h₀(A + Bx3)-aH₀

= 0-052 m.

135) . .

0 4587.3-1834

4-1465 (16-1607 + 0-4587)

Es verhalten sich hiernach die Warmöffnungen beider Geschosse wie

136) . . 0-052: 0-060 = 1:1-2.

Will man daher die Schuberöffnungen so stellen, dass schon im Beginne des Anheizens dem Ebenerdgeschosse und dem III. Stocke gleiche Wärmemenge zugeführt, also gleiche Heiz Wirkung ausgeübt werde, so wäre beiden Oeffnungen das Verhältniss von 0'52:0-60 = 1:1‘2 zu geben. Wir finden aber, dass dieses Verhältniss sehr nahe mit demjenigen übereinstimmt, welches diese Oeffnungen bei eingetretenem Beharrungszustand der

Heizung haben sollen, welche zufolge Tabelle zu § 59 das Verhältniss

137) . . 0054: 0*060 = 1 : IT besitzen.

Bei einer Forcirung auf das Doppelte des Zuströmungsquantums ohne Aenderung der Temperatur T setzen wir x = 2.0’06 = 0T2 m. und erhalten dann y = 0T0. Das zu 137) analoge Verhältniss geht dadurch über in

138) . . 010:012= 1:1-2

§ 53. Methode des Anheizens. Im Beginne der Feuerung ist der Apparat mit dem umgebenden Mauerwerke zu beheizen, daher alle Warmschuber zu schliessen sind, und zwar insolange, bis sich die Rau.chabzugsrohre als erwärmt zeigen. Der Heizer soll hierauf (gemäss dem obigen Ergebnisse 138) die Warm- und Kaltschuber der unteren Geschosse in grösserem Verhältnisse öffnen. Erst wenn die Zimmertemperaturen die normalen geworden sind, sollen die Schuber in ihre der Aussentemperatur entsprechenden Stellungen gebracht werden.

Ist die normale Zimmertemperatur erreicht, so nähern sich die Abkühlungsverhältnisse allmählich dem § 52 erwähnten Beharrungszustande. Nach Schluss der Heizung und Ventilirung sind alle Schuber und Thüren, welche der Aussenluft oder der Kellerluft einen Eintritt in den Apparat gewähren, zu schliessen. Ebenso auch das Rauchrohr mit Rücklass einer kleinen Durchzugsöffnung für etwa sich noch entwickelnde Rauchgase.

Berechnung der Circulations-Luftheizungen.

§ 54. Formeln für das Circnlationsqnantum und für die Quer-sclinittsgrösse der Luftcanäle. Bezeichnet t die Aussentemperatur, so lässt sich das Wärme-Erforderniss, wie schon im § 39 erörtert, darstellen durch W=(20—t) A. Ist der Werth von W für etwa 20° Kälte

somit

W

40’

berechnet, und gleich W, so hat man A =

139) . . W = (20 — t)-gÿ Strömt in den Apparat Zimmerluft mit-}- 16°

zurück, welche in der Heizkammer auf T°erwärmt wird, und bezeichnet M das per Stunde circulirende Luftquantum von 18° in Kubikmeter, so hat

worin

1 -f- 18a

a = 0,003665 ist, und es nimmt dasselbe per 1° Temperaturerhöhung

man, wenn es auf 0° reducirt wird, ein Quantum von

0-308 M

l-}-18a

30

Paul, Heiz- und Lüfbungstechnik

beträgt die Aufnahme per Stunde

Gleichsetzung mit 139) ergiebt sich Daraus erhält man

0308 M (T — 16) 1 + 18a

0-308 M (T —16)

= W und durcli

1 + 18 a

= (20 - t)

40'

(20 —t) (1 + 18a) W_(1 + 18 a) W (20 — t) 20 - t

0-308 (T- 16)40 — 40.0-308 (T — 16)    —16

Die Querschnittsberechnung der Mauercanäle ist nach den schon vorgetragenen Methoden leicht durchführbar.

Nimmt man, indem wir wieder bei unserem Beispiele bleiben, den Wärmebedarf per Lehrzimmer mit stündlich 3000 bis 5400 WE., also etwa W = 4000 WE. an, normirt man eine Aufheizung im Apparate auf T = + 50°, und setzt man in 140) M = M₀ (1 + 18a), worin M0 das stündlich circulirende Luftquantum auf 0° reducirt bezeichnet, so erhält man

140) . . M =

141) . . M₀ = 9-5 (20 — t) cbm.

In Bezug der Widerstände von der Heizkammersohle aufwärts bis zu den Mündungen der Warmschläuche gelten die Gleichungen 84) bis 92), welche analog zu

93)

142) . . E C =0-4379 At + 0-4630 A₆ + 0-2573 A₇ + 1-5243 As geben. Für die Warmschläuche gilt die Relation 102), nämlich 143) . . S<+ = (3-2491+ 0 1919 L) A„+0063 A,, A den Rückführungscanal wie ad 111)

144) . . S C ^2= (1-5437 +0-1919 L') Au + 0-1911 A₁₂ ^

Endlich hat man wie ad 114)

Ą    1

+ 2 • —9

X²

Für das Ebenerdgeschoss hat man L = 3 5, und mit Rücksicht auf die schematische Darstellung Fig. 162 L' = 4-8 + 4*2 = 9. Die Substitution in 143) und 144) giebt

S C = 3"9208 Au + 0-063 Au-^ und

(SC g2~ — 3'2704 Au + 01911 Aj2 und fürden III. Stock, für welchen L=16'7 und L'= 9 + 3.4-4 = 22 2 wird

(s C A = 6-4538 Au + 0 063 Au -4 und

i s-    x²

ebenso für

145) . . max

A 0-126

X²

146) . .

und Rückführungscanal zu ebener Erde und im III. Stocke. Nachdem bei allen Aussentemperaturen die Luft mit + 16° in den Apparat zurückfliesst, und mit T = -j- 50° von demselben abströmt, so erhalten Ai, Ag, A₇, A₈ — A,i = Ai2 und Au constante Werthe, entsprechend den Temperaturen —{— 16°, —24°, —(— 42°, + 50° und + 18°, letztere am Beginne des Rücklaufes (s. Fig. 162), und zwar hat man:

148) .. A, = 1-0587, A₆ = 1-0880, A₇ = 1*1539, A₈ = 1T833, Ai4= 1-0660. Die Substitution in 142), 146) und 147) giebt:

149)    . . 3-0679 für den Widerstand von der Heizkammersohle bis Beginn der Warmcanäle,

150)    . . ^4-6395-f0-0745 und 7-6368+ 0-0745

canäle zum Ebenerdgeschosse und zum III. Stocke, ferner

151)    . .^3-4867 + 0-2676 ^ und {6*1870 + 0-2676^

laufcanäle dieser Geschosse. Die Addition der Werthe 149), 150) und 151) und das ad 145) bestimmte Maximum giebt

3-0679, 4-6395 + 0-0745 3*4867 4- 0-2676 A+ 0-1491 -A

X“    X

1 i '

152)    . . Zusammen 11T941 + 0-4912 — für +4_

Ebenerde, und 3*0679, 7*6368+0*0745-- , 6-1870 + 0-2676 A 0*1493-1,

X    XX

153)    . . Zusammen 16-8917+0-4912 -1 für den III. Stock.

für die Warm-

für die Rück-

Fisr. 162.

-v-

Pu

3-5

KZ

■S-

ifÜ_y U° s.

K~

IÎ

n

Für t = — 20° erhält man aus 141) M₀ = 9*5.40 = 380 cbm. per Stunde, =0-1055 cbm per Secunde. Somit für Lehrzimmer M₀ = 6.0-1055 = 0-633 cbm. Für t = + 10° erhält man in gleicher Weise M₀ = 0*1584 cbm. Wie ad 126) erhält man nun beziehungsweise

= 49 und =782. Somit wird

154) .

• M₀2

155) . .

49 H₀-

— für t = — 20° und x = A

782H₀ — A₍₎

für t = + 10°. Mit Rücksicht auf Fig. 162 hat man in allen Fällen Luftsäulen von 1*56, 0"84 und 0*9 m. von 16°, 33° und 50°, welche zusammen auf 0° reducirt 2‘9836 m. geben. Für Ebenerde kommen noch 3'5 m. von 48° und für den III. Stock 16*7 m. von 46° = 2-9764

156)    für Ebenerde 5-9600 und für den III. Stock 17-2738 m. von 0°. Die rückkehrende Säule besteht in beiden Fällen aus einem Theile mit 2 m. von -j- 20° = 1*8634 m. von 0°, für Ebenerde aus 4’8 m. Luftsäule von + 16° = 4-5341 m. von 0° und für den III. Stock nebstdem noch aus 13-2 m. Luftsäule von 18°= 12-3829 m. von 0°. Man hat daher als Rücklauf

ebener Erde 1-8634 + 4"5341 + 6"3975 m. und für den

. zu

157)    .

III. Stock +6-3975+ 12-3829 = 18-7804 m. Aus 156) und 157) folgt

158) . . H₀ = 6‘3975 — 5-9600 = 0-4375 für Ebenerde und H₀ = 18-7804— 17-2738 =1-5066 für den III. Stock. Die Substitution der Werthe ad 158) und der Relationen 152), 153) und 156) giebt für t = — 20°

0-4912

159) . .

49.0-4375 — 11-1941 dann für t = + 10°

und x =

0-4912

49.1-5066 — 16-8917

0-4912

und x=

0-4912

782.1-5066-16-8917

782.0-4375-11-1912 d. i. für t = — 20°, x = 21-8 cm. und. = 9-3 cm., dann für t = + 10°, x = 3*8 cm. und = 2’1 cm. für Ebenerde und III. Stock. Die offen zu haltenden Querschnitte betragen daher 0'47 x = 0-102, 0⁻044, 0'018 und 0’01 qm. Die Canäle haben aber nach unserer Annahme durch-gehends 0’15 qm. Man kann dieselben annähernd auf die obigen Quadratmasse verengen. Um ihr genaueres Mass kennen zu lernen, müsste man mit diesen neuen Querschnitten, welche andere Werthe

und auch grössere Reibungsbeträge ergeben, die durchgeführte

fürgj

Rechnung wiederholen, welche nun etwas grössere Zahlen für x ergeben würde. Man sieht, dass die Schuberöffnungen oder Canalquerschnitte desto kleiner werden, je mehr die Aussentemperatur steigt, weil in diesem Falle das Quantum Luft von + 50°, welches behufs der Beheizung in Circulation zu bringen ist, ein kleineres wird.

§ 55. Heizmethode bei constauten Querschnitten. Aus den obigen

Formeln 159) ist zu entnehmen, dass nur die Grösse

ad 154) mit 49 und 782 gefunden wurde, variabel ist. Nimmt man dieselbe, somit auch M₀ als constant an, so folgt aus 140)

. Der zweite Factor rechts ist con-

M₀2 ⁷

welche

T — 16 = (20— t)

40.0-308. M₀

stant und die Differenz T — 16 = A bezeichnet die Anzahl Grade, welche die mit 16° in den Apparat rückkehrende Luft aufzu-

um

heizen ist.

wenn wir für alle Aussentemperaturen in einem und demselben Geschosse stets die gleiche Schuberöffnung haben wollen. Man erhält für t=-[-10⁰A =0-85.10 = 8-5°. Es wäre daher bei Aussentemperatur die Luft blos um 8"5° aufzuheizen. Circulations-Luftlieizungen können daher constante Warm- und Kaltschuberöffnungen in jedem Geschosse behalten, wenn man die Intensität der Feuerung nach Verhältniss der äusseren Temperatur richtet, und diese Art der Beheizung ist auch die richtigere.

Obige Gleichung nimmt daher die Form an:

160) . . a = (20 — t) N.

Für t = — 20° haben wir in unserem Beispiele A =50 — 16 = 34° angenommen. Die Substitution in 160) giebt 34 = 40.N oder N =0*85, daher geht die Gleichung über in

161) . . a = 0-85(20 —t;,

Berechnung der Aspirationsessen und der Ventilatoren.

§ 56. Leistung einer 30 m. hohen Esse. Wir nehmen jetzt den Fall an, dass zur warmen Jahreszeit die Ventilation mittelst Saugesse so besorgt werden soll, dass der Luftheiz-Apparat als Exhaustor wirke, somit dieselbe Function verrichte wie ein Lockfeuer. Das Ventilationsquantum sei das bisher angenommene, nämlich für 6 Lehrzimmer 162) . . 6.225.2 = 2700 cbm. per Stunde.

Die Aussentemperatur sei-]-30°, womit die Temperatur in den Zimmern übereinstimmen möge. Man hat daher 2700 cbm. von 30° = 0-9009.2700

163) . . =2433 cbm. von 0°. Als Luftzufuhr per Secunde erhalten wir 2700 ' 3600

164) .

= 0-75 cbm. von -j- 30° oder

165) .

2433

' 3600

= 0 676 cbm. von 0°. Der Erwärmung oder Abkühlung

der Luftzufuhr um 1° entspricht ein Quantum von

166) . . 2433.0-308 = 750 WE. per Stunde.

Die Luft erleidet in der Esse einen Temperaturverlust, welcher nach Abschnitt VI zu berechnen ist. Hierbei ist zu berücksichtigen, welcher Theil dem Windanfalle ausgesetzt ist, und bezüglich welcher Theile des inneren Umfanges durch Gleichheit der Wandtemperatur sich die gegenseitige Bestrahlung aufhebe.

Wir nehmen als Transmission der Esse nach aussen per 10°

Temperatur-Differenz

an.

167) . . 120 WE. per Stunde

Bei einer Temperaturerhöhung in der Esse um 16° gegen aussen erhält man 16.120 = 1920 WE. als stündlichen Verlust. Derselbe entspricht mit Rücksicht auf 166) einem Temperaturverluste von 1920:750 = 2*5°, wofür wir rund 4° annehmen. Die Luft in der Esse wird daher am unteren Ende, in mittlerer Höhe und am höchsten Punkte die Lufttemperaturen:

168) .'. 30-}- 16 = 46°, 30° -f- 14° = 44° und 30-j— 12 = 42° besitzen.

Ganz ähnlich wie ad 155) erhalten wir für das Ebenerdgeschoss folgende Reductionszahlen:

1-56 m. von 30° = L56.0*9009 = 1*4554 m. von 0°, 0*84 m. von 38° = 0*84.0*8778 = 0*7374 m. von 0°, 0*9 m. von 46° = 0⁻9.0*8557 = 0*7701 m. von 0°, 30 m. von 44° = 30.0*8611 = 25*8330 m. von 0°

169) . . zusammen = 28*7959 m. von 0°

Hierin ist als Temperatur des Heizrohrsystemes das Mittel ^ (30 —J— 46) = 38° genommen. Die absolute Höhe der Luftsäule summirt sich zu 33*3 und die darin mit 30 m. angesetzte Höhe bezeichnet die Essenhöhe vom Warmluft-Sammelcanal an gemessen. Die äussere Säule von 33*3 m. in der Höhe von der Heizkammersohle bis zum Kopfe der Esse giebt, auf 0° reducirt, 33*3.0*9009 = 30 m. Die Ueberhöhung beträgt daher zufolge 169)

170) . . H₀ = 30 —28*7959 = 1*2041 m. von 0°

Die zu überwindenden Widerstände sind folgende: Die frische Luft von 30° tritt in die Lehrzimmer mit einem Querschnitt von S = 2*5 qm,

A 1*1100

= 0*1776

S²~ 2*5²

Angenommen, es erleide die Einströmung eine Contraction, eine rechtwinkelige Brechung und eine Stosswirkung, so dass C = 1*367 -f-1 4- 1 =s= 3*367 wird, so erhält man als Widerstands-

ein. Somit erhält man

zahl C 44- = 0*1776.3*367 =

S²

0*5980

Die Reibung in den nach abwärts gehenden 4*8 -f- 4*2 = 9m. langen Abzugscanälen beträgt (Fig. 162) mit Rücksicht darauf, dass wir unsere bisherigen Canalquerschnitte von 0*47.0 32 =

KÜL 0*06.1*58.9

0*15 qm. beibehalten, C =

4.0*15

.= 1*422

Der Gesammtquerschnitt ist 6.0*15 = 0*9 und die Tem-

A 0*1100

peratur ist -f- 30°, daher wird

S² 0*9²

= 1*3692 und man

erhält 1*422.1*3692 =

1*9470

Ueb ertrag . .

Bei dem Eintritte in den daselbst ansgerundeten Abzugscanal erleidet die Luft eine Contraction und eine Beugung, und im weiteren Verlaufe bis zur Sohle der Heizkammer noch zwei Brechungen, daher zusammen an Widerständen

(1-367 +0-5-|-l + l)l-3692 ...............

Von der Sohle bis zur Eintrittsstelle in die Esse betragen die Widerstände wie ad 142) 0-4379 Ai +0'4630 A₀ + 0-2573 A7 + 1-5243 Ag, worin für 30° At = 1‘HOO, für 38° A₆ = 1*1393, für 38° A₇ = 1*1393 undfür46°A₈ = l-1686zu setzen ist, wodurch

man erhält.......................

Für den 8 m. langen Sammelcanal sei der Querschnitt S=0‘42 qm., woraus eine Geschwindigkeit von 1*8 m. folgt.

A

Die Temperatur ist +46°, daher wird ^

Der Umfang des Querschnittes beträgt 2 (0-6 + 0*7) = 2-6.

0-06.2-6.8 4.0-42

= 0-7429 und mit Einrechnung einer Brechung C — (0'7429 + 1)

1-1686

0-42²

= 6-6194.

Man hat daher als Betrag der Reibung C =

= 1-7429. Somit C+ = L7429.6-6194 =

S²

In der Esse geben wir der Luft am höchsten Punkte 2 m. Geschwindigkeit, bei 0*38 qm. Querschnitt. Der Mittelquerschnitt ist daher 0-4 qm. und die mittlere Lufttemperatur

= 7*2581. Die Esse ist

ist + 44°. Man erhält somit

A 1-1613

0'4²

2-5450

5-2947

3-0880

11-5370

quadratisch und hat daher eine Seitenlange von 0 63. Die Widerstände in der Esse bestehen in der Reibung und in einer Brechung des Luftstromes am unteren und oberen Ende und

0 06.30

betragen daher zusammen )

0-63

+ 2) 7-2581 . .

. . . 35-3571

171) Hiernach erhalten wir als Widerstandssumme . 57-8218 Für das obere Ende der Esse haben wir mit Rücksicht auf die A 1*1539

Temperatur von +42° — == 7*9910. Da jeder der bisherigen ähnlichen Werthe kleiner ist, so haben wir

^„=7-9910

172) .

. max

S²

(max A + S+) =

173) . . 57-8218 + 7-9910 = 65-8128 als gesammte Widerstandszahl.

Im Vereine mit 171) erhält man

Nach unserer Formel haben wir daher zufolge 170 und 173)

max^-fSC^

174) . . = 0‘60 cbm. von 0°

Dagegen sollen zufolge 165) 0"67 cbm. zum Abflüsse kommen. Die Erwärmung um 16° genügt daher noch nicht vollständig, die Annahme einer solchen von 20° anstatt 16° führt jedoch zum gewünschten Resultate.

2gH„

2.9-81.1-2041

65-8128

§ 57. Brennstoff-Erforderniss. Nach unserer Annahme sind 2433 cbm. Luft von 0° abzusaugen. Die Temperaturerhöhung um 20fl erfordert

175) . . 0⁻308.20 = 14990 WE., welche die Nutzleistung repräsentiren.

14990

Wird dieselbe zu 75 Percent angenommen, so entfallen

auf 1 Percent. Die volle Brennkraft der consumirten Kohle muss demnach mit 100 Percent, d. i. mit

176) . . 20000 WE. berechnet werden. Es wären daher

= 2*7 kgr. Kohle per Stunde bei dem vorausgesetzten Brenneffecte nöthig, wenn deren calorischer Effect per 1 kgr. 7500 WE. beträgt.

§ 58. Leistung einer 40 m. hohen Esse. Nimmt man die Esse 40 m. anstatt 30 m. hoch an und führt alle bisherigen Rechnungen für diesen Fall durch, so erhält man schliesslich

178)    . . M₀=O-74 anstatt 0'67 cbm. Eine Erhöhung der Esse um V₃, d. i. um 33 Percent, führt daher zu einer Erhöhung des Ventilations-Effectes von 10 V₂ Percent.

§ 59. Ventilationsesse mit Aspirationsschlot. Lässt man die Verbrennungsgase, anstatt sie in einem abgesonderten Schlote abzuführen, durch die” Esse strömen, oder führt dieselben mittelst eines in der Esse freistehenden Schlotes ab (s. Fig. 13), so erfährt die abziehende Essenluft noch eine Temperaturerhöhung ohne merkenswerther Veränderung der Widerstände. Wenn man die Weite des kreisrunden freien Schlotes mit 0‘3 m., somit dessen Transmissionsfläche mit 0-9425.30 = 28 qm. ansetzt, so ti-ansmittirt derselbe per Stunde, wennK = 8 angenommen wird,

179)    . . 28.8 = 224 WE. per 1° Temperatur-Differenz und 1 Stunde an die Gase, welche in der Esse abziehen. Nimmt man an, es ziehen 10 Percent von der ad 176) ermittelten Wärme ab, so berechnet sich dieselbe mit 200.10 = 2000 WE. Eine Schlothöhe von 4 m., d. i. 4.0-94 = 3-76 qm. transmittirt 8.3-76 = 30-08 WE. per 1° Temperatur-Differenz.

177) .

20000

' 7500

75

= 200 kgr.

Die Verbrennungsgase im Schlote unten mit 200° und in 4 m. Höhe als auf 50° abgekühlt angenommen, haben im Mittel 125° und geben im Vergleiche zur Ventilationsluft eine Differenz von 125 — 50 = 75°. Wir haben daher als Transmission per Stunde von 75.30 = 2250 WE., während die Gase nach unserer Voraussetzung per Stunde blos 2000 WE. entführen. Dieser approximative Calcul zeigt, wie schnell sich die Verbrennungsgase bis zur Temperatur der Essenluft abkühlen. Es kommt somit annähernd die gesammte letztgenannte Wärmequantität der Essenluft zu Gute, was einer Ersparung von 10 Percent der ad 177) berechneten Kohle, nämlich von

180) . . yi0 2-07 =0-207 kgr. per Stunde entspricht. Aus dem obigen Transmissions-Ergebnisse folgt, dass der Rauchschlot als Heizapparat funetioniren könne und es behufs der Feuerung blos eines sogenannten Sommerherdes bedarf (s. Fig. 13). Würde man den Rauch direct in die Esse ausströmen lassen, so bliebe das Resultat annähernd dasselbe.

§ 60. Vergleichung des Nutzeffectes einer Aspirationsesse mit dem eines Ventilators. Ein Ritting’scher Ventilator müsste bei einer Luftgeschwindigkeit von 5 m. und der ad 164) berechneten Leistung von 0-075 cbm. mit + 30°, oder vonO‘676 cbm. mitO⁰, einen Halbmesser

0'75

des Saugcanales erhalten von 0‘565 y ■ .    = 0'22 m., sonach einen

Querschnitt von S = 0T52 qm. haben. Die Reibung im Saugrohre, dessen Länge wir mit 10 m. annehmen, inclusive zweier Beugungen desselben geben einen Widerstands-Coëfficienten von

0-024.10

+ 2) = 3-3636

Die Luft hat eine Temperatur von + 30°, daher ist A = 1*11.

A

Man hat daher ^rrr =

181) . . (

2.0-22

1-11

= 48-0436 und es wird als Widerstandszahl

S²    0-152²

182) . . 3-3636.48-0436 = 161-5994 erhalten.

Von den ad 171) berechneten Widerständen kommen hier zu rechnen 183) . . 0-5980 + 1-9470 = 2-5450.

Somit hat man zufolge 182) und 183) E C 161-5994+ 2-5450

= 48-0436

= 164"1444: ferner hat man max

A 0-1100 S² 0-152²

Somit wird max-~r +EC-^- = 212-188

ÎV    kV

Nach dem im § 50 gezeigten Vorgänge erhält man daraus als erforderliche Druckhöhe = 4-9452 m. Luftsäule von 0°, oder

M²₀

[maxA ₊ v(+|

0*676²

2.981

112-1885

184) . . 4⁻9452.1T1 = 5’49 m. von -f- 30° als Druckerforderniss. Die stündlich zu befördernden 0676 cbm. Lnft haben ein Gewicht 0676. 1,294 = 0875 kgr. Mit Bücksicht auf 184) wird demnach eine Nutzleistung- des Ventilators gefordert von 0-875.5'49 — 4’8 Secunden-Kilogramm-Meter. Wird der Wirkung-sgrad mit 0-25 = 74 angesetzt, so ist eine Nutzleistung des Motors erforderlich von 4.4-8 = 102 Se-cunden-Kilogramm-Meter, d. i. von

von

19-2

185).. ₇.

— = 0 256 Pferdekraft.

Wir wollen uns in Fig. 162 a vorstellen, dass von a gegen die Ausläufer f, i und d gewisse Luftquantitäten zu fördern sind und nun auszumitteln sei, wie viel Pferdekraft zum Betriebe des hierzu erforderlichen Ventilators nöthig werden.

Fig. 162 a.

In diesem Falle wird man nach

'fl

Formel-Tabelle III sich für jeden einzelnen Abflussweg a b e f, a c g h i und a c d das Druckhöhenerforderniss Mo

H₀=-

C\

2g

max^r

S²

+ IC!l

bestimmen und hiervon die grösste derselben, nämlich maxH₀ als massgebend annehmen. Bei dieser Berechnung sind die Methoden zu beachten, welche im XII. Abschnitte bei Berechnung der Warmwassersysteme bezüglichder proportionalen Querschnitte befolgt wurden. Bezeichnet s das specifische Gewicht der Luft undh die Höhe einerWassersäule vom gleichen Gewichte

Ä iu Meter'

mit der Luftsäule in Millimeter, so hat man max H =

Die per Secunde zu fördernden M₀ cbm. = 1000 M₀ cbdm. haben ein Gewicht von 1000 M₀ s kgr. Die Leistung beträgt demnach

1000 M₀ s —K = M₀ h Secunden-Kilogramm-Meter oder 1UUO s

M₀ h _ M₀ h

iy₃Pferdekraft. Entsprechen dieselben einer25percentigen

173 Pferdekraft erforderlich. Der Verfasser hat im Versuchswege bei den beschriebenen Ventilatoren, welche von J. Haag construirt worden, einen Nutzeffect von mehr als 40 Percent gefunden.

Angenommen, es fände in dem Abzugswege a, b, c, d das max H0 statt, so würde zwar bei Anwendung der berechneten Pferdekräfte

75

100 '

Nutzleistung, so sind 4

M₀h

bei d das richtige Luftquantum, dafür aber bei f und i zu grosse Quantitäten ausströmen. Es müsste daher an diesen Punkten durch Schieber oder Klappen-Regulirungen abgeholfen werden.

Selbstverständlich sind die auf obige Weise ermittelten Pferde-

M„h

lVs) als Nutzleistung der Maschine zu verstehen, welche

kräfte

daher je nach ihrem Nutzeffecte für eine stärkere Leistung construirt werden müsste.

Für 8 kgr. Kohle per Pferdekraft entfiele auf obige Leistung 8.0-256 = 2‘05 kgr. Kohle per Stunde, mit dem ad 180) für Saugessen gefundenen Resultate annähernd zusammenstimmend.

100 '

Functionirung einer Luftmischvorrichtung.

§ 61. Allgemeine Formeln. Es sei nach d b die Zuströmung der auf T° erwärmten Luft (Fig. 163), die ihren Abzug durch b c nimmt. Durch ab wird Luft von der Aussentemperatur t angesogen, die sich mit der aus db kommenden warmen Luft bei b mischt, wodurch die nach b c abziehende gemischte Luft die geringere Temperatur T' erhält. Die auf 0° reducirten Luftquantitäten seien m₀, m₀' und m₀ -j- m₀' = M₀, zu welchen die Temperaturen T, t und T' gehören. Die Wärmezufuhr durch b d ist, wenn s die specifische Wärme pro 1 cbm.

Luft bezeichnet, m₀ (T — t) s, und ist gleich der zum Abzüge kommenden, nämlich = (m₀ + m₀')

man T — T' mo = mo qyzit

Man hat die Warmsäulen a'dbc und a b c und hiefür

(T' — t) s = M₀ (T' — t) s. Daraus erhält 186) . . |m₀

T' —

^ M₀ und

Fig. 1G3.

______

.,Af

2 g H₀

A und m₀' =

max -gj + S C g2 In beiden Relationen sind mit Ausnahme von 2 g die sämmt-

max—+SC

lichen Grössen verschieden. Die Grössen H₀ und £ C g^ bestehen aus

einem bekannten und einem vom unbekannten T' abhängigen Theil. Obigen Gleichungen kann daher die Form gegeben werden:

187) . .

Y    2gï

mo = ¹ -Ä—

A4

1 + aT

1 + aT

- und wird

187) . .

mo' =

2g [AM B

1 + aT

I.4-a T'

max — + D' + SC g2

geschrieben werden können. Mit Rücksicht auf 186) erhält man:

AS

l-faT'

max + D' + SC

1 + aT

S²

oder, wenn X C

_/T - TA2 ' l T' - tf

1 + aT'

S²

max

1-faT'

1-fa?

= E(l + aT') gesetzt wird,

—u

1 + a T7 L

g₂ + D+E(l+aT')] (T'-t)²

max A_|_ D' + E (1 + a T')l (T' — t)² oder

;)(T' — t)² [D' + E(l+aT') +

1 (T — t)² [d + E (1 + a T') +

1+aT

)[

188) . . {A +

= (as

1 + aT

1 + aT

max-„-,

max

S²

In dieser Gleichung bezieht sich in der ersten Summande die

Grösse maXgy auf das System ac und in der zweiten Summande

auf a' d b c.

§ 62. Anwendung auf einen speciellen Fall. Als Beispiel nehmen wir t = — 20°, und wie ad 69) die Luftsäule im Apparate zu 2’64 m. gleich 2'5824 m. von 0° an. Der Warmschlauch b c für Ebenerde ist

3’5 m., somit die auf 0° reducirte Säule

3-5

; hoch. Die ebenerdige

1+aT

Abzug-Luftsäule ist wie ad 72) 21*6 m. lang und restringirt sich für 0° auf 20-3688 m. Die 2 m. hohe Luftsäule im Zimmer und die äussere

Luftsäule sind wie ad 73) und 75) zu berechnen. Man erhält hiernach — ^2*5824 + yzp+p + ²⁰'³⁶⁸⁸⁸ — 1-8634) + 27-7760

189) . . = 6-6882 —

3-5

= H₀ als active Drucksäule, anstatt 3-5861

wie in der zu § 42 gehörigen Tabelle gegeben ist. Im zweiten Systeme ist das 2-64 m. lange Endstück mit —20° in Calcul zu bringen, und beträgt 2-54.1-0791 = 2’8488 m. von 0°, anstatt wie oben 2⁻5824. Daher haben wir für das zweite System analog zu

6-6882

1 + aT'

3-5

189)

1 + aT

0-694

190) . . = 6-4218 —

3*5

Ho'

1 + aT'

Die Luft, welclie dem Mischcanale zuströmt, hat nahe dieselben Widerstände zu überwinden als die, welche durch den Heizapparat zieht, daher wir für die Strecke von der äusseren Einströmung bis

Beginn der Warmcanäle wie ad 93) SC

- =3-6355, At + 0-4630 A₆

-[- 0-2573 A- -j- 1-5243 A₈ setzen, wobei At = A₆ = A₇ = A₈ = 0-9267 ist, und man erhält:

191) . . SCgj

= 5‘8252 erhalten wurde.

5-8801.0-9267 — 5*4491 m.; wogegen ad 95) SC

Die Widerstandszahl für den Warm- und Kaltschlauch beträgt zufolge 103) und der Tabelle zu § 47 (3*9208 -f- 0‘063    Au+ 6*0329

-f- 0'2448 wobei (1-j-aT¹) anstatt An zu schreiben ist. Wir haben

192) . . (3-9208 + 0-063-₂) (1 + a Tt) + 6-0329 +0-2448 -₂

A    A 0*126

gi₂giebt die Relation 114) allgemein max g~₂— x2~~ +2

daher

Als max

Für den Warmstrom nimmt dieser Ausdruck nach 115) den Werth = 0-1426^ an. Für den Mischcanal, welcher gleich-

193) . . max =

kV

falls einen Schuber zu erhalten hat, durch den aber die Luft mit — 20° strömt, wird A^ =0*9267 und

194) . .

max

A = 0-126.0-9267 --= 01168 1

S²

X²

X²

Die Zusammenziehung der Resultate 191) bis 194) giebt, wenn die Schuberöffnung des Mischcanaleś mit y bezeichnet wird: für das System

der erwärmten Luft S C

5-8252 + (3-9208 + 0063^ X (1 + aT') + 6-0329 + 0-1448    + 0-1426 -^und für das derMischungs-

X¹“    X

luft: SC ~

+ 6-0329 + 0-2448    + 0-1168 -

<1 löQ

5-4491 + (3-9208 + 0-063 ^ (1 + a TO

y²

y²

gefunden.

Die Substitution in vorstehenden Gleichungen giebt:

195) . .

S C + max S² = 5-8252 + 21-4208 (1 -f a T') + 74-0329 + 39-6111 = 119*4692 -j- 21-4208 (1 -f- a T'), andererseits

A =11-4820 +(3-9208+0-063-4) (l + aT'j

SC

g2 + max

+ 0-3616-4

S²

y‘²

mit T'

Die Warmluft erreicht T = + 36°, die Mischungsluft nehmen wir = 30° an, somit wird l + aT/=l'll und= 0-9009. Aus

186) folgt dann 196).. m₀

30 + 20    _50^,j g / —

gg _|_ 20 iVIo r^g iV1o una mo mo

Aus 189) und 190) folgt

36 — 30

30 + 20    50

6

— m₀ = 0"12 m₀

197) .

IH0 • UV

= 6-6882 — 3-5.0-9009 = 3-5350 und

= 6-4218 — 3-5.0-9009 = 3-2686 Die Relationen 195) geben

119-4692 + 21-4208.1*11 = 143-2463 und andererseits

198) .

11*4820 +{(3*9208 +0*063141+0*3616^

= 15-8341+0-4315-4

Somit erhält man

199) . .

g. 3-5350

143-2463

und m₀' = 1/

\

2 g. 3-2686

oder mit Rücksicht auf 196)

15-8341 + 0-4315^-

2 g. 3-2686

= 0-12

2 g. 3-5350 143-2463

= 042 m₀

15-8341 + 0-4315 -+

■ y²

Aus 199) folgt

200) . . m₀=O‘696 cbm. von0° und daher m' = 042 m₀ = 0-0835 cbm.

2g. 3 2686    ~

15-8341 + 0-4315-4

Daher ist 0"0835 =

woraus sich

y²

201) . . y = 0-0069 m. = 0"69 m. ergiebt.

Die gesammte Luftzufuhr ist

202) . . M₀ = m₀ -)- m₀' = 0-78 cbm., welche von —20° auf T', d. i. von —20° auf 30°, mithin um 50° zu erwärmen sind. Bezeichnet s die specifische Wärme, so hat man

203) . . 0*78.50 . s = 39 . s als Wärmezufuhr zu den Localen. Ohne Luftmischung hat man zufolge Tabelle zu § 48 und Gleichung 117)

0⁻70 cbm., welche von

203a) . . M₀ =/J/^

2.9-1.3-5861

16-2961+ 0-4587-

— 20° auf 36° zu erwärmen sind, was einem Quantum von 204) . . 0-7.56 . s = 39-2 s . WE. entspricht.

Die Vergleichung der Resultate ad 202) und 203) mit 203 a) und 204) zeigt, dass in dem angenommenen Falle die Ventilation durch Luftmischung um 11 Percent zunimmt, dagegen die Wärmezufuhr eine Abnahme um 5 Percent erleidet. Hierbei zeigte sich blos eine Schuberöffnung um y—0-0069 m. nöthig, welche im Vergleiche zur Oeffnungs-weite des Warmschubers von x = 0'06 m. nur 11 Percent beträgt.

Ergänzende Bemerkungen.

§ 63. Untertlieilmig der Feuerräume, automatische Schliessung der Schlote, Normen über die Feuerungs-Coiistruction, Dichtung der Fugen bei Luftheizapparaten und Aspirationsschloten. Der Verfasser hat in letzterer Zeit Apparate seiner Construction in Ausführung gebracht, welche durch eine Scheidemauer in ungleiche Räume getheilt werden, deren einer 7₃ und der andere daher ²/₃ der Heizkammer abschliesst. Der obere Sammelraum der Warmluft bleibt aber gemeinschaftlich. Jeder der Räume erhält seinen eigenen Rost. Bei dieser Einrichtung kann man daher je nach Erforderniss der Aussentempe-ratur y₃, ²/₃ oder den ganzen Heizapparat in Betrieb setzen. Bei milder Temperatur des Freien, welche nur eine geringe Beheizung erforderlich macht, kann man daher mit einem kleinen Apparat heizen und erspart die Durchwärmung grosser Apparatmassen. Um es zu verhindern, dass der Schornstein aus dem nicht beheizten Theile kalte Luft ansauge und eine Schwächung der Zugkraft entstehe, liess der Verfasser jeder der beiden Abtheilungen des Feuerraumes auch einen eigenen Schornstein geben. Um die Abkühlung des Feuex-herdes zu vermeiden, welche während des Nachlegens von Kohle in Folge Oeffnen der Heizthüren entsteht, wurden diese letzteren mit Schoi’n-steinklappen derart in Verbindung gesetzt, dass mit dem Oeffnen einer Heizthüi'e sich automatisch auch die betreffende Schornsteinklappe nahezu schliesst. Diese Appai*ate kommen ei'st im nächsten Winter zum Betriebe, daher die hierdurch zu erzielende Brennstofferspaimiss erst ermittelt werden muss. Bezüglich der besonderen Regeln über die Feuerungsanlage, Feuerbrücken, Construction der Roste und Roststäbe enthält der Artikel „Dampfheizung” das Nähere. Ueber die rauch-

dichte Zusammensetzung der einzelnen Bestandteile bei Luftheizapparaten, Aspirationsschloten, möge das Folgende Beachtung finden:

Fig. 164.

U |f

Diese einzelnen Theile werden so übereinander gelagert, wie es Fig. 164 zeigt. Die Falze werden mit Sand gefüllt. BeiAspirationsschloten muss jeder Theil für sich mittelst Mauerpratzen fixirt werden. Die Endigungen dürfen in den Falzen nicht wie bei Heizapparaten aufsitzen, sondern, wie es die Figur zeigt, einen kleinen Abstand freilassen, damit sich jedes Rohrstück für sich ausdehnen und zusammenziehen kann. Würde diese Vorsicht unterlassen, so wäre die summarische Dilatation des Schlotes in Folge seiner Länge eine bedeutende und würde auf eine Lockerung der Befestigung im Mauerwerke hinwirken.

Kosten der Luftheizung. -

§ 64. Kosten in Beziehung auf das kubische Mass der Heizräume und das Ausmass der Heizflächen, Die Kosten der Luftheizungen variiren offenbar je nach dem Systeme der Apparate. Bezüglich der Stehrohr-Apparate des Verfassers kann derselbe hierüber die folgenden Daten anführen, welche für je 1 qm. Gussrohrheizfläche gelten:

Gusseisenrohre 19 bis 25 Mark, Schmiedeisenbestandtheile 21 bis 25 Mark, Chamotte-Steine 6 Mark,. Mauerwerk çler Heizkammern, Luftkämmern, Warmcanäle etc. im Kellergeschosse 18 bis 46 Mark, Luftschieber in den Localen 29 Mark, Aufzugthermometer 9 Mark, zusammen 102 bis 140 Mark. Hierbei ist 1 Meter-Centner Gussbestand-theile zu 25 Mark, 1 Meter-Centner Schmiedeisenbestandtheile zu 50 Mark und 1 Meter-Centner Chamotte-Steine zu 6 Mark angenommen. Für Schulen nimmt der Verfasser durchschnittlich 2 qm. Gussrohrheizfläche per 100 cbm. Zimmerraum an, was für eine mehr als zweimalige Lufterneuerung bei allen Aussentemperaturen sich bei Vorhandensein von Doppelfenstern als hinreichend erwies, daher sich die Gesammtkosten der Luftheizanlage per 100 cbmT auf 2 X (102 bis

140) = 204 bis 280 Mark stellen. In der Mehrzahl der Fälle stellt sich die Summe nicht höher als auf rund 200 Mark, d. i. per Kubikmeter Zimmerraum auf 2 Mark    - • *

XI. A B S C H N I T T.

Die Heisswasserh eizuiig.

Temperatur und Spannung des Wassers.

§ 1. Temperatur und Spannung. Einen Eisenstab von 1 m. Länge, den man mit einem Ende der Weissglühhitze aussetzt, kann man am oberen Ende ohne Gefahr noch mit der Hand . halten, während ein Rohrstab gleichen Querschnittes, der mit Wasser gefüllt und dicht geschlossen ist, unter gleichen Umständen selbst bei mehr als 6 m. Länge am Ende noch eine Temperatur von 300° erreicht. Diese Erscheinungbrachte den englischen Ingenieur Perkinsvor circa 45 Jahren auf den Gedanken, Rohre, in welchen stark erhitztes Wasser circulirt, in Form von geschlossenen Rundleitungen zu Heizzwecken zu verwenden. Die Spannung des Wassers in solchen Röhren,' gleichartig mit der Spannung von gesättigtem Wasserdampfe, nimmt, wie die Tabelle IV c zeigt, in ungleich grösserem Verhältnisse als die Temperatur zu, indem sie bei 100°, 200°, 266° und 290°, beziehungsweise 1 Atmosphäre, 15'4, 50 und 73 Atmosphären beträgt. Hohe Temperaturen und Spannungen bringen aber Feuers- und Explosionsgefahren mit sich, daher man zu einem mittleren Drucke von max. 15'4 Atmosphären, entsprechend einer Temperatur von 200° überging. Heizanlagen dieser Art nennt man Mitteldruck- oder Heisswasser-Heizsysteme.

§ 2. liebliche Temperatur, Abnahme derselben während des Rundlaufes. Die Geschwindigkeit der Circulation ist von der Steighöhe abhängig, dr i. von der Gewichts-Differenz der aufsteigenden Warmsäule und der rückkehrenden Kaltsäule. Je langsamer das Wasser circulirt, desto länger ist dasselbe der Abkühlung ausgesetzt, desto niedriger daher auch dessen Rückkehrtemperatur. Diese letztere beträgt circa 90° bei grossen und 40 bis 50° bei Minimalsteigungen (3 bis 5 m.) bei einer Anfangstemperatur von 200°. Auch der Verbrauchszweck ist von Einfluss. So z. B. ist die Abkühlung von Heisswasserrohren, welche durch Wasser behufs Erwärmung desselben geführt werden, namentlich im Beginne der Erwärmung eine sehr grosse. Man construirt Heisswasserheizungen häufig für eine Anfangstemperatur von bis 150°, eine Rückkehrtemperatur von 60 bis 80° und eine Spannung von 2*3 bis 4 7 Atmosphären. Die Röhren erhalten hiernach bei 23 mm. innerem Durchmesser 35 mm. äusseren, daher eine Wandstärke von 6 mm. Die Prüfung der Rohre vor ihrer Verwendung mittelst hydraulischer Pumpe kann auf 100 bis 150 Atmosphären vorgenommen werden.

125

Der obgenannte Ueberdruck von nur 1*3 bis 3-7 Atmosphären ist nicht mehr bedeutend, und es kann mit Rücksicht auf die vielfache Sicherheit, auf welche die Rohre vor ihrer Verwendung geprüft werden können, keine Gefahr des Berstens eintreten. Die bei den angenommenen Temperaturen von der Röhre ausgehende strahlende Wärme ist keine belästigende.

Allgemeine Beschaffenheit der Rohrsysteme.

§ 3. Circulationskraft des Wassers, Widerstände. Um der Feuerung die nöthige Heizfläche zur Erhitzung des Wassers zu bieten, wird das Rohr im Ofen schlangenförmig gewunden. Der obere Ausläufer dieser Schlange steigt bis zum höchsten zu beheizenden Geschosse auf, das Steigrohr bildend. In seiner Fortsetzung und seinem Rückläufe durchzieht es dann nach beliebigen Richtungen und Windungen die Heizlocale diese erwärmend, um schliesslich abgekühlt bis zum Ofen wieder zurück zu gelangen, woselbst es in den unteren Ausläufer der Ofenschlange zurückkehrt. Das Ganze bildet daher eine geschlossene, in sich zurückkehrende Rundleitung. Die Heizrohre werden in die Fussböden der Locale eingelegt oder auf hakenförmigen Mauerträgern etwas über dem Fussböden längs den Mauern geführt und auch je nach Erforderniss inzwischen zu Spiralen gewunden.

Man denke sich in t, T (Fig. 165) die Wärmequelle und die Circulation nach den angedeuteten Pfeilen. In irgend welchen Punkten 1, 2 und 3 des Steigrohres mögen ebenso wie allenfalls an den Punkten 4 und 5 des Rücklaufes Seitenzweige auslaufen, die nach ihrer Rückkehr den allgemeinen Kreislauf nach den Pfeilen fortsetzen. Ein solcher Ausläufer ist in Punkt 1 angedeutet. Es biegt sich nämlich das Rohr nach a ab, nimmt irgend einen Weg nach zu beheizenden Räumen und kehrt bei ß nach 1 wieder in den Kreis zurück. Die Erhitzungs-

Allgemeine Beschaffenheit der Rohrsysteme.

483

temperatur sei T, die am höchsten Punkte gleich t', und die, mit welcher das Wasser wieder rückkehrt, sei t. Legt man die Voraussetzung zu Grunde, dass das aufsteigende und abfallende Wasser annähernd

proportional der Höhe an Temperatur abnehme, so hat man ——

t' —t

—■-L— im Fallrohre als Mitteltemperaturen, deren

T + t' t'+t T—t . _

— ----¹— — —wird.

Wenn ô den Ausdehnungs-Coöfficienten bezeichnet, welcher für Wasser innerhalb der vorstehenden Temperaturgrenzen giltig ist,

T_t

trägt die Ausdehnung, d. i. die entstehende Druckhöhe, 6 —^

A

im Steigrohre und

Differenz

T+t"

welche für die Circulation als wirksam auftritt, und die daher von t' gänzlich unabhängig ist.

An welchen Stellen des Rundrohres die grösste Abkühlung t' eintrete, kommt daher in Bezug auf die nur von der Anfangs- und Endtemperatur abhängige Druckkraft nicht in Betracht. Man sieht hiernach, dass es für die Circulation, wenn sie einmal in Beharrungszustand gekommen ist, gleichgiltig ist, ob das Steigrohr, ohne eine Heizwirkung auszuüben, unmittelbar bis zum höchsten Punkte geführt wird oder erst nach Seitenwindungen einen Theil seiner Wärme abgebend, dahin gelangt. Für den Beginn der Circulation bei erfolgter Anheizung verhält sich die Sache jedoch anders. Denn bei der anfänglich nur gelinden Erwärmung fängt das Wasser an, sich langsam zu bewegen, und es wird daher längerer Zeit bedürfen, bis es z. B von Punkt 1 nach 2 gelangt, wenn es erst von 1 abbeugend eine horizontale Rundleitung 1. a . . . ß . 1 unter abkühlender Einwirkung passiren muss. In dieser ganzen Zeit hat man nun die kleine Säule von t bis 1 als diejenige, welche in Folge ihrer Erwärmung die Circulation begünstigt. Steigt aber das Rohr direct in kürzester Linie A 1, 2, 3 nach dem höchsten Punkte auf, so tritt schneller eine entsprechende Circulations-kraft auf. Dadurch wird auch vermieden, dass die anfänglich auch nach links sich verbreitende Erwärmung einen Vorrang gewinne und sich eine verkehrte Circulation einstelle. Angenommen, es hätte das System nur an einem einzigen Punkte in der Höhe von B (Fig. 166) durch eine ablenkende und daselbst wieder rückkehrende Rundleitung

Fig. 165.

~F

--3

--Z

■oc

eine Heizung zu bewerkstelligen, so wäre, wenn der Einfachheit halber von der Abkühlung, die auf dem Wege A B' C B eintritt, abgesehen wird, in B noch die Anfangstemperatur T vorhanden und es käme daselbst der Rücklauf mit der kleineren Temperatur t an. Die das

Gleichgewicht störende Säule von A bis B hätte daher einerseits t°, andererseits T° und die Temperatur-Differenz wäre T — t. Die Druckhöhe ergäbe sich mit 6 (T — t) x, woraus zu entnehmen ist, dass es der Circulations-kraft desto günstiger ist, je grösser x ist, d. i. je höher die Räume liegen, welche beheizt werden sollen. Die beiderseitigen oberhalb B B' befindlichen Wassersäulen haben

Fig. 166.

T-<—

ji

TT

cp

zwar nicht, wie oben vorausgesetzt, ganz gleiche Temperaturen, sondern sie tragen insoferne etwas zur Circulationskraft bei, als wegen unvermeidlicher Abkühlung der Theil CB etwas wärmer sein wird als CB'. Würde man aber, wenn vor-kommendenfalls die Höhe x eine sehr geringe wäre, das System über die Höhe x noch eine gewisse Strecke nach aufwärts und wieder zurück führen, so wäre dennoch der Gewinn an Circulationskraft-ein geringer.

Fig. 166 a.

§ 4. Mehrfache Rohrsysteme. Es kommt häufig vor, dass man ein zwar schliesslich in sich selbst zurückkehrendes Rohr zweimal vf und auch drei- und viermal das Feuer passiren j I lässt. Das von der ersten Feuerschlange aufsteigende und rückkehrende Rohr geht in diesem Falle bei seiner Ankunft im Ofen in eine zweite Feuerschlange über, steigt von dieser abermals auf und mündet im Rückgänge wieder in die erste Ofenschlange ein oder sie bildet eine dritte Schlange, um erst dann wieder in die erste zurückzukehren. Hierbei kommt es vor, dass je zwei Rohre, parallel übereinanderlaufend, zu einer Schlange gewunden werden, so dass je zwei Systeme nur eines bilden. Die Figur 166 a stellt ein vierfaches aus zwei Schlangen bestehendes Rundrohr dar. Die Wege, welche die Rohre in den Localen durchzumachen haben, sind blos durch kurze Bögen a, b etc. angedeutet, indem es sich hier nur eine schematische Ersichtlichmachung des Zusammenhanges der Systeme

(V

b_

TT

Ï1É F

cl

um

handelt. I ist das Steigrohr und I' das Rücklaufrohr des ersten Systèmes, und dem conséquent sind diese Rohre der übrigen Systeme mit II II',

III III' und IY IV' bezeichnet. Die zugehörigen Theile der Schlangen sind gleichfalls mit I, II, III und IV beschrieben. Die Circulation kann man sich als von d ausgehend denken, und es gelangt dieselbe durch das letzte Fallrohr IV' in der Richtung IV' c wieder zum Anfangspunkte d zurück. Die eine der Spiralen wird immer etwas • enger gewunden, damit die Rohre von den Feuergasen möglichst frei umspült werden können. Wie das Rohr von d aus schlangenförmig im Feuer aufsteigt und wie dasselbe im weiteren Gange endlich wieder zurückkehrt, ist in der Zeichnung leicht zu verfolgen.

an

Ein System mit einer Feuerschlange heisst ein geschlossenes, ein solches mit 2 oder 3 Schlangen ein gekuppeltes oder ein dreifaches System. Es dürfen nur solche Systeme gekuppelt werden, die zufolge ihrer Functionirung bezüglich der Anfangs- und Endtemperaturen übereinstimmen. Durch die Kuppelung, die zuweilen sogar 6 Systeme umfasst, erreicht man den Vortheil, dass man für mehrere Systeme nur Einen Pumphahn zur Wasserfüllung benöthigt und daher Kosten erspart.

§ 5. Maximallänge der Systeme. Bei einer Länge jedes einzelnen Systèmes von 150 bis etwa 200 m. wird eine sehr günstige Circulation, somit auch eine sehr schnelle Anheizung erzielt. Man geht daher bei Heizungen, die sehr gut functioniren sollen, bis Maximum 200 m. Länge per System. Auch bei 500 m. Länge der Systeme functionirt die Heizung noch, insoferne der Heizapparat mindestens um ein Geschoss tiefer steht, als die zu beheizenden Räume. Doch wirken wegen stai’ker Abkühlung in Folge geringer Correctionskraft nur die anfänglichen 100 m. Rohre noch entsprechend ausgiebig.

Bei 3 bis 4 Etagen geht man auf 200 bis 230 m. Länge der

Systeme.

Construction der Rohrleitungen, Expansions-Einrichtungen.

§ 6. Dichtung der Rohre. Die Leitungen werden aus gezogenen Rohren angefertigt, zu welchen Schmiedeisen bester Qualität genommen wird. Man sieht aus Fig. 167, dass der kreisrunde Rand des einen Stückes a eine Schneide bildet, welche auf den flachen Rand b des andern Stückes aufsitzt. Beide mit rechts und links gehenden Gewinden versehene Stücke werden mittelst der Mutter c, die ebenfalls rechts und links gehende Gewinde besitzt, so stark aneinander gepresst, dass sich die Schneide in der flachen Wand eindrückt und eine voll-

kommene Dichtheit bewirkt. Für senkrechte Abzweigungen der Rohre

Fig. 167.

Fig. 16S.

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ii

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T - Stücke, und für

wendet

Biegungen als Ausnahme Kniestücke an, wie es nebenstehende Fig. 168 und 169 zeigen. In der Regel werden die Rohre selbst nach Erforderniss

man

gekrümmt. Fig. 170 stellt die Umkehrstelle eines Rohres dar. Zum Schlüsse eines Rohrendes wendet man Schlussmuttern an, die, wie Fig. 171 zeigt, mit Blei ausgegossen sind.

§ 7. Expansions-Reservoir, Ex-pansionsgefässe, Berechnung derselben. Um bei allfälliger Ueber-heizung, in Folge der dadurch entstehenden grösseren Ausdehnung des Wassers, eine übermässige Anspruch-nahme der Rohre oder wohl gar ein Bersten einzelner Stellen zu verhindern, werden an den oberen Punkten der Rohrleitungen Sicherheitsapparate angebracht, und zwar entweder Expansions-Reservoire oder Expansionsrohre. Das Expansions-Reservoir (Fig. 172) besteht aus einem kleinen Wasserbehälter, der über dem höchsten Punkte jedes einfachen oder vereinigten Systèmes angebracht wird. Die Abzweigung

24

Ö5

Fig. 169.

Fig. 170.

der Rohrleitung¹ mündet in den senkrechten Cylinder, der in c und d selbstspielende Ventile besitzt. Das untere Ventil wird durch die Spannung des heissen Wassers und das obere durch das Beschwerungsgewicht f zugehalten. Bei Ueberspannung des heissen Wassers wird das Sicherheitsventil d gehoben und das heisse Wasser entweicht durch die seitlichen Bohrungen e so lange, als die Ueberspannung dauert. Geht die übermässige Temperatur des heissen Wassers wieder zurück, so vermindert sich dessen Volumen, es entsteht ein leerer Raum in der betreffenden Leitung und hiermit eine Saugwirkung, welche das Ventil c öffnet und den früher erlittenen Wasserverlust

Fig. 171.

Fig. 173.

Fig. 172.

Pd.

-i

« illll

ersetzt. Die Expansionsrohre (Fig. 173) bestehen

Wb

583 '

aus einem einzelnen, oder

einem Systeme weiter Rohre a, die mindestens bis Niveauhöhe b des Seitenröhrchens c mit Wasser gefüllt sind und in deren Luftraum das Aufsteigen des Wassers ermöglicht wird, wenn es durch Ueberheizung in grösserem Masse ausgedehnt würde. Die Expansionsrohre wirken daher ähnlich wie Windkessel. Beide Apparate erfüllen auch dann ihren Zweck, etwa zur Zeit des Anheizens das Wasser an irgend einer Stelle der Rohre eingefroren wäre und somit in Folge gehinderter Circulation im Rohre eine übermässige Spannung entstünde. Uebrigens lässt sich schon durch Betasten der Rücklaufrohre

zur

wenn

aus deren Temperatur erkennen, ob die Circulation bereits einen Rundgang vollendete. Findet der Heizer als Ursache einer rückgehaltenen Circulation eine eingefrorene Stelle, so hat er dieselbe aufzuthauen. Bei grösserer Kälte hat der Heizer Abends, etwa 9 Uhr, in den Oefen ein massiges Feuer herzustellen, welches die Nacht hindurch als Glimmfeuer wirkt und die

Circulation in den Rohren unterhält. Hierdurch wird das Einfrieren verhindert.

Fig. 174.

Nimmt man, um ungünstig zu rechnen, die Temperaturzunahme des Wassers mit 200° an, so würde unter Annahme eines Ausdehnungs-Coëfficienten von circa 0 00033 das Wasser bei einer

’r

Maximalheizung sein Volumen V um 200.000033V 4 = 0-066 V vergrössern. Bei einem inneren Durch-

1S1

j i messer von 23 mm. und einer Länge des Systèmes ^ | von 200 m. wäre der Wasserinhalt V=0'000416 qm. | X^OOm. = 0"0832 cbm., und die Ausdehnung würde | 0’066.0'0832 = 0 0055 cbm. betragen. Ein Expansions-i rohr von 8 cm. Weite misst 0'005 qm., daher müsste 1p    0-0055

dasselbe

0-005

= IT m. lang werden. Man giebt

I aber der grösseren Sicherheit wegen den doppelten rik | Inhalt, daher man etwa 2 Gefässe mit je IT m. Länge < = 1 !

K-'""

101

und zwar gekuppelt hersteilen würde, wie es in Fig. 174 5₃ | ersichtlich ist. Für das oberwähnte Expansions-Reservoir wäre dieselbe Berechnung zur Ermittlung des Inhaltes anzustellen. Man überzeugt sich bei ab gekühltem Systeme durch Abschrauben zuerst der oberen Mutter g, dann der unteren k, ob das Gefäss noch entsprechend Wasser habe, ob nämlich dasselbe noch bis zum Niveau k oder darüber gefüllt sei. Wo nicht, wird bei k bis zum Ueberlaufen gefüllt, dann die untere und hernach die obere Mutter geschlossen. Bei Expansionsrohren wird ungefähr zweimal im Jahre und bei Expansionsgefässen in je 3 bis 4 Wochen nachgesehen, und eventuell nachgefüllt.

In dem mit Luft und Dampf gefüllten Raume eines Expansionsgefässes wird bei Ueberheizung des Wassers immerhin eine Spannung entstehen, die grösser ist als das Maximum, welches der Berechnung zu Grunde gelegt wurde. Doch haben die Rohre ein so grosses Uebermass an Festigkeit, dass nichts zu besorgen ist. Bei dem Expansions-Reservoir wird das Maximum der Spannung, welches im Rohre eintreten kann, genau durch das Ventil fixirt.

Construction der Feuerungen.

welches durch die Firma J. Haag in vorzüglicher Weise für die Wiener Bürgerschule, V. Koflergasse, hergestellt worden ist. Fig. 176 zeigt den Rost a, von welchem aus die Feuergase ihren Weg nach b, c, d und h zum Canale e nehmen, welcher mit dem Rauchschlote in Verbindung steht. Auf den Walzen g liegt die Spirale und die Zunge untertheilt dieselbe horizontal, um den Rauchzug in eine Hin-

Fip. 175.

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und Herbewegung zu verwandeln. Rückwärts befindet sich die eiserne Thüre h' (Fig. 176), welche geöffnet wird, wenn die Feuerzüge zu fegen sind, zu welchem Zwecke immer die Schutzmauer i zu beseitigen ist. Der Grundriss (Fig. 177) zeigt die Anzahl der Röste, diese letzteren je nach der Grösse der Systeme verschieden. Im rechtsseitigen grossen * Raume befinden sich die vier Feuerschlangen eines vierfachen Systèmes

Fig. 177.

Fig. 176.

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und in die übrigen Räume sind theils einfache, theils doppelte Systeme eingelegt. Jede Ofenschlange befindet sich mit einer Hälfte oberhalb der vorgenannten horizontalen Zunge und mit einer Hälfte unterhalb derselben. Gekuppelte Systeme greifen in parallelen Windungen ineinander ein. Die in Fig. 175 ersichtlichen Drosselklappen h dienen zur Regulirung der Feuergase, so dass je nach Erforderniss der Gasstrom von einer Schlange mehr weniger abgelenkt, abgesperrt oder gegen eine solche concentrât werden kann. Das Erforderniss einer

solchen Regulirung erkennt der Heizer an der Temperatur des Rtick-laufrohres. Nachdem das Rücklaufrohr am untersten Punkte der Spirale einmündet, so bewegt sich das Wasser nach aufwärts, nämlich zuerst unterhalb der Zunge, dann oberhalb derselben im Gegenstrome zu den Feuergasen.

§ 9. Feuerung mit Fülltrichter. Das System, nach welchem die Firma J. L. Bacon ihre Oefen erbaut, ist in Fig. 178, 179 und 180

Fig. 179.

Fig. 178.

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II

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dargestellt. Die Feuergase bewegen sich nach den im Grundrisse Fig. 180 angedeuteten Pfeilen und gelangen schliesslich zu den senkrechten, nach abwärts gerichteten Canälen A und B, durch welche sie dem gemeinschaftlichen unterhalb befindlichen Rauchabzuge zu-* geführt' werden, der zuletzt in den Schlot mündet. Die Lage der Spirale bedarf keiner näheren Erklärung. Das Brennmaterial wird in den Fülltrichter C (Fig. 179) eingefüllt, und die Reinigung von Schlacken

geschieht dadurch, dass derRost-theil E, mittelst Stange drehbar eingerichtet, nach abwärts bewegt wird, wodurch eine Oeff-nung für die Vornahme der Säuberung entsteht. Die Oeffnungen A und B sind mit horizontalen Schubern versehen, die mittelst Griffen gehandhabt werden können. Schliesst man einen der Schuber mehr oder weniger, so müssen die Gase in grösserer Quantität die andere Oeffnung passiren, wodurch das Feuer mehr gegen die eine oder andere Schlange gerichtet werden kann. Nachdem die Wasserbewegung nach aufwärts, die Gasbewegung aber, wenigstens bis auf einen gewissen Grad, nach abwärts gerichtet ist, so entsteht dadurch annähernd eine Gegenstromwirkung.

Fig. 180.

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Anordnung der Rohrsysteme, Spiralen, Hähne.

an den Wänden betreffend. Die beiden Rohre E und F, von welchen eines den Rücklauf bildet, liegen in Haken, die in die Mauer G H eingelassen

werden. In eine Nuth der

Fig. 181.

FussbodenleisteD und einen — Falz A der Wandleiste ist das aus Eisenguss bestehende verzierte Schutzgitter -Â-eingelegt, welches in ein- -\J-zelnen Längsstücken zum Zwecke der Säuberung der Rohre

werden kann

LT

B.

herausgenommen

wenn die ™ oben angebrachten Reiber, ÄZ in Fig. 181 mit A be-zeichnet, zur Seite gedreht werden. In niederen Räu- \

men kann das Schutzgitter kfjcj wegbleiben, wodurch auch ein Hinderniss der Wärme- == transmission entfällt. Auch _

in rechteckige Vertiefungen der Fussböden werden die Rohre eingelegt und mit Gittern überdeckt. Doch sind dieselben thunlichst zu vermeiden, weil bei dem Fegen der Localitäten dieselben mit Staub belegt werden, welcher in Folge der Temperatur-Einwirkung einen üblen Geruch erhält und die Transmissionsfähigkeit vermindert.

§ 11. Heizspiralen mit Vorsetzkästen. Nebst den Fussbodenrohren stellt man auch, namentlich vor den Fensterparapeten, besondere Heiz-

objecte her, die, wie Fig. 182 zeigt,

Fig. 182.

_iE.

G *

aus

spiralförmig gewundenen Rohren bestehen, c

Das Rohr A B bildet von oben beginnend eine gewisse Anzahl Windungen von Verschiedenerhorizontaler Weite, so dass, wie

ver-

der Querschnitt Fig. 183 zeigt, die Rohrquerschnitte übereinander setzt erscheinen, und die Windungsringe nicht genau senkrecht übereinander sich befinden, sondern gegen rechts und links etwas sieb verrücken. Schliesslich gelangt das Rohr nach C (Fig. 182), um allenfalls

bei dem nächsten Fenster wieder eine solche Heizspirale zu bilden. Durch die oberwähnte Versetzung der Ringe wird deren möglichst freie Luftbespülung und Ausstrahlung begünstigt. Zwischen den Spiralen windet sich ein Blechschlauch D E F G hindurch, von dessen der oberen Fläche H J befindlicher Schlitze die frische Luft emporsteigt, welche bei D (Fig. 182 und 183) von aussen einströmt. Die aus diesen Blechschlauch kommende massig erwärmte Ventilationsluft wird durch Mischung mit der die Heizspiralen bestreichenden und gleichfalls durch das obere Gitter der Verkleidung aufsteigenden Luft in ihrer Temperatur noch weiters erhöht. Die Vorderwand der Umkleidung dieses Heizobjectes ist unten mit einem Gitter für die Einströmung der Zimmerluft und oberhalb derselben mit Jalousien versehen. Werden diese letzteren geöffnet, so bieten sie die Möglichkeit einer oft erwünschten Wärmestrahlung der Spirale I Jl    gegen den Zimmerraum. Selbstverständlich ist die Ein

an

Fig. 183.

strömöffnung D (Fig. 183) mittelst Schuber regulir- und

___absperrbar einzurichten. Sollte es der Heizer einmal

_ übersehen, diesen Schuber zur Nachtzeit zu schliessen,

so verhindert der Blechschlauch das directe Bestreichen der Spirale durch die hereinziehende kalte Luft und kann daher nicht so leicht ein Einfrieren der Spirale Vorkommen.

§ 12. Spiralofen mit Ventilations-Einrichtung. Behufs Regulirung der Wärme-Abgabe können die Spiralen auch zum Absperren eingerichtet werden. Die Fig. 184, 185 und 186 stellen eine solche Einrichtung dar, die von Ingenieur Gross (Firma J. L. Bacon) in einem Wiener Privathause zur Ausführung gebracht wurde. Bei gewöhnlicher Circulation strömt das Wasser bei A ein (die correspondirenden Punkte im Grundrisse und Aufrisse sind mit gleichen Buchstaben oder Ziffern versehen), gelangt nach A', steigt von da aufwärts bis A" und gelangt in das Rohr A"B. In B ist die gewöhnliche Stellung des Hahnes von der

Art, dass die Circulation ihre Richtung nach I, II, III, IV, V......

nehmen kann.

Nach der in angedeuteter Weise durchlaufenen Spirale gelangt das Wasser nach 4 und strömt von da horizontal fort. Wird der Hahn gesperrt, d. i. so gestellt, dass die Circulation von B nach 1 dirigirt wird, so setzt das Wasser seinen Weg nach 2 fort, bewegt sich dann nach abwärts zu Punkt 3 und gelangt wie früher schliesslich zu Punkt 4. In dieser Stellung des Hahnes ist daher die Spirale von der Circulation ausgeschlossen. Sie bleibt aber mit Wasser gefüllt und steht

Fig. 184.

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Fig. 185.

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unter der Spannung des ganzen Systèmes, weil die untere Windung C mit dem bei 3 einmündenden Horizontalrohre und der Weiterführung nach 4 in Communication bleibt. Da somit das Wasser in der Spirale dem Stillstände nahe sein wird, so kühlt dasselbe bis auf einen gewissen Grad aus und wird dadurch die Transmission der Spirale bedeutend abgeschwächt. Die Fig. 186 zeigt die Einrichtung des Hahnes, welche keiner näheren Erklärung bedarf.

Fig. 186.

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Jalousie h in den Zimmerraum aus. Wird a zugeklappt und dafür g aufgezogen, so cir-culirt die Zimmerluft durch die Oeffnung g im Ofen nach aufwärts und strömt erwärmt bei h wieder aus. Steigt die Temperatur im Zimmer zu hoch, so kann a und g geschlossen und die Klappe c nach c' umgelegt werden. Dann strömt aus dem Canale A ungewärmte frische Luft durch die Oeffnung f nach h in das Zimmer aus. Zur Nachtzeit kann man nebst c die Klappe a geschlossen halten, Schuber g herablassen und die Jalousie h schliessen. Dann bleibt die Spirale nach Möglichkeit vor dem Einfrieren gesichert. ^— Der Canal A setzt sich bis in den Keller-

§ 13. Spiralofen mit Ventilations-Einrichtung. Fig. 187 stellt einen Spiralofen mit Ventilations-Einrichtung dar. Die Heizspirale b wird von einem geschlossenen Verkleidungskasten umgeben, welcher drei sperrbare Luftöffnungen enthält. Wird a geöffnet und g geschlossen, so steigt die frische, aus dem Canale A kommende Luft von e nach a b c' an der Spirale sich erwärmend auf und strömt durch die

Fig. 187.

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raum fort, wo sich abgemauerte Frischluftkammern befinden, welche die Canäle der Spiralen gruppenweise mit Luft versorgen. Würden übrigens zur Nachtzeit diese Kammern dicht geschlossen, so könnten die Heizspiralen auch dann nicht einfrieren, wenn Ofenklappen offen blieben. Man kann die Oefen mit Vortheil so anordnen, dass sie in den verschiedenen Geschossen senkrecht übereinander zu stehen kommen. Das Steigrohr geht dann bis zum Ofen der obersten Etage auf und das Rücklaufrohr bildet die Spiralen in den einzelnen Oefen.

§ 14. Zierverkleidungen. Um je nach Erforderniss den ästhetischen Anforderungen zu genügen, kann man die Gehäuse der Parapet- und Ofenspiralen architektonisch ausstatten. Nachdem sich die Heizrohre ganz nach Erforderniss biegen lassen, so wird dadui’ch die Bildung beliebiger Hauptformen der Spiralen ermöglicht und dadurch die künstlerische Ausstattung erleichtert.

§ 15. Vorrichtungen zum Ablassen und Durchpumpen der Leitungen. Aus Fig. 188 ist die Anordnung der Rohre in ihrer Verbindung mit dem Ofen zu ersehen. AB ist die Rückseite des Ofenmauerwerkes.

an

welchem die eigentliche Auf-

Steigung beginnt. In seinem Rückläufe langt es bei 5 an, nimmt seinen Weg nach 6, 7, im horizontalen Bogen nach 8 und in weiterer Fortsetzung nach 9 und 10. Ist das System einfach, so geht das Rohr von 10 nach dem unteren Ausläufer der Spirale zurück, ist es aber doppelt, so windet es sich zu einer zweiten Ofenspirale und steigt wieder ebenso wie 1, 2, 3, 4, aber g| neben diesem Rohre zum Ofen heraus u. s. f. Es windet sich zu einer dritten und vielleicht vierten Ofenschlange, um zuletzt wieder in die erste einzumünden, je nach der Anzahl der vereinigten Systeme.

Fig. 188.

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leeren der Systeme dienen die Auslässe 9, wenn sie g abgeschraubt werden. Wird nach erfolgter Entleerung 1 durch das Rohr 12 Wasser zugepumpt, so gelangt es 1 durch Rohr 12, 11 nach 8, 7, 6, wenn das Ventil C § so gestellt wird, dass die betreffende Communication gjl hergestellt ist. Offenbar wird nun das Wasser den gj umgekehrten Weg der normalen Circulation machen, ß jjj^ indem es nun im Fallrohre 6, 5 aufsteigt und, den Rundlauf vollendend, durch das Steigrohr 4, 3, 2, 1 zurückkommt,

Fig. 189.

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Im Punkte 12 sieht man den Querschnitt eines horizon- Hj , talen Rohres, welches zur Füllung sämmtlicher von dem- |§ selben Ofen beheizten Systeme dient und zu diesem ij Zwecke mit allen Systemen durch Zweigrohre ähnlich m1 wie 12, 11 in Communication gebracht ist. Zum Ent- 1

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die Ofenschlange passirt und schliesslich durch Rohr 10 heraustritt und bei 9 zum Ausflusse kommt. Ist das Wasser nicht rein, so kann das Durchpumpen nach Erforderniss fortgesetzt werden. Endlich scliliesst man den Auslass 9. Nun muss bei weiterem Pumpen das aus dem ersten System herausgedrängte Wasser seinen Weg nach

Fig. 190.

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Fig. 191.

Fig. 192.

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wenn noch ein

1, 8, 9, 10 nehmen, wodurch es direct m das zweite Fallrohr kommt und wieder einen Rundlauf durchmacht und zuletzt bei dem Auslasse des zweiten Systèmes ebenso wie früher bei 9 abläuft. Dieser kann dann wieder verschraubt und in der angedeuteten Weise fortgefahren werden,

drittes oder viertes System vorhanden wäre. An den Steigrohren werden Thermometer aufgesetzt, wie in D ersichtlich. Die Thermometerkuppeln tauchen in eine schwalbennestartige, am Rohre angebrachte Erweiterung, die mit Kupferfeilspänen oder Oel gefüllt ist. Auch die Rückleitungen sollen solche Thermometer besitzen. Ein geübter Heizer vermag die Temperatur durch Betasten abzuschätzen.

Die Fig. 189 und 190 zeigen die Rückansicht eines Ofens mit 8 Systemen. Die Steigrohre sind mit at bis a₈ und die Fallrohre mit bj bis b₈ bezeichnet. Dieser Ofen enthält aufeinanderfolgend ein zweifaches, einfaches, zweifaches, einfaches und zweifaches System. Das Rohr c ist das zur Füllung dienende Wasserleitungsrohr. Fig. 190 zeigt die Daraufsicht des sich über dem Ofen horizontal verbreitenden Rohrnetzes. Die Details eines Füllhahnes enthalten die Fig. 191, 192. Die schräge Linie 1 zeigt die untere Fläche des Kolbens. In Stellung 1 wird die beiderseitige Communication in horizontaler Richtung und die nach abwärts geöffnet, in Stellung 2 die Communication nach rechts und abwärts, und in Stellung 3 werden alle Communicationen geschlossen. Fig. 192 schliesst sich nach der Linie I, II an Fig. 191. Einfacher kann dieser Hahn nach Fig. 186 construirt werden, wenn der Kolben (Löffel) zum Herabschieben eingerichtet wird.

Normen für die Ausmittlung der Rohrsysteme.

§ 16. Beschaffenheit der Rundläufe. Ueber die Maximallängen, welche die Rohre erhalten dürfen, wurde schon im § 5 gesprochen. Gewöhnlich führt man die horizontale Fortsetzung des Steigrohres im kürzesten Wege bis zum entferntesten Locale, in welchem es eine Umbiegung erhält und daselbst in das Rücklaufrohr übergeht. Dieser Rücklauf durchzieht wieder dieselben Locale theils als Fussbodenrohr, theils als Spiralen, und geht zum Schlüsse in das zur Ofenschlange zurückkehrende Fallrohr über. Dabei ist es wohl selbstverständlich, dass man durch zweckmässige Anordnung die Zuführungs- und Rückleitungsrohre so viel wie möglich als Heizfläche auszunützen trachten wird, so dass nur ein Minimum als Uebergangsrohre für die Heiz Wirkung verloren geht. Die Fig. 193 stellt das Princip der Anlage einer solchen Rundleitung dar. In a kommt das Steigrohr an, biegt sich horizontal nach b und setzt sich als Zuleitungsrohr nach c d e und weiters durch die diesem System noch angehörenden Heizlocale fort, beginnt dann seinen Rücklauf, kommt endlich in f an und nimmt seinen Weg nach ghiklmn. Von letzterem Punkte geht es als Fallrohr zum Ofen zurück. Es wirken somit für den dargestellten Zimmerraum die Rohr-theile b cde' und f'h ilmn' als Heizrohre. Der letztere Theil, welcher erst nach erfolgter Beheizung der anschliessenden Locale im betrachteten Zimmer wieder anlangt, hat schon eine bedeutende Abkühlung erfahren, und hat daher per Quadratmeter Oberfläche eine geringere Heizwirkung als der Theil b c d eh

Der Endpunkt h der Fussbodenleitung müsste weiter gegen die Thüre nach A gerückt werden, oder auch über A hinaus nach B C, wenn es das Heizflächen erforderniss verlangen sollte. Sind die Rohre über dem Fussboden an den Mauern angebracht, so müssten sie vor der Thüre in der Strecke A B abgebogen und in den Fussboden mit Ueberlage

Fig. 193.

irgend einer

an

eines Gitters versenkt werden. Würde aber ein von h bis C reichender Rundlauf noch immer nicht die erforderliche Heizfläche bieten, so müsste man das Rücklaufrohr

Stelle, allenfalls bei einem der Fenster in k oder an mehreren Stellen zu

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à-U

Heizspiralen winden, die schliesslich in die Fortsetzung des Rundlaufes lmn

wieder überzugehen hätten. Man sieht dass die Rundlaufrohre und Spiralen sich in mannig-

übrigens

fâcher Weise combiniren lassen. Sehr zweckmässig ist es, in dem Falle, als nebst der Heizung auch eine Ventilation erfordert wird, beide Functionen durch getrennte Systeme zu bewerkstelligen. Nach diesem Principe wurde die Volksschule Wien V. Koflergasse, von der Firma J. Haag mit einer vortrefflichen Heisswasserheizung versehen. Die eigentliche Heizung wird daselbst mit Rundlaufrohren oberhalb des Fussbodens, welche längs den Wänden frei geführt werden und die Ventilation mittelst Spiralöfen bewirkt. Sämmtliche Spiralen werden von zwei Systemen dotirt. Im Falle eines Gebrechens kann bei abgestellter Ventilirung einstweilen mit dem andern System geheizt werden. Wendet man anstatt der Spiralen für die Ventilirung gewöhnliche Luftheizapparate an, so kommt man billiger zum Ziele.

§ 17. Gewinnung entsprechender Druckhöhen. Es ist zulässig, mit demselben Systeme auch übereinander befindliche Locale zu beheizen. Man führt in diesem Falle das Steigrohr zuerst nach dem höchsten Punkte und von da abbiegend nach dem entferntesten Raume desselben, und beginnt sodann in umgekehrter Ordnung nach den in § 16 gegebenen Normen der Rückführung im obersten Geschosse und weiters nach den betreffenden Räumen der unteren Geschosse. Bei dieser Anordnung gewinnt man hohe Wassersäulen, somit auch eine möglichst grosse active Druckhöhe. Handelt es sich aber wesentlich die Beheizung von Ebenerdlocalitäten, so wird die Circulation schon merklich verstärkt, wenn mindestens ein Local eines höheren Geschosses jedem Systeme einbezogen wird, was aus den Nach Weisungen § 3 bereits hervorgeht.

um

§ 18. Getrennte Systeme für verschiedenartige Heizzwecke.

Offenbar ist es zu vermeiden, Locale, welche zu verschiedenen Zeiten zu beheizen sind, in dasselbe System einzubeziehen. Die zweckdienliche Vertheilung der Systeme hinsichtlich der gleichartig zu beheizenden Localitätengruppen bildet demnach eine besondere Aufgabe für den Projectanten.

§ 19. Regulirungsvorrichtungen für die Beheizung. Die Heisswasserbeheizung steht insoferne dem Warmwassersysteme nach, als sich einzelne Räume nicht nach Belieben ausschalten lassen, und als eine den momentanen Bedürfnissen entsprechende Temperatur-Regulirung weniger vollkommen durchführbar ist. Die Anbringung absperrbarer Spiralen bietet nebst der Kostenerhöhung einen unvollständigen Behelf und führt durch Störung der Wassercirculation zu einer Gefahr des nächtlichen Einfrierens, wenn das Oeffnen des Sperrhahnes für die Nachtzeit übersehen wird. Die gelungensten Heisswasserheizungen, wenn sie nicht mindestens durch eine Ventilationseinrichtung regulirbar gemacht sind, geben oft Anlass zu Klagen, namentlich bei Beheizung von Aemtern, weil dem verschiedenen Wärmebedürfnisse der einzelnen Individuen nicht Rechnung getragen werden kann. Bei getrennten Systemen für die Temperirung der Locale und für die Erwärmung der Ventilationsluft kann man die Zimmertemperatur dämpfen, wenn eine stärkere Ventilation eingestellt wird, und erhöhen, wenn der Spiralofen auf Circulation gestellt wird. Auch die Herstellung geschlitzter Verdeckungen der Rohre über den Fussboden oder der Fussbodenrohre ermöglicht eine Temperatur-Regulirung, und zwar durch einen gleichfalls mit schiitzenförmigen Oeffnungen versehenen Schuber, mittelst dessen Bewegung die Oeffnungen für Ausstrahlung der Wärme und Luftumspülung der Rohre regulirt oder auch verschlossen werden kann. Auch regulirbare Ummantelungen, wie die in Fig. 187 dargestellte, erfüllen den Zweck.

Vorsichten bei dem Betriebe.

§ 20. Luftbeseitigung. Wenn das Nachfüllen von Wasser in den Expansionsgefässen übersehen wird, so bildet sich allmählich in den obersten Theilen der Systeme ein wasserleerer, mit Luft ausgefüllter Raum. Dadurch entstehen Circulationsstörungen, die sich in einem Schlagen des Wassers gegen die Rohrwandungen kundgeben. Die

Rohre werden an den Stellen, wo sich mitgerissene Luft sammelt, überhitzt, weil daselbst die Transmission eine geringere wird. Erfolgt eine solche Luftansammlung in einer Feuerschlange, so kann dieser Stelle die vom Feuer dem Rohre sich mittheilende Hitze nicht schnell genug abgeleitet werden, die Schlange kommt daselbst zum Glühen und es bildet sich Glühspan, der abfällt und die Wandstärke verringert. Ueberdies entstehen an solchen Stellen auch momentane und heftige Dampfbildungen. Die Folge davon kann ein Bersten des Rohres sein, welche auf etwa 20 bis 30 cm. Länge erfolgt. Es strömt dann ein Theil Wasser in Dampfform aus. Besondere Zerstörungen Ofenmauerwerke entstehen bei solchen, immerhin unter starker Detonation erfolgenden Explosionen nicht.

an

am

Es ist nothwendig, dass der Heizer allwöchentlich bei den Expansionsvorrichtungen nachsehe, um nach Erforderniss Luft abzulassen und Wasser nachzufüllen. Ist aber aus Versehen bereits ein grösserer Wasserentgang eingetreten, so gelingt es nicht immer, an der Expansionsvorrichtung die Luft vollständig abzulassen. In einem solchen Falle ist das ganze System durchzupumpen.

§ 21. Verkehrte Circulation. Erfolgt das Anheizen zu rasch, so ' kann es Vorkommen, dass im Steig- und Fallrohr das Wasser sich zugleich erhitzt. Der Heizer, welcher durch Betasten sich überzeugen muss, ob die Fallrohre kühler bleiben, wird einen solchen Moment sofort wahrnehmen und durch Oeffnen der betreffenden Heizthüre und entsprechendes Schliessen der Aschenfallklappe das Feuer mildern. Gelingt es auf solche Art nicht, die richtige Circulation in Gang zu bringen, so muss das System frisch durchgepumpt werden.

Theorie des Heisswasser-Heizsystemes.

§ 22. Transmissionsvermögen. Die Transmission der Heisswasserröhren wurde bereits in Abschnitt VI ad § 62 berechnet, und zwar für die Temperaturgrenzen 150° und 60° und mit Rücksicht auf eine Tempe ratur der Umgebung von —|— 20°. Sobald aber die Lufttemperatur eine andere ist, oder dieselbe nicht mit der der umgebenden festen Objecte nahe zusammenstimmt, so ist die Berechnung für diese geänderten Transmissionsverhältnisse je nach Erforderniss besonders durchzuführen. Die diesfalligen Berechnungsmethoden sind den im Artikel „Warmwasserheizung” vorgetragenen ähnlich. Es ist von Vortheil, die Transmissions-Coëfficienten nach Intervallen von 10° (s. Tabelle XI a) nach der im Abschnitt VI, § 62, gezeigten Methode zu ermitteln. Solche Tabellen wären für verschiedene Temperaturen der Luftumgebung und, wenn erforderlich, auch für einen anderen

äusseren Durchmesser als den mit 35 mm. angenommenen, zu berechnen. Aus den in der vorletzten Columne enthaltenen 10 Werthen für k ist 1T8 das Mittel und stimmt mit dem Mittel der ersten und letzten Zahl, nämlich mit Y₂ (9*91 -J- 13*71).

Da aber nicht jedem Werthe von k dieselbe Rohrlänge zukommt, so ist die obige Mittelzahl nicht identisch mit dem der Rohrlänge zukommenden Mittel von k. So z. B. erhält man für das Intervall von 150 bis 140° aus der Tabelle y₂ (196*1 -|- 175*5) = 185*8 WE. als Transmission per laufenden Meter Heizrohr. Sind diese im Fuss-boden eingelegt oder in Spiralgehäusen eingeschlossen, so wird man ¹/5 abrechnen und 148*6 WE. erhalten. Für Transmittirung von allenfalls 2000 WE. erhält man 2000:148*6 = 13*5 m. erforderliche Rohrlänge. Dagegen erhält man für das Intervall von 70 bis 60° 49*7 m. Dieselbe Rechnung für alle Intervalle führt zu folgender Zusammenstellung:

Lufttemperatur

Intervall

des

der

Wärmetransmission

Locales

Kohrtemperatur

per

von

bis

Stunde

Erforderliche

Kohrlänge

rorotot>otNorotoroto

ooooooooo

110°

100°

100°

90"

90°

80°

80°

70"

70°

60"

2000 WE. 2000 „ 2000 „ 2000 „ 2000 „ 2000 „ 2000 „ 2000 „ 2000

13

m.

151 „ 171 „ 19-5 „ 22 5 261 „ 31-6 „ 38-9 „ 4:7-7 „

150"

60"

Zusammen . .

23L8 m.

18000 WE.

Hieraus folgen als mittlere Transmission per laufenden Meter 18000: 231*8 = 76*6 WE., und da das Rohr per laufenden Meter 0*11 qm. Heizfläche besitzt, so ergeben sich 76*82 : 0T1 = 705*5 WE. als Transmission per 1 qm. Heizfläche. Führt man das arithmetische Mittel der Temperaturgrenzen 150 und 60°, d. i. 105° und somit 105°—20° =85° als Temperatur-Differenz in die Rechnung ein, so erhält man 705*5: 85 = 8*3 = k als jenen Mittelcoëfficienten, der zur approximativen Ermittlung der Rohrlänge für die obige Grenztemperatur führt.

§ 23. llohrbedarf. Wir wollen uns zwei aneinander stossende grössere Räume vorstellen (Fig. 194), deren jeder per Stunde 7000 WE., beide daher 14000 WE. zur Beheizung und Ventilation bedürfen.

Das Steigrohr denken wir uns in a heraufkommend, wo es in horizontaler Abbiegung die Wendung a b in guter Umkleidung nimmt und von b an als Zimmerheizrohr zu wirken beginnt. Es nimmt zuerst

seinen Weg nach def, kehrt in letzterem Punkte um und windet sich vor jedem Fensterparapete g zu einer Heizspirale, wendet sich zuletzt in d' und gelangt, parallel mit dem Zuleitungsrohre laufend, schliesslich nach a, um von da an nach dem Kellergeschosse abzufallen. Wir nehmen an, dass Steigrohr und Rücklaufrohr in einer Länge von je 10 m. einen Theil des Kellerraumes zu passiren haben, und beide in dieser Länge zur Verminderung des Wärmeverlustes umkleidet seien. Ferner nehmen wir an, dass die Rohre durch drei Geschosse in der Höhe von 12 m. aufzusteigen haben, um zur Fussbodenhöhe der Räume zu gelangen, welche sie beheizen. In dieser Höhe sollen die Rohre ohne Umkleidung und möglichst frei längs den Gangmauern aufsteigen und zur Temperirung des Ganges erheblich beitragen. Eine bestimmte Vorschrift für die Gangtemperatur setzen wir aber nicht fest, sondern es möge, wie bemerkt, so viel Wärme abgegeben werden, als es der besagten Länge von 12 m. eben entspricht. Bei sehr niedriger Aussen-temperatur, und besonders wenn dieselbe länger anhält, wird daher die Gangtemperatur auch ziemlich tief sinken, und wir nehmen hiefür

eine Minimal-Temperatur von 0° für den ungünstigsten Fall in Rechnung. In den Localen sollen die Rohre nicht frei an der Mauer über dem Fuss-boden, sondern in vergitterten Fussbodencanälen geführt werden,

vermindern wird. Die Temperaturgrenzen von Steig- und Fallrohr setzen wir für den Zustand der Maximalleistung vorläufig mit 150° und 60° an. Die Rohre sollen 35 mm. äusseren und 23 mm. inneren Durchmesser haben. Der lichte Querschnitt beträgt daher

Fig. 194.

Ni T

~N%

b'3m

V'":

wodurch die Transmission sich circa in g

. j 23². tu = 415 qmm. = 0G415 qdcm.

Die für Zimmerbeheizung erforderliche Wärmemenge ist nach Obigem bestimmt und beträgt 14000 WE. Für Gangheizung und als Ersatz anderweitiger Wärmeverluste nehmen wir 4000 WE. an. Somit wären im Ganzen

2) . . A W = 14000 -}- 4000 = 18000 WE. per Stunde zu entwickeln.

Wir haben daher nach Formel-Tabelle XI W— w = aW=18000S = 415 undT — t = 150 — 60 = 90°; somit wird die erforderliche Geschwindigkeit im Rohre nach genannter Tabelle

10.18000

auf 0° reducirten Wasservolumen. Auf je eine Rohrlänge, in der die Temperatur des Wassers um 1° sinkt, entfallen

4) . .

= 200 WE.

18000 WE.

90°

Für den Kellerraum haben wir 150° als Kohrtemperatur, folglich nach Tabelle XI a Coefficient = 196T per laufenden Meter. Wegen Umkleidung nehmen wir etwa 7₅ 196T = 39⁻2. Bei Anwendung der Isolirmasse, welche von Dr. C. Grünzweig (Ludwigshafen am Rhein) erzeugt wird, soll der Wärmeverlust sogar etwas unter l/₁₀ herabsinken.

Für 10 m. Länge im Keller erhält man

5) . . 10.39-2 = 392 WE. als Verlust.

Für irgend einen Verlust gleich A W und die entsprechende Temperatur-Differenz aT haben wir analog zur betreffenden Formel (Formel-Tabelle XI, Post6) AW: 18000 = aT:90, woraus erhalten wird

6) . . aT

AW 200'

= 2° als Temperaturverlust im Kellergeschosse,

7) . . A T

Mit Rücksicht auf 5) erhalten wdr daher 392

200

und es steigt somit das Rohr mit

8) . . 150 — 2 = 148° in die Corridore auf.

Für das Steigrohr (12 m. hoch) im Corridore setzen wir 8° Abkühlung voraus.

Somit ergäbe sich

9) . . 148—140 = 8° als Intervall und 10) . . % (148 -f- 140) = 144° als Mitteltemperatur. Die Tabelle giebt 175-5 WE. für 140° und 8*2 = 4.2'06 für 4° an. Man hat daher 183-7 für 144° bei 20° Lufttemperatur, also bei 144 — 20= 124° Temperatur-Differenz. Für 1° hat man die Quote 183-7:124=1-481. Für die Minimal-Gangtemperatur von 0° hat man 144 — 0=144° Differenz, und als Transmission per laufenden Meter

1-481.144 = 213*3 WE. Die Wärme-Abgabe beträgt aber zufolge 4) und 9)

11) . . 8.200=1600 WE. Somit ergäbe sich eine Rohrlänge von

1600

213-8

7*5 m. für die Abkühlung bis 140°, indem wir annehmen, es

entsprechen die genannten 1600 WE. der Transmissions-Berechnung.

Die restliche Steigrohrlänge in den Gängen beträgt somit nach

12) . . 12 — 7-5 =4-5 m., beginnend mit der Temperatur von 140°, und endet mit etwa 135°. Dies giebt 137-5° Mitteltemperatur.

Für 130° liât man nach Tabelle 155-9 WE., 14-7 WE. und 7*5.1*96 für 7‘5°, daher 170'6 für obige 137‘5°, entsprechend 137-5— 20 = 117-5°Temperatur-Differenz, daher 170*6:117‘5=1,451WE. für 1° und für 137-5— 0=137-5°.

13) . . 1-451.137-5 = 199-5 WE.

länge mit

= 5 m., nahestimmend mit 12), wonach blos 4’5 m.

Zufolge 4) und 13) berechnet sich die hierzu erforderliche Rohr-

2-500 199-5

vorhanden sind. Der Verlust ist mit 199*5.4"5 .= 898 WE. zufolge 13) in Rechnung zu nehmen. Der gesammte bisherige Verlust beträgt daher mit Einbeziehung von 5) und 11)

14)    . . aW = 392 -f- 1600-j- 898 = 2890 WE., wofür sich nach 6) der

Temperaturverlust mit aT

14'4° herausstellt. Es langt somit

2890

200

das Steigrohr mit der restlichen Temperatur von

15)    . . 150 — 15 = 135° in Punkt a (Fig. 194) an. Man erhält für diese Stelle ähnlich wie früher aus Tabelle XI a 155-9 WE. für 130°, 9’8 WE.=5.1*96 für 5°, also 165-7 WE. für 135°, und wegen Umkleidung des Stückes a b, ¹/₅ 165-7 = 33-14 WE. per laufenden Meter, somit zusammen

16) . . 2-6.33-14 = 86 WE. Einbezüglich 14) hat

man nun

2976

17) . . A W= 2890+ 86= 2976 WE. und = 14-8° Verlust, daher

Z\j\j

18) . . 150 — 15 = 135° in b.

Für eine Abkühlung von 135° auf 130° hat man

19) . . Intervall 135— 130 = 5°, Mitteltemperatur 132"5°. 155-9 WE. für 130°, 4⁻9 = 2-5. T96 für 2-5°, zusammen 160*8 WE. für 132*5°.

Hiervon ab circa Y₅ 160-8 = 32*1 wegen verminderter Transmission in Folge Einlage in den Fussboden und wegen Vergitterung, daher als Rest

20) . . 128-7 WE. per laufenden Meter.

Für die angenommene Abkühlung auf 130° hat man nach Formel 6) A W = 200 A T = 200 (150 — 130) = 4000 WE. Hiervon wurden laut 17) schon 2976 WE. abgegeben und entfallen daher als Rest auf Zimmer Nr. 1

am Ende einer Rohr

21) . . 4000 — 2976 = 1024 WE. Zufolge 20) wird die Abkühlung auf 130°

länge von

22) . . 1024:128*7 = 8 m. erreicht.

Eine Abkühlung auf 126° bis Punkt e giebt 130—126 = 4° als Intervall und 128° Mitteltemperatur.

155 9 für 130°

3 7 = 2.1*86 für 2° nach Tabelle XIa

152-2 für 128° 32*4 = Vs hiervon 119-8 WE. pr. laufenden Meter.

Nach 22) ist die westliche Rohrlänge 6*3 m., somit deren Wärmeabgabe 6⁻3.119"8 = 755 WE., mithin zufolge 21)

3'7° herausstellt. Man hat

Verlust sich mit

23) . . 4000 -f- 755 = 4755 WE. im Ganzen, daher der Temperatur-4755

200

24) . . 150 — 424 = 126° an Eintritte in das Zimmer Nr. 2. Bei 6° Abkühlung hat man = 126 — 120 = 6° und Mitteltemperatur = 123° und erhält wie oben

25) . . 114-3 WE. per laufenden Meter. Bis zum Umkehrpunkte f, 8 m. Länge, erhält man: 26) . . 8-114-3 = 914 WE. Nach 23) wird jetzt

27) . . aW=4755 + 914 = 5669 WE. und zufolge 6) aT

5669

200

28-3°

also die Temperatur in Punkt f

28) . . 150 — 28"3 = 122°, was nahe genug mit obiger Annahme von 120° übereinstimmt.

Im Zimmer Nr. 2 werden nach 26) schon 914 WE. entwickelt. Daher sind noch Rohre für Abgabe

29) . . von 7000 — 914 = 6086 WE. erforderlich. Zufolge 27) hat

aW

man:

30) . . 5669+ 6086 = 11755 = A Wund

200

= 58"7°. Das Rohr wird mit

31) . . 150 — 59 = 91° am Ende des Zimmers anlangen.

Im Zimmer Nr. 1 werden zufolge 21) und 23) 1024 + 755 = 1779 WE. bereits durch das Zuleitungsrohr abgegeben und verbleiben daher noch zu entwickeln

32) . . 7000— 1779=5221 WE.

Dann wird sich der gesammte Wärmeverlust zufolge 30) belaufen auf respective

33) 11755 + 5221 = 16976 WE. = aW und

16976

200

= 84-8°.

Es wird daher das Rohr dieses Zimmer im Punkt b' mit

34) . . 150 — 85 = 65° verlassen; für den umkleideten Theil b' a' hat man nach ähnlicher Rechnung wie oben

43-6 WE. pr. 60°

6-8 = 5.1-35 pr. 5°

50-4 WE. für 65°

35) . . 2-6 m. . 10=26 WE. als Verlust in dieser Strecke.

Der Rücklauf mit circa 5° giebt Intervall = 65 — 61 = 4° Mitteltemperatur. Die Rechnung wie früher giebt 47-7 WE.

43-6 WE. für 60°

4-1

* 3°

47-7 WE. für 63°

entsprechend der Temperatur-Differenz von 63—20 = 43°. Mithin Coëf-47-7

ficient per 1°    = 1T09 WE. und für 63° — 0 = 63° Differenz giebt 1T09.63 = 70 WE. Verlust per laufenden Meter, somit pr. 12 m.

36) . . 12.70 = 840 WE. Verlust.

Die bisherigen Verluste summiren sich jetzt zufolge 33), 35)

und 36) auf

37) . . 16976 -f- 26 -f- 840 = 17842 WE. = a W., und der Temperatur-17842

89°.

Verlust ist

200

Hiernach langt das Rohr mit 150 — 89 = 61° in dem Kellergeschosse an, wie oben vorausgesetzt wurde. Endlich erhält man für den Rückgang im Keller, bei 60° Rohrtemperatur, 43⁻6 WE. per 60°, ¹/- hiervon = 8'7 als Coefficient und

38) . . 10 m. X8‘7=87WE. als Verlust daselbst.

Der gesammteVerlust wird daher rücksichtlich37) aW=17842-J-87 = 17929 WE. fast genau übereinstimmend mit der Annahme ad 2).

Wie ad 28) und 31) berechnet, langt das Rücklaufrohr in Zimmer Nr. 2 mit 122° an und verlässt dasselbe mit 91°, somit Intervall = 122 — 91 = 31° und Mitteltemperatur = 106 5° und man erhält nach Tabelle XI et 91 WE. per laufenden Meter.

102-7 WE. für 100° nach Tabelle

11-0 = 6-5.1-19 für 6-5°

113-7 WE. für 106-5"

22-7 = V₅ hiervon, bleibt 91 WE. als Coefficient per laufenden Meter.

39) .

67 laufende Meter Rohre.

Nach 29) sind zu leisten 6086 WE., wozu daher erforderlich werden 6086

* 91

Im Zimmer Nr. 1 beträgt die Rohrabkühlung 91° — 65 = 26°. Die Mitteltemperatur ist daher =78°, wofür nach obiger Methode 54-9 WE. per laufenden Meter erhalten werden.

Zu leisten sind nach 32) 5221 WE. Hierzu sind daher erforderlich

95 m. Rohr.

40) . .

5221

54-9

Aus den gefundenen Resultaten ergiebt sich die folgende Zusammenstellung.

Post-

Nr.

Locale

Rohr

temperatur

Transmission Kohrlänge in Wärme-Einheiten

Anmerkung

von

bis ! einzeln

Zll-

sammen

einzeln

zu-

sammen

rH Cd

Kellergeschoss .

150°

fl

61°

Ol >£>■ O 00

o o

10 m.

10 „

392

87

CO

Corridore . .

148°

135°

12 m.

20 m.

2498

479

ii

65°

61°

12 „

840

IO <x>

Durch die Mauer

135°

135°

ii

ii

i>

65»

65°

2’6 m. 2-6 „

86

26

3338

t— GO

Zimmer Nr. 1 . Nr. 2 .

ii

1350

126°

910

65°

14-3 m. 95    „

1779

5221

112

C©

Zimmer Nr. 2 . Nr. 2 .

ii

126°

122°

122'¹

91°

00

109-3 „

914

7000

6086

7000

Summa . .

233-5

117929

Werden von den Rücklaufro hren für Zimmer Nr. 1 und 2 die Fussbodenrohre in Abzug gebracht, so erübrigen für das Formiren zu Spiralen (s. Zusammenstellung, Post 7 bis 10), respective 95—14*3 = 80‘7 m. und 67 — 8 = 59 m. Rechnet man durchschnittlich einen

Spiralring zu 3 m. Umfang, so sind erforderlich im Zimmer Nr. 1 80-7

59

27 Ringe und im Zimmer Nr. 2 ~g~— 20 Ringe. Man wird daher

in Nr. 1 jeder der drei Spiralen 9 Ringe geben und in Nr. 2 zwei Spiralen mit je 7 Ringen und eine mit 6 Ringen anbringen. Nachdem die Fussbodenrohre nach den Spiralen abbiegen und erst nachdem sie dieselben gebildet haben, die Fussbodenleitung wieder fortsetzen, so wird diese letztere auf die Länge des Spiralkörpers unterbrochen. Den dadurch entstehenden Ausfall an Fussbodenrohren denken wir uns durch den Rohrtheil ersetzt, welcher vom obersten Punkte der Spirale nach dem Fussbodenrohre zurückführt. Bestimmt man den Coëfficienten k für das Temperatur-Intervall 150° bis 140° aus der früheren Tabelle, so erhält man k=lP2. Die Heizfirmen legen aber häufig ihre Rechnungen durchgehends dem Werth k = 12-5 zu Grunde.

§ 24. Ofenspirale. Man nimmt häufig als praktische Regel i/₅ bis ³/c der gesammten ausser dem Ofen befindlichen Rohrlänge als Länge

der Heizschlangen an. Im vorliegenden Falle daher i/a bis ¹/₆ von 233-5m., d. i. 47 m. bis 39 m. Zur Feststellung einer brauchbaren Theorie für Ausmittlung der fraglichen Heizflächen fehlen jedenfalls noch Experimente als sichere ₄Grundlage. Der Verfasser hat von gelungen ausgeführten Objecten die Verhältnisszahlen ermittelt, welche den Zusammenhang der Ofenschlangen-Heizflächen mit jenen der übrigen Rohre darstellen. Er fand folgende Zahlen: Für je 4200 bis 4900 per Stunde zu entwickelnde Wärme-Einheiten 1 qm. Heizfläche der Ofenschlangen, wobei diese nach dem äusseren Rohrumfange zu messen ist. Oder auch 450 bis 540 zu entwickelnde Wärme-Einheiten per laufenden Meter Ofenschlange, wenn dieselbe einen äusseren Durchmesser von 35 mm. hat. Im vorliegenden Falle hätte man daher

= 4‘3 qm., eventuell

41) . .

17929 WE.

17929

4200

4900

= 3-7 qm. Ofenschlangen,

oder:

41) . •

17929

= 39⁻8 laufende Meter, eventuell

17929

540

33*2 laufende

450

Meter Schlangenrohre.

Die obigen ad 40) und 41) gegebenen Altefnativ-Resultate sind so aufzufassen, dass mindestens 37 qm. Heizfläche oder 33*2 laufende Meter Rohre der Ofenschlange gegeben werden müssten, und dass bei 4-3 qm. oder 39"8 m. die Schlangenheizfläche reichlich bemessen wäre.

Wir nehmen für unseren Fall ein Mittelmass an, nämlich 42) . . 35 laufende Meter Schlangenrohre, daher mit Rücksicht auf die frühere Tabelle die gesammte Länge des Systèmes 233⁻5 -f- 35 = 268⁻5m. beträgt.

§ 25. Circulations-Gescliwiudigkeit. Behufs Ermittlung der Circulations-Widerstände nehmen wir die Biegungen im Allgemeinen mit einem Radius vonr = 0T an. Der Rohrdurchmesser ist d=0⁻023,

somit wird g—= 0T1, wofür die Tabelle II a C=0T3 angiebt. Für

die Umkehrstellen der Rohre in den Zimmern sei r = 0"07, daher

2 r

= 0T6, wofür wir C = 0T4 der Tabelle entnehmen. Ist der Krümmungswinkel = 90 oder 180°, so hat man:

90»

90°

180

180

0T3 = 0"26 und

0-16 = 0-32

9Öö-°'13 = 0'¹³> öqö 0T6 = 0T6,

als Widerstands-Coefficient C. Für die Reibung hat man unter Voraussetzung der ad 3) ermittelten Geschwindigkeit K = 0-044, somit KL _ 04)44 D ~ 0 023 L

90

90

= L913 L als Reibungsbetrag, wenn L die Rohrlänge

bezeichnet. Für L = 10 m. hätte man daher 10.L913 = 19T3 == C als Widerstands-Coëfficient. Die anzuwendende Formel giebt die Formel-Tabelle XI, nämlich

43) . . M₀ = /|/

2gH„ •

max

^ I y p

S2_r S²

Durch die Biegungen oder irgend welche Zufälligkeiten kann immerhin an irgend einer Stelle eine Verengung als Minimal-Querschnitt s entstehen und wir erhalten mit Rücksicht auf den constanten Werth von S

2gH₀

2gH₀.S²

\ max A -j- S C A s²    S²

max

A + SCA

Man erhält daher als Geschwindigkeit:

2gH₀

Die Werthe sind der Tabelle II & zu entnehmen, die Anzahl der Spiralringe sind in § 23 angegeben, und für die Ofenschlangen

35

nehmen wir 5 m. Ringlänge an und erhalten daher -g-= 7 Ringe. Zu

jeder Spirale ergeben sich am Zu- und Abfuhrrohre zusammen vier Biegungen von je 90°. Jeder Ring besitzt zwei Krümmungen von je 180°. Mit Rücksicht darauf ergeben sich die nachfolgend (Seite 510) zusammengestellten Widerstandszahlen.

Nach umstehender Tabelle ist 1T268 der grösste Werth für A und 577‘2274 für max ECA.

Die Substitution in 44) giebt

fff

Nimmt man Verengungen bis 10 Per-

2.9*81 H₀

. 1-1268 -f 577-2274

/sv² no\²

cent an, so wird I— J ⁼ 15J^ und obige Formel geht über in

45) . . V =

19-62 H₀

19-62^ H₀

578 6185

1-3911-f 577-2274 Die Warmsäule des Systèmes besteht aus einer Säule vom Ofen bis zur Ebenerdhöhe, mit 2-6 m. Höhe, nach Tabelle zu § 23, Post 1, mit der Mitteltemperatur von l/₂ (150-]-148) = 149°, ferner aus der Fortsetzung in der Länge des Steigrohres mit 12 m. und nach Post 3 */₂ (148 -j- 135) = 141-5°.

W erth von

CA

21-1235

19-7235

25-1127

8:U).8S

10 1217

29-6382

203-7569

16-6953

147 2254

80 1324

I 577-2274

Wertli von

81-61

0-26

19 39

19 13

0 26

19-39

22-956

0-26

23-216

22 956

0 26

23-216

4-9738

4-9738

9-9476

27356

680

27.746

lsl.735

0-65

1-56

f0-U

0-28

19*265

TOSQt

0-39

15 694

128171

0-65

99-1

1040

0-28

141-061

66-955

0-52

3-Gt

71-115

Coefficient

1-913.10

013

1-913.10

0-13

1 913.12

0-13

1-913.12

0-13

1-913.2-6

1-913.2-6

1-913.14-3

0-13

1-913.95

0 13

0 13

2.0-13=0-26 20-14 = 0-28

1-913.8

0-13

1-913 76

81 0

61-0

2 0 13 = 0-26 2.014 = 0 28

1-913.35

0 13

0-26

Zusammen .

Krümmungs-Radius in Meter

Io iS IS IS

iS

TO

O'l

1-0

0 07

01

1-0

01

0-07

0-14

Krümmungs-|

winket

11

lg lg 11

oOG

90°

90°

180°

180°

oOG

oOG

90°

o08l

180°

o06

180°

Anzahl

der

Biegungen

12

54

4.3

2.27

31

40

3.4

2.20

14

2.7

Länge in Meter

10

10

12

12

2-G

2-6

14-3

g III

CO

5 III

Werth von

1-0894

S1T0-T

1-0817

1-0186

1-0614

1-0175

1-0700

1 0277

8690-1

1 0437

1-1268

Rohr-

Temperatur

150° bis 148°

61° bis 60°

148° bis 135°

65° bis 61°

135°

61°

135° bis 126°

91° bis 65°

126° bis 122°

122° bis 91°

180°

Ort

Kellergeschoss . .

Corridor

Durchzug durch die Mauer

Zimmer Nr. 1

Zu den drei Spiralen . An den 27 Spiralringen Eine Umkehr.....

Zimmer Nr. 2

Für die drei Spiralen Für 20 Spiralringe . Eine Rohrumkehr . .

Ofenschlangen . . Sieben Spiralringe

19*62.0*8507

Die Kaltsäule besteht aus den correspondirenden 2 Theilen von 2*6 und 12 m., die nach Post 2 und 4 die Temperaturen von r/c, (61 -}- 60) = 60*5° und von V2 (65-J- 61) = 63° haben. Diese Säulen auf 0° reducirt, geben nach Tabelle für 149°, 0*91799; für 141*5°, 0*92497; für 60*5°, 0*983067; für 63°, 0*981762. Die Warmsäule reducirt sich daher auf 2*6.0*91799 -}- 12.0*92497, zusammen auf 13*4864; und die Kaltsäule auf 2.6.0*983067 -J- 12.0*981762 = 14*3371. Daher ist die wirksame Druckhöhe H₀ = 0*8507. Die Substitution in 45) giebt

46) . . V=y

= 0T7m. per Secunde.

578*6185

Nach Resultat 3) sind 0*134 m. erforderlich. Daher ergäbe sich ein Ueberschuss von 27 Percent oder nahe l/₃. Die Gesammtlänge des Systèmes beträgt nach 42) 268*5 m. Daher beträgt die Dauer einer vollständigen Circulation

47) .

= 26 Minuten.

268*5 ' 0*17.60

Nachdem sich das Wasser unserem Resultate zufolge etwas schneller bewegt als nöthig wäre, so würde auch ein Ueberschuss von Wärme in die Locale getragen. In diesem Falle müsste daher das Feuer etwas gemässigt werden, so dass das Wasser mit einer geringeren Temperatur als den vorausgesetzten 150 Graden aufsteigt.

§ 26. Approximativer Heizflächeubedarf. Zur Verfassung vorläufiger Ueberschlage können die Ausmasse der Heizflächen ungefähr so wie bei den Dampfheizungen angenommen werden, nämlich 2 bis 2*4 qm. Heizfläche per 100 cbm. Zimmerraum, und zwar für blosse Beheizung ohne Ventilirung. Denn die mittlere Temperatur der Heisswasserrohre mit V₂ (150 -j- 60) = 105° stimmt im Allgemeinen mit der der Dampfrohre überein. Der Verfasser hat übrigens auch an einem ausgeführten Objecte obiges Ausmass als hinreichend zutreffend gefunden, wobei jedoch zu erwähnen ist, dass die bezüglichen Objecte mit Doppelfenstern versehene Schulgebäude waren.

Anlagekosten.

§ 27. Für die nähere Ermittlung der Kosten einer Heisswasser-heizung dürften folgende Daten als Anhaltspunkte dienen: Eine Anlage dieser Art für ein mit Doppelfenstern versehenes Schulgebäude mit einer Ventilationsfähigkeit, die auch bei niederer Aussen-temperatur noch eine D/^malige Lufterneuerung per Stunde betragen darf, und in der Voraussetzung, dass die aufsteigenden und abfallenden Rohre für eine Temperirung derCorridore benützt werden, kann per 100 cbm. Zimmerheizraum ein Betrag von circa 560 Mark in Anschlag genommen werden. In diesem Betrage ist die totale Herstellung der ganzen Anlage verstanden, somit auch die Herstellung des Ofenmauerwerkes, die Beistellung von Holzkästen für die Holzspiralen, die Lieferung aller Vergitterungen der Fussboden-rohre und die der Jalousie-Verschlüsse für die Ventilationsschläuche der einzelnen Locale einbegriffen. Wenn man die Länge der Heizrohre in den Localen, und auch die der Steig-und Fallrohre, soweit sie in den Corridoren als Heizflächen functioniren, zum Massstabe nimmt, so können die Kosten der ganzen Anlage, auf den laufenden Meter dieser Heizrohre reducirt, mit circa 14'8 Mark veranschlagt werden. Man kann diesen Einheitspreis auch für Veranschlagung anderartiger Anlagen anwenden, da er sich auf den laufenden Meter Nutzrohr bezieht. Die vorstehenden Einheitspreise setzen eine einfache billige Herstellungsweise voraus.

Wenn aber bei einer derlei Anlage die Systeme für Heizung und Ventilation getrennt hergestellt werden, die Spiralöfen gusseiserne Umkleidungen und die Jalousie-Verschlussstücke eine hübschere Ausstattung erhalten, so können, wenn überhaupt der Schwerpunkt auf möglichste Vollkommenheit der Anlage gelegt wird, die Kosten per 100 cbm. und bei Voraussetzung einer Ventilation und Gangtemperirung, wie früher, bis etwa 740 Mark angenommen werden.

Für den laufenden Meter Nutzrohre berechnet sich hiernach eine Quote von circa 18*8 Mark.

Schlussbemerkungen.

§ 28. Eigenthiimliclikeiten des Heisswasser-Systemes. Sowie bei dem Warmwassersysteme das Offensein, d. i. das Endigen in ein offenes Reservoir, für die Eigenschaften dieses Systèmes bestimmend ist, so bedingt bei dem Heisswassersysteme das Geschlossensein und der hiermit im Zusammenhänge stehende Hochdruck die charakteristischen Eigenschaften desselben. Der Hochdruck bringt eine höhere Wassertemperatur mit sieb, daher die Heizflächen ergiebiger wirken und kleiner sein können. Dieselben werden daher aus Schmiedeisen gezogen. Solche Rohre sind aber sehr biegsam, können zu Spiralen gewunden werden und lassen sich, ein Minimum von Raum erfordernd, auf mannigfaltige Weise den localen Verhältnissen anschmiegen. Diese letztere Eigenschaft macht es auch möglich, dass zumeist ohne Schwierigkeit auch in alten Gebäuden eine Heisswasser-Heizanlage hergestellt werden kann. Dass man auch Luftheizapparate hersteilen kann, die aus Heisswasserspiralen bestehen, ist für sich klar. Besondere Vortheile sind aber dabei wohl nicht zu erzielen,

und derlei Apparate erfordern ungleich mehr Kosten als gewöhnliche Caloriferen. Man kann hierbei allenfalls den Zweck verfolgen, von einem Centralofen aus die Rohre zu mehreren solchen Spiral-Luftheizapparaten auslaufen zu lassen, wenn die Entfernungen nicht zu gross sind. Denn in Folge der geringen Steig- und Fallhöhe der Rohre, innerhalb der Höhe des Kellergeschosses, ist keine bedeutende Circulations-geschwindigkeit des Wassers zu erzielen und darf daher auch mit den Entfernungen nicht zu weit gegangen werden. In neuerer Zeit hat man auch Heisswasserheizungen für einzelne Wohnungen hergestellt und die Beheizung der Ofenschlangen mit der der Küchenherde zweckmässig in Verbindung gesetzt. Die Wärmereservation der Apparate einer Heisswasser-Anlage ist zwar nur eine geringe, doch ist die Reservation der Mauern und Decken, welche eine bedeutende ist, nicht zu übersehen. In einem mit Doppelfenstern versehenen Gebäude kann die Wärme in den Zimmern auch bei erheblicher äusserer Kälte immerhin 8 Stunden andauern, ohne in den Schlangenöfen nachlegen zu müssen. Hat man demnach einmal die sämmtlichen Räume ordentlich durchheizt, so darf man sich auch bei diesem Systeme in der Beschickung des Feuers ansehnliche Pausen erlauben.

§ 29. Graphische Darstellungen. Zur Abkürzung der Arbeit kann ein- für allemal mit Hilfe der vorgetragenen Theorie graphische

Fig. 195.

man

Darstellungen verfassen, die bei Annahme verschiedener Temperaturen des Wassers im Beginne der Circulation und am Ende

Mfcr

250.

Z10.

230.

220.

210 .

200.

6 o°

Pf

derselben, sowie der Luftum-gebung der Rohre die erforderlichen Leitungslängen für z. B. je 100 oder 1000 WE. angeben. Eine solche Darstellung geben wir in Fig. 195 auf Grund der im § 23 gegebenen Tabellen. Die Basis ist in Intervalle von je 2000 WE. ge-theilt. Die Ziffern links in verti-caler Colonne geben die Ablesungen für die zugehörigen Längen der Rohre. Die Punkte der Wärmecurve sind mit den zugehörigen Temperaturgraden der Rohre bezeichnet. Wollte man z. B. wissen, welche Rohrlänge zur Abgabe von 13.000 WE. erforderlich sind, so würde man den betreffenden Punkt a auf der Abscissenlinie aufsuchen und

V) 0.

180.

7oU

no.

160.

150 .

80»

130 £----

1Z0 .

110 .

100 ;

QO ,

80 .

10 . öo ,

50 .

10 .

30 .

20 ,

10 .

130%

4000 6io

mU

m%

0 8000 10000 12000

10ĆO0 itóoo 1I0CO

ISO'

die Ordinate a b ziehen. Die Horizontale b c giebt bei c die Ablesung 132 m. Der Punkt b, zwischen 90° und 80° liegend, giebt für das Ende dieser 132 m. die Temperatur von -f- 95° an. Hätte das Rohr bereits für Vorräume so viel Wärme abgegeben, dass dessen Temperatur nur noch 118° betragen würde, so ergiebt sich in unserer Figur der Punkt d als der dieser Temperatur entsprechende. Der Fuss-punkt e sagt, dass bei einer Umgebung von -f- 20° das Rohr noch das der Strecke eg entsprechende Quantum von 11‘600 WE. abgeben könne. Der Höhenunterschied der Punkte d und f giebt an der linksseitigen Scala eine Ablesung von 172 m. zugehöriger Rohrlänge.

XII. ABSCHNITT.

Die Warmwasserheizung.

(Niederdruck-System.)

Beschaffenheit der Rohrsyteme.

§ 1. Functionsart der Warmwasserheizung. Die nebenstehende Fig. 196 a bringt das Princip der Warmwasserheizung zur Anschauung. Der im Kellergeschosse aufgestellte Kessel A ist mit Wasser gefüllt, welches erhitzt wird und im Steigrohre bis in das in der Regel im Dachbodenraum befindliche Expansionsgefäss C aufsteigt. Vom Steigrohre zweigen nach Bedarf die je Vertheilungsrohre D und von diesen die Fallrohre E ab. Durch kleine Abzweigungen dringt das warme Wasser am obersten Punkte in die Wasseröfen F ein, und an der untersten Stelle fliesst es durch die mit punktirten Linien angedeuteten Fallrohre G wieder ab. Die Rohre H führen das gesammelte Wasser wieder nach dem Kessel A an dessen tiefstem Punkte zurück. Das warme Wasser in den Oefen F und f giebt einen Theil seiner Wärme an die kühlere Zimmerluft ab, dadurch verringert sich die Temperatur des Wassers und vermehrt sich dessen specifisches Gewicht. In Folge dessen sinkt es in den Fallrohren G herab, drängt durch die Rohre II gegen den Kessel und verursacht hierdurch den Auftrieb des wärmeren und somit specifisch leichteren Wassers im Steigrohre. Auf diesem Circulations vorgange beruht die Heizwirkung des Systèmes.

§ 2. Verschiedene Systeme der Wassercirculation. Fig. 196 b zeigt eine zweite Art des Systèmes der Circulationsröhren. Die Vertheilungsrohre BC, BDE etc. befinden sich, vom Kessel ausgehend,

Fig. 196 a.

rr,_B.Dachboden,

E    E

S'

JlStock

Gr Gr

É¹#

fr

G,l

¹ uf

4ü

hartem

i-;-

• H Keller

im Keller, und senden von da die Steigrohre CG, DG, EG nach den Geschossen. Die Oefen werden direct von diesen Steigrohren gespeist. Die Wassercirculation endet im Wesentlichen schon in den Punkten G, weil derjenige Theil des aufsteigenden Wassers, welcher nicht schon seinen Rückfluss nach den Oefen der unteren Geschosse genommen hat, in JL_* diesem Punkte G seinen endlichen Rückgang in die Oefen F antritt. Die punktirt angezeigten Fall-^ rohre führen das abgekühlte Wasser nach dem Kessel A zurück. Die Expansion erfolgt mittelst der Rohre H im gemeinschaftlichen Reservoir J. Die Communicationsrohre H bedürfen nur sehr kleiner Durchmesser.

Bei der früheren Anordnung muss die gesammte Wassermasse bis zum Dachboden gehoben wrerden, und erst dann erfolgt die Speisung der Oefen, wogegen in letzterem Systeme die Hebung der einzelnen Wasser quantitäten blos bis zu jedem zu speisenden Ofen zu erfolgt.

§ 3. Fortsetzung. Es kommt auch vor, dass die Heizkörper durch lange Horizontalzweige gespeist werden müssen.

Fig. 197 stellt einen solchen Fall dar. Das durch die Seitenzweige DE, DF, CE', CF' etc. zuströmende Wasser nimmt in

separaten Abfallrohren E, F, E', F' etc. oder durch ein gemeinschaftliches Fallrohr seinen Rückfluss zu den Sammelrohren H. Die Heizkörper, sogenannte Heizregister, die häufig an die Fensterparapete gestellt werden, schliessen sich an die erwähnten Seitenzweige an, wie es das Detail Fig. 197 a zeigt. Es strömt nämlich das Wasser am oberen Punkte a ein und fliesst am tiefsten Punkte ß in den Rolir-zweig wieder zurück, um die folgenden Heizkörper in ähnlicher Weise zu passiren. Offenbar gelangt das Wasser im nächsten Register schon mit einer geminderten Temperatur und im darauffolgenden Objecte in noch mehr abgekühltem Zustande an. Die

Fig. 1976.

Fig. 1965.

C,

-*•

fi£

pF

/t||    _e

Fig. 197.

Dachboden.

Æ. Stock.

\D—r

E"

Itk

-X

I.StocK

Keller

Fig. 197a.

cc

Heizflächen der Register nehmen daher an Transmissionsfähigkeit fortschreitend ab. Wird aber ein besonderer Zweig für den Rücklauf angeordnet, wie im Detail (Fig. 197 6) dargestellt, so werden die

Heizkörper mit Wasser von nahezu gleicher Temperatur gespeist. Der Zweig a für den Zufluss, sowie der für das Rücklaufrohr ß sind durchlaufend; ersterer endigt mit dem letzten und letzterer beginnt bei dem ersten Register. Der Ein- und Abfluss bei den Heizkörpern wird durch die kleinen Abzweigrohre a und ß vermittelt. Den ähnlichen Zweck einer möglichst gleichen Wassertemperatur in den Oefen aller Stockwerke hat auch die Anordnung eines besonderen Fallrohres bei den in § 1 und § 2 beschriebenen

Systemen.

§ 4. Fortsetzung. Die Heizung kann auch blos durch horizontale Rohrzweige allenfalls, nach dem in § 3 (Fig. 197) beschriebenen Circulationssysteme bewerkstelligt werden. Zu diesem Zwecke müssten die Heizflächen durch entsprechend grosse Rohrumfänge erzielt werden. Dass sich je nach den speciellen Verhältnissen noch manche andere Variationen der Rohrsysteme anwenden lassen, ist für sich klar.

§ 5. Expansions-Reservoir. Das Wasser in dem Rohrsysteme verringert sich offenbar durch Verdunstung und muss daher nachgefüllt werden. Von dem Punkte der Minimalwasserhöhe des Expansions-Reservoirs wird ein Röhrchen nach dem Kesselraume geführt, und der Heizer hat sich zeitweilig zu überzeugen, ob dasselbe, wenn er den Hahn öffnet, noch Wasser giebt; widrigens mittelst der Wasserleitung oder Speisepumpe das Reservoir zu füllen ist.

Minder zweckmässig ist es, neben diesem Expansionsgefässe ein Kaltwasser-Reservoir anzubringen, welches mittelst eines Schwimmers automatisch durch ein Zuflussrohr die Speisung bewirkt. Hierbei ist aber ein Wasserstandrohr am Expansions-Reservoir anzubringen, welches schon von aussen die Wasserhöhe erkennen lässt. Um ein Ueberlaufen des

Reservoirs zu verhüten, hat dasselbe ein Ueberfallrohr zu erhalten, welches in die nächste Dachrinne einmünden kann. Führt dasselbe aber bis in den Kellerraum, so kann der Heizer sofort wahrnehmen, ob der Maximal-Wasserstand überschritten sei. Das Reservoir ist mit einem Deckel zu versehen und gut vor Kälte zu bewahren, allenfalls durch doppelte Holzumschalung mit dazwischen eingefüllten Sägespänen. Zur Entfernung der Luft, die aus dem Wasser aufsteigt, ist durch den Deckel hindurch ein Luftabzugrohr anzubringen. Der Rauminhalt des Expansionsrohres muss exclusive eines gewissen Uebermasses der grösstvorkommenden Ausdehnung des Wassers entsprechen. Man kann geschlossene Reservoire anwenden, die ähnlich wie bei den Heisswasserheizungen mit einem Sicherheitsventile versehen sind, das jedoch nur eine sehr geringe Belastung haben darf. Bei dieser Einrichtung entfällt das Abzugsrohr des Wasserdunstes (Wrasenrohr). Für

Die Verbindung derselben erfolgt: 1. mit aufgeschweissten Ringen,

2. mit aufgelötheten Ringen, 3. mit aufgenieteten Ringen aus Winkeleisen. Diese Ringe bilden an den Rohrenden Ansätze für lose Flangen, die auf die Rohre geschoben und mittelst Schrauben verbunden werden. Dieselbe Verbindung kann aber auch mittelst fester, und zwar auf-gelötheter oder aufgeschweisster Flangen erfolgen, in welchem Falle die ad 1 bis»3 beschriebenen Ansatzringe entfallen. Die Dichtung erfolgt mit eingelegten Gummiringen oder, im Falle die zusammen-stossenden Flächen eben gedreht sind, mit eingelegten Papierringen. Horizontalrohre sammt den eingeschalteten Heizkörpern legt man auf Rollen, um die Dilatation zu ermöglichen. Kniestücke aus Kupfer (Compensationsrohre) tragen gleichfalls zur Beweglichkeit bei. Die Durchdringungen von Mauern durch Leitungen sollen mit Blechhülsen ausgefüttert werden, damit die Dilatationen leicht vor sich gehen können. Die Zu- und Rückflussrohre werden häufig zugleich auch als Heizobjecte benützt. Diejenigen Leitungstheile aber, welche nicht zur Heizwirkung bestimmt sind, sollen, wie es bei den Dampfleitungen beschrieben ist, gegen Wärmeverluste geschützt werden. Ueber Heizrohrleitungen und deren Verbindungen enthält der Abschnitt XIII noch weitere Detailangaben. Es soll hier nur der in Leitungen vorkommenden Einsattlungen und Ueberhöhungen erwähnt werden. Wir denken uns nun in A (Fig. 198) den Wasserkessel, in B das aufsteigende und in C das rücklaufende Rohr. In der Strecke a d sei eine Einsattlung erforderlich, um etwa unterhalb eines Thür-

den Fall, als sich bei Ueberheizung eine Dampfbildung einstellen sollte, welche Wassermassen im Reservoir aufwirft, ist unterhalb des Reservoirdeckels ein Rohr als Nothauslass (Ueberlaufrohr) anzubringen.

§ 6. Beschaffenheit der Rohre und der Leitungen. Bis gegen 5 cm. Weite werden Gasrohre bester Qualität verwendet und erhalten dieselben Verbindungen wie die Heisswasser-Heizrohre. Die 6 bis 20 cm. weiten Leitungen werden aus geschweissten Siederöhren hergestellt.

Fig. 398.

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schwellers durchzukommen. Dadurch bilden sich zwei Säulenpaare a bund d c, dann e f und g h für Zu- und Rücklaufrohr; wovon c d gegen a b und h g gegen e f die kühleren sind. Die genannten Wassersäulchen wirken daher den durch die Pfeile angedeuteten Strömungen entgegen. Denkt man sich das Leitungssystem abgekühlt und die Heizung im Beginne und vor Eintritt der Circulation die Wassererwärmung bis b vorgedrungen, so stehen sich in diesem Momente eine warme Säule ab und

eine vollständig abgekühlte c d gegenüber, wogegen die Temperaturen von ef und gh kaum verschieden sind. Je nach der Höhe der ersteren Säulen kann diese Differenz so gross werden, dass sie den Beginn einer Circulation völlig verhindert. Wird bei fortgesetzter Heizung der Widerstand nicht überwunden, so tritt im Theile von B bis a eine Dampfbildung und hiermit eine schwingende Bewegung des Wassers, somit eine Stosswirkung ein, welche die Rohre zerschmettern kann. Diese Calamität tritt nicht ein, wenn die Höhe ab im Vergleiche zur Höhe H gering ist. Wird jedoch die Circulation erreicht, so verschwindet der Temperaturunterschied von ab und cd und behebt sich hiermit das Bewegungshinderniss.

Wenn sich inmitten einer horizontalen Leitung eine nach aufwärts gerichtete Krümmung befindet, so sammelt sich daselbst die Luft ähnlich wie in einer Libelle. Das durchströmende Wasser findet hier oft einen so bedeutenden Widerstand, dass hierdurch bei dem Anheizen der Beginn der Circulation gehindert wird, wenn an einer solchen Stelle nicht durch Anbringung eines Hahnes entlüftet werden kann. Immerhin aber wird man bestrebt sein, die Rohre ohne derartige Unterbrechungen auszuführen.

Wasserheizkessel.

Fig. 199.

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§ 7. Einfacher Cylinderkessel. Die einfache Cylinderform, wie solche in Fig. 199 dargestellt ist, eignet sich für die Warmwasserkessel sehr gut. Das Steigrohr zweigt in A ab und das Rücklaufrohr mündet bei B in den Kessel ein. Der Weg der heissen Gase ist durch die Pfeile angedeutet. Schliesslich gelangen dieselben in den Canal C C, welcher in den Schornstein führt. Sowohl der Zugregulirschuber C, als auch die Aschenfallklappe D müssen nach Einstellung der Heizung gut verschlossen werden, damit nicht ein permanenter Luftdurchzug den Kessel und das Mauerwerk über Nacht empfindlich abkühlen könne.

§ 8. Doppelkessel. In Fig. 200 bis 202 wird die Anlage eines Doppelkessels dargestellt. Der Abstand beider Kessel beträgt 20bis 30 cm. Das Steigrohr befindet sich in a und das Rücklaufrohr in b. Die Feuercanäle sind in der Reihenfolge, als sie von den Gasen durchzogen

werden, mit den römischen Zahlen I bis IV bezeichnet. Von da an

Fig. 200.

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Fig. 201.

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Fig 202.

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wenden sich dieselben nach abwärts zum Canale V, um sodann durch den Fuchs VI in den Schornstein zu gelangen.

§ 9. Rölirenkessel. Soll die Wassermasse einer Warmwasserheizung möglichst verringert werden, um das Anheizen zu beschleunigen, oder

Fig. 203.

Fig. 204.

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wenn dem Systeme überhaupt weniger Wärme-Reservationsvermögen gegeben werden will, so wendet man Röhrenkessel an. Solche Kessel wurden von der Firma Holdorff & Brückner (jetzt W. Brückner)

in der Schule (Wien, Carolinengasse) zur Ausführung gebracht. Dieselben bestehen, wie Fig. 203 und 204 zeigen, aus 9 Röhren b b', c c', die sich vorne durch die Abzweigungen d in einem grösseren Sammelrohre vereinigen, von welchem die sich im Keller befindenden Vertheilungsrohre f ausgehen.

Aehnlich ist die Anwendung an der Rückseite bezüglich der Einmündung der Rücklaufrohre, nämlich ihres Sammelrohres g und der in den Röhrenkessel mündenden Abzweige h. Sehr einfach ist bei diesem Kesselsystem der Feuerzug angeordnet, indem die Gase ganz direct nach dem Canale d abziehen und dabei doch in Folge der schiefen Lage des Zugcanales die Rohre gut umspülen. Genauere Angaben über die Kesselsysteme enthält der Abschnitt „Dampfheizung”.

Warmwasseröfen.

§ 10. Cylinderöfen, Röhrenöfen. Die Wasseröfen haben zumeist eine cylindrische Form, erhalten aber zuweilen auch einen dreieckigen Querschnitt, wenn sie in einer Ecke des Locales zu stehen kommen sollen. Der Cylinderöfen, in Fig. 205 dargestellt, wird zur Vergrösserung seiner Heizfläche mit Rohren durchzogen, durch welche die Zimmerluft circuliren kann. Dieselbe tritt durch die Schuberöffnung a ein und strömt oben innerhalb der Bekrönung des Ofens in den Zimmerraum aus. Fig. 206 stellt einen sogenannten Röhrenofen dar, welcher aus einem Systeme verticaler Rohre gebildet wird. Das Wasser befindet sich hier in den Röhren, welche von der circulirenden Luft umspült werden. Inmitten des Röhrenbündels entsteht ein freier Raum, durch welchen die im Sockel bei a eindringende Zimmerluft nach aufwärts circuliren kann, wodurch die Heizwirkung vermehrt wird. Sowohl oben für den Wasserzufluss, als auch unten für den Abfluss bestehen Ventile, deren Detail in Fig. 207 veranschaulicht ist. Es empfehlen sich hierzu die Kugel- oder Kegelventile mit gusseisernem Gehäuse und Messingsitz ; die oberen Ventile können in ihrer Stellung ein- für allemal auf dem Versuchswege so fixirt werden, dass in allen Localen die richtigen Temperaturen erzeugt werden. Die unteren Ventile dagegen können zu Detailcorrectionen oder zur gänzlichen Absperrung der Wassercirculation benützt werden, je nachdem es das momentane Bedürfniss erfordert. Die Construction der Oefen ist aus der Zeichnung klar. Die cylindrischen Mäntel der Säulenöfen erhalten eine Blechdicke von circa 3 mm. Die Böden am oberen und unteren Ende können aus Blech oder Gusseisen gefertigt werden. In letzterem Falle erfolgt die Dichtung mittelst eingelegter Querscheiben durch Verschraubung. Letztere ist aus dem Detail Fig. 207 ersichtlich,

worin S eine der Schrauben ist, durch welche Boden-j und Rohr fest

Fig. 206.

Fig. 205.

Fig. 207.

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aneinandergezogen werden. Die Röhrenöfen bestehen aus ge-schweissten Röhren und haben oben und unten einen circa 7 cm. hohen Sammelkasten. Die Durchmesser der Oefen variiren innerhalb der Grenzen von 30 bis 80 cm.

Es ist wohl selbstverständlich, dass derlei Oefen durch Zuthaten von äusserem Zierrath architektonisch gestaltet werden können.

§ 11. Register, Rippenheizkörper. Kleinere Heizkörper, welche in Nischen oder Fensterbrüstungen flach”an die Wand gestellt werden, heissen Register. Sie bilden häufig liegende Röhrenöfen, wie Fig. 208 209 und 210 zeigen, und werden in einen vorne vergitterten hölzernen

Fig. 208.

Fig. 209.

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Kasten eingeschlossen, durch I welchen die Zimmerluft circulirt. I Die Zuströmung erfolgt oben bei b I und die Abströmung des warmen | Wassers unten bei a. Beide Rohre setzen sich längs den Zimmerwänden fort, wenn der Reihe nach mehrere Heizkörper zu speisen sind. Zur Vergrösserung der Heizfläche wendet man auch Rippenrohre

Fig. 210.

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an, wie Fig. 211 zeigt, aus der die gegenseitige Stellung der scheibenförmigen Rippen ersichtlich ist. Auch förmliche gusseiserne Kästen mit Rippen, siehe Fig. 212 a und 212 b, werden als Heizkörper construirt und durch vergitterte Holzumkleidungen maskirt. In Treibhäusern werden

Fig. 212 a.

Fig. 211.

Fig. 212 6.

Fig. 213.

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behufs billiger Construction häufig lange Horizontalleitungen hergestelltund je nach Erforderniss, wie in Fig. 213 ersichtlich, durch angegossene oder aufgepresste Rippen die Heizfläche vergrössert. Bezüglich der Dilatation der Rohre sind die im XII. Abschnitte angegebenen Mittel anzuwenden. In dieser Hinsicht sind Flangendenin Fig. 213 angeführten Muffer vorzuziehen.

§ 12. Ventilationsöfen. Für derlei Oefen wählen wir als Beispiel

Fig. 215.

Fig. 214.

Fig. 216.

Fig. 217.

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B'

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die vom Ingenieur Kelling für das k. k. Justizpalais in Wien angewendeten Constructionen. Es befindet sich nämlich im Sockel (Fig. 214 bis 217) ein Rollwagen, der an beiden Enden A und B einen verticalen

Deckel schiebt. In der gezeichneten Stellung schliesst der Deckel A den Canal A' für frische Luft, wogegen der Deckel B durch die Oeff-nung B' der Zimmerluft den Eintritt gestattet, also in C aufsteigt und sich in die Circulationsrohre D vertheilt. Wird aber der Wagen nach vorne geschoben, so schliesst sich B' und entfernt sich A von der OefFnung, wodurch der Zugangcanal frischer Luft in C mit dem Ofen in Communication gesetzt wird. Die mit a bezeichneten Tlieile sind mit Wasser gefüllt. Die gleiche Einrichtung besitzt der Ofen Fig. 218, blos mit dem Unterschiede, dass derselbe anstatt eines Systèmes von Circulations-röhren blos einen Hohlraum für den Durchzug det Luft besitzt. Der zweite Ofen besitzt ein kleineres Wärmereservations-Vermögen, indem auf je einen Quadratmeter Heizfläche O’Olö cbm. Wasser entfallen, der andere Ofen dagegen besitzt verhältnissmässig circa das doppelte Wasserquantum.

Fig. 218.

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Fig. 219.

§ 13. Heizregister mit Ventilations-Einrichtung. Die nebenstehende Fig. 219 zeigt ein geripptes gusseisernes Register, welches für Circulation und Ventilation eingerichtet ist. Die Kernheizfläche ist mit a a und die Rippen sind mit b b bezeichnet. Sind die beiden Drosselventile A und B geschlossen, so erfolgt die Beheizung blos durch Circulation, indem die Zimmerluft bei C einströmt und durch das Gitter bei D ausströmt.

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Es bildet sich auch durch das Gitter E hindurch eine Circulation und zudem eine Wärmestrahlung nach dem Zimmerraum. Wird A und B geöffnet, so tritt auch Aussenluft ein. Dieselbe ^ bewegt sich nach dem Pfeil G und gelangt mit der erwärmten Circulationsluft gemischt nach Pfeil D in den Zimmerraum. Die Blechwand F bewirkt, dass die Aussenluft etwas erwärmt wird, ohne direct den Heizkörper bestreichen zu müssen. Es wird dadurch der Heizkörper während der Nachtzeit oder überhaupt in der Zeit, als mit dem Heizen ausgesetzt würde, vor zu starker Abkühlung und somit auch vor dem Einfrieren geschützt, insoferne aus Versehen die Drosselklappen A und B offen blieben. Diese Klappen sind zum besseren Schutze doppelt angebracht und sollen durch einen gemeinschaftlichen Mechanismus gleichzeitig zu bewegen sein.

Heizflacłienwerthe.

§ 14. Transmissions-Coefficient eines Circulationsofens. Um den Vorgang zu erläutern, welcher bei Bestimmung des Werthes der Ofenheizflächen zu befolgen ist, wählen wir den in § 12 (Fig. 218) vorgeführten Apparat. Der Cylinder habe 0'6 m. äusseren und 0492 m. inneren Durchmesser und die Heizfläche eine Höhe von 2 m. Hiernach misst die äussere Heizfläche 3-770 qm. und die innere 3-092 qm. Die mittlere Temperatur betrage 70°, die Zimmertemperatur 20°, wonach die Differenz daher T — t = 50° wird. Nach Tabelle VI a und VI b erhalten wir W" = 2-4.68*7 = 164-88 WE. für Wärme-Ueberführung durch die Luftbewegung, und W' = 65’3.1*04.3-71 =252 WE. als Betrag der Strahlung, wenn die Oberfläche mit einem Oelanstriche versehen wird. Mithin wird die gesammte Wärme-Abgabe W' -j- W" = 416-9 WE. stündlich per 1 qm. und der Transmissions-Coefficient ist

8-34

1) . . k' =

416-9    416-9

T—t “ 50

In den Hohlraum strömt die circulirende Zimmerluft mit 20° ein, und wir nehmen an, es erwärme sich dieselbe auf 26°, also um

2) . . a T = 6°

Die Mitteltemperatur ist daher gleich 23° und die Differenz gegen die Temperatur des Wassers beträgt 70 — 23 = 47°. Hiefür giebt unsere Tabelle VI b

3) . . B = 63-75

0‘246 m.

Aus derselben ist zu entnehmen, dass die Wärme-Abgabe eines Cylindermantels per 1 qm. sich mit der Zunahme des Cylinderhalb-messers verringert und für r = oo, d. i. für eine senkrechte Ebene einer gewissen Grenze zuläuft. Man findet z. B. für h = 2 m. und r = 0⁻025; B = 3-47; dagegen für r=co; B — 221. Jedenfalls nimmt die Wärme-Abgabe noch weiter ab, wenn die Ebene in eine einwärts gekrümmte Fläche, nämlich in die Hohlfläche des Cylinders übergeht, welchen Fall wir vor Augen haben. Doch ist der Unterschied in Hinsicht auf den nicht unbedeutenden Halbmesser von-^0‘492 =

keinesfalls bedeutend. Wir werden daher bei dem Werthe von B —2 21 umso mehr verbleiben, als wir die Wärme-Abgabe der Basis und der Deckfläche des Cylinders nicht in Rechnung nehmen wollen. Die mittlere Temperatur-Differenz ist 70 — 23 = 47°. Mit Rücksicht darauf und auf 3) erhält man somit

4) . . W"= 63'75.2*21 = 141 WE. stündlich per 1 qm.

Die Strahlung der Hohlfläche hebt sich zum grössten Theile gegenseitig auf. Nur ein Theil strahlt in schiefer Richtung von dem

oberen und unteren Ende der Wände, den wir jedoch vernachlässigen.

Die Differenz der Fläche gegen die durchströmende Luft ist 70 — 23 = 47°, daher sich der Transmissions-Coefficient mit

191

6) . . k" = ^

= 4-06 WE. herausstellt. Unsere Formel:

7)... M₀=y

2gH₀

geht für einen durchaus gleichen

S²

Querschnitt über in

8) . . Mo =

2gH₀

max A E C A’

d. i.

2 g Hn

^=v.=K

max A -f- X C A

Für die Einströmung rechnen wir eine Contraction und eine Richtungsveränderung um 90°, nach Tabelle III a mit C = 1’367 -f-1 = 2-367. Die Lufttemperatur ist -[-20°, daher wird nach Tabelle IIIc A₂₀ = L0733 und man erhält C A₂₀ = 2*367.1*0733 = 2-5403. Die Reibung beträgt

0-048.2ra

zufolge Angaben der vorgenannten Tabellen

0-492

= 0-195. Die

Lufttemperatur ist 23°, daher A₂₃ = 1-0843 und C A₂₃ = 1 '0843.0-195 = 0-2114. Das Maximum von A kommt an der Ausströmung vor, woselbst die Luft —26° hat, wonach max A = A₂₆ = 1*0953 wird. Sonach ergiebt sich max A -J- S C A = 2*5403 -f- 0*2114 -)-1*0953

9) . . =3-8470

Die äussere 2 m hohe Luftsäule hat -f- 20° und die innere -f- 23°. Die Réduction auf 0° giebt nach Tabelle IIIc als Druckhöhe 10) . . 2 (A'₂₀ —A'₂₃) = 2 (0-9317 —0-9223) =0-0188 = H₀.

Die Substitution von 9) und 10) in 8) giebt

u).. v₀=|A

2.9-81.0-0188

3-847

0-31

Die per Secunde abströmende Luftmenge von M₀ cbm. giebt für die Temperaturzunahme von A T mit Rücksicht auf die specifische Wärme stündlich ein Quantum von 0-308 . M₀ . A T . 3600 WE.

Die Hohlfläche beträgt 3-092 qm. und deren Transmission 3*092 W. Die Gleichsetzung giebt 0-308 . M₀.3600 . A T = 3-092 . W, und 3-092 W

cbm. von 0°. Der Querschnitt des Hohlraumes

beträgt 049 qm. Die erforderliche Geschwindigkeit zur Abfuhr der transmittirten Wärme beträgt daher

M₀ =

0-308. a T. 3600

anstatt max ^ in Formel 7) zu schreiben und man erhielte:

S²

M₀

3-092 W

O’19 qm.

12) . . V₀ =

0-308. AT. 3600.0-19 0-0147 W

d. i.

aT

Die Substitution der Werthe von A T und W" aus 2) und 4) giebt

iOX Tr 00147.166 lo) . . V₀ — g

= 0'40, was mit dem ad 11) gefundenen Wertbe

nicht bedeutend differirt. Mit Rücksicht auf 1) und 4) hat man als durchschnittliche Wärme-Abgabe eines Höhenmeters des Ofens 1-885 qm. à 417 = 786 WE. + 1-546 qm. à 141 = 218 WE.,

14) . . zusammen 3-431 qm. = 1004 WE., somit per Quadratmeter stündlich

15) .

1004

' 3-431

= 292 WE., und wenn man die Zimmertemperatur von

+ 20° und die des Wassers von + 70°, d. i. die Differenz von 50° zu Grunde legt, so ergiebt sich als mittlerer Coefficient der äusseren und inneren Fläche

16) . . k

292

50

rund = 6 WE.

Würde man der Einströmung in den Cylinder den kleineren

^20

Querschnitt s als den des Hohlraumes geben, so hätte man

s²

‘"••HO:

2gH₀

(?)’ + * CA

Es sei nunmehr die Oeffnung zur Abfuhr der Zimmerluft in der Höhe des Ofens angebracht und unter dem Ofen ströme Aussen-luft von 0° ein. Analog zu ad 9) hat man jetzt

2-367 . A₀ + 0-195 A* + Ax = (2-367 + 0-195 Ax + At)

2 2

wobei T = der Temperatur ist, auf welche die einströmende Luft

ist. Ferner y In allen übrigen ist der Gang

0 + T T

erwärmt wird, deren Temperaturmittel daher =—^    —

— A't

T,

wird H₀ = 2 (A'₀ - AQ) =2/1

der Rechnung derselbe wie früher. Dieselbe führt zu den folgenden Resultaten:

•    18) . . V = 0-39 m., W = 214 WE., T = 8°

Zufolge 4) hatten wir früher W = 141 WE. stündlich per 1 qm., daher nunmehr in Folge der Durchströmung von kühlerer Luft eine Erhöhung der Wärme-Abgabe um 34 Percent entsteht.

und 214 WE. Abgabe

§ 15. Ausmittlung der Grösse eines Warmwasserofens. Es sei ein Locale zu beheizen, dessen Wärmebedarf bei 1500 WE. bei 0° des Freien beträgt und mit 100 cbm. Luft per Stunde ventilirt werden soll. Die Leistung des im vorigen Paragraphen der Analyse unterzogenen Wasserofens beträgt nach 1), 4) und 18) 417 WE. an das Zimmer

an die Ventilationsluft stündlich per 1 qm. Der Mantel misst per 1 Höhenmeter 1*885 qm. und die Hohlfläche 1*546 qm. Somit ergiebt sich per 1 m. Ofenhöhe eine Leistung des Mantels an Leitung und Strahlung von 1*885.417 = 786 WE., und der Hohlfläche durch Leitung an die Luft 1*546.214= 331 WE.; zusammen 1117 WE. Das Erforderniss für Heizung ist 1500 WE. und für Ventilirung 100 cbm. 0*308.20° = 616 WE. Die erforderliche Ofenhöhe beträgt

1*9 m. Diese Rechnung ist jedoch nur eine annähernde,

daher

2116

1117

indem die Transmissions-Coëfficienten, die für 2 m. Ofenhöhe berechnet sind, benützt wurden. An die durchziehende Luft werden abgegeben 331 . 1*9 = 629 WE., wogegen 616 WE. erforderlich sind. Aus 18) folgt, dass den Hohlraum stündlich ein Quantum von 0*39.019 qm. X 3600 = 269 cbm. passirt, wogegen nach unserer Forderung blos 100 cbm. nöthig sind.

Durch Regulirklappen, wie solche in § 12 beschrieben wurden, kann Erwärmung für das Zimmer und der Ventilationsluft in das richtige Verhältniss gebracht werden.

§ 16. Genaue Untersuchungen über die Wärme-Abgabe eines Warmwasserofens. Wir wollen jetzt annehmen, es befinde sich dem Ofen gegenüber eine kalte Fensterwand mit 30 qm. Mauer- und mit 10 qm. Fensterfläche. Die Temperaturen der Innenflächen, nach Abschnitt VI, § 15 bestimmbar, seien beziehungsweise -j- 15° und + 10°. Ferner sei mit Rücksicht auf die Lage anzunehmen, dass diese Wand von circa y₄ des Ofenumfanges bezüglich der Strahlung getroffen werde. Der Ofen habe die in § 14 angegebenen Dimensionen, daher J/₄ der äusseren Heizfläche auf 1 m. Höhe 0*5 qm. beträgt. Das Wasser im Ofen habe oben 80° und unten 60°, im Mittel daher 70°. Wir haben in Bezug auf die Mauer

T — t = 80—15 = 65° und T — t = 60— 15 = 45° und erhalten nach nach Tabelle Via für die Strahlung respective

v₂ (81*7 4- 99*3) 3*71.0*5 qm. = 167*87 WE. und V₂ (50*1+ 65*3) 3*71.0*5 = 107*03 WE., also im Mittel

19) . . 137*4 WE. per 1 m. Ofenhöhe. Gegen die Fensterfläche erhalten wir in gleicher Art T — t = 80—10 = 70°, T — t = 60 — 10 = 50°, (99*3 + 65*3) V₂.0*96.3*71.0*5 = 173*3 WE. per 1 m. Ofenhöhe.

Mit Rücksicht auf die obangegebenen Flächen erhalten wir daher

annähernd

146-4 WE. als Mittelmass der Ausstrah-

20) . .

30.137-4+ 10.173-3 304-40

lung gegen die Fensterwand. Die Mauerstelle rückwärts des Ofens habe -j- 25°, daher, wie früher, T — t = 80 — 25 = 55° und T — t = 60 — 25 = 35, somit V₄ (81-7 4- 65*3 + 00*14-36*1)X7₂ (1*04+ 1*12) X 3-71.0-5

21)    . . = 116'8 WE. per 1 m. Ofenhöhe.

Die beiderseits noch verbleibenden Theile des Umfanges, entsprechend 1-885 — 0*5 — 0-5 = 0-885 qm., strahlen gegen Scheidewände, deren Temperatur der der Zimmerwärme gleich sei,

T—t=80—20=60,T—t=60—20=40l/₂ (81-74-50-1)1-04.3-71.0-885

22)    . . 225 WE. per 1 m. Ofenhöhe.

Mithin haben wir für den vollen Umfang zufolge 20), 21) und 22) 146-4 4- 116-8-1-225

23) . . — rund 488 WE. per 1 m. Ofenhöhe.

Wir nehmen die Temperatur der Zimmerluft zunächst des Fuss-bodens zu —}— 18° an. Somit erhält man für T —1 = 80—18 = 62 und 60— 18 = 42° bei dem angenommenen Radius von 0’3 m. und der Ofenhöhe von 2 m. mit Hilfe der Tabelle VI & den Mittelwerth

von

24) . . V₂(89-6 4-55-5)2-21.1-885 = 303 WE.

Die Resultate 23) und 24) geben zusammen

25) . . 488 -j- 302 = 790 WE. als stündliche Wärme-Abgabe des Ofenmantels per 1 Höhenmeter. Die analogen, im § 14 für den äusseren Mantel gefundenen Werthe geben 164*88 + 252 = 416*88 WE. per 1 qm. oder übereinstimmend mit obigem Resultate 416*88.1*885 = 786 WE. per Höhenmeter, was sehr nahe mit obigem Resultate zusammenstimmt. Man kann daher unter den vorausgesetzten Umständen für Strahlung und Luftberührung dieselbe Temperatur-Differenz, nämlich die Differenz der Temperaturmittel der Zimmerluft und der äusseren Ofenfläche zu Grunde legen. Die Luft langt am unteren Punkte des Hohlraumes mit -f-18° an und beträgt die Differenz gegen das Temperaturmittel der Heizfläche 70 — 18 = 52°. Wird die Rechnung wie früher durchgeführt und die Zimmerluft in der Höhe des Ofens im Mittel mit -j- 19° angenommen, so gelangt man analog zu den Resultaten 11), 13) zu

V₀ =

\2.9-81 (0-9349 — 0-9254)

2-367.1-066 4- 0-195.1-0806 + 1*0953 0-0147.159-5

= 0 312, und

= 0’292, wobei angenommen ist, dass sich die Luft von —j—18° auf —j—26° erwärme. Man erhält daher rund V₀=O*3 m.

Die abgehende Wärme beträgt W = 0T9 qm. 3600.0 308 . aT . V0 = 0-19.3600.0-308.8.0-3

26) . . = 505 WE. per Stunde oder l/₂ 505 = 252 WE. per 1 Höbenmeter.

Man bat somit per 1 m. Mantelböhe nach 25) 790 WE., und in Bezug der den Hoblraum durchziehenden Luft nach früheren Berechnungen 252*5 WE. per 1 m. Ofenhöhe, zusammen 1042 WE. Man

erhält daher wie ad 15) und 16)

301 WE. und

1042

3-431

27) .

301

.    =6 WE. als mittleren Transmissions -Coëfficienten, welcher

mit dem ad 16) gefundenen übereinstimmt.

§ 17. Transmissions-Coefficient für gerippte Heizkörper. Wir erhielten 790 WE. für 1-885 qm. auf 1 m. Ofenhöhe, was

= 419T WE. per 1 qm. giebt

28) .

790

* 1-885

Werden 45 mm. vorspringende Rippen mit 32 mm. breiten Zwischenräumen und mit 45 mm. Entfernung von Mitte auf Mitte angeordnet, so entfallen auf eine Rippe 2 X 45 = 90 mm. Vorsprünge und 45mm. Rippendistanz. Ihr Flächenmass beträgt daher 2.1-885 = 3‘77 qm. Der Coefficient ist nach Tabelle VI q und in Rücksicht auf 28) mit 0-41.419*1 = 171-8 WE. zu bemessen. Demnach hat man für die glatte Fläche 1"34 qm. à 419*1 = 561-6 WE., 377 qm. à 171*8 = 647-7, sammen = 1209*3 WE. Der Hohlcylinder liefert nach Obigem auf 252-5 WE., zusammen 1462 WE. Demnach ergiebt der auf die glatten

1462

zu-

Umfangsflächen reducirte Coefficient mit

mittlere Temperatur-Differenz von 70 — 20 = 50°. Der durchschnittliche Transmissions-Coefficient beträgt somit 426

29) . . -^- = 8-5 WE. = k, welcher somit anzuwenden ist,wenn man

3-431

= 426 WE. für die

blos die Kernfläche des Ofens als Heizfläche in Rechnung nimmt.

§ 18. Transmissions-Coefficient für Fussbodenrohre und ummantelte Heizkörper. Erfolgt die Beheizung nicht mit Wasserrohren, sondern mittelst kleinerer Heizkörper, sogenannter Register, die ummantelt werden, oder mit horizontal in die Fussböden eingelegten Rohren, so ergiebt sich ein geringerer Transmissions-Coefficient, weil die Strahlung gegen wärmere Flächen stattfindet und auch die Luftcirculation oft verringert wird. Dagegen kommt wieder die circu-lirende Luft beiderseits mit Wärmeflächen in Berührung, nämlich mit Heiz- und erwärmten Wandtheilen. Im Ganzen genommen wäre nach Valerius k' blos gleich 8 bis 10 WE.

zu

setzen, wenn für die freie

Lage k = 10 bis 14 WE. wäre. Wir nehmen daher ganz allgemein für solche Fälle k' = ⁴/₅ k an.

Vollständige Berechnung eines Warmwasser-Heizsystemes.

§ 19. Aufstellung der Transmissions-Coëfflcieuteu. Gemäss den Resultaten 27) nehmen wir für die Wasseröfen

30)    . . k,=6WE. per 1° und 1 qm., und K₁ = 300 WE. per 50° Temperatur-Differenz und per Stunde unter Voraussetzung der früheren Temperaturverhältnisse. Dieser Temperatur-Differenz liegt die Voraussetzung zu Grunde, dass das Wasser im Ofen im Mittel 70° besitze, also etwa mit 80° anlange und mit 60° den Ofen verlasse. Gegen die Zimmerluft von -(-20° ergiebt sich die obige Differenz von 50°. Für die senkrechten Steigrohre erhalten wir mit Rücksicht auf eine Zimmerhöhe von h = 4m. einen äusseren Rohrdurchmesser von 93 mm. und eine Wassertemperatur von 80°, eine Differenz gegen die Zimmerluft von T — t=80 — 20 = 60°, daher nach den Tabellen Via und VI& W = W' + W" = 86.2-52. + 81*7.1-04.3-71 =453-1 WE., somit per 1°

452

31)    . . -gQ = 9 WE. per 1 qm. und 1 Stunde. Für umkleidete Rohr-theile nehmen wir hiervon 7₅, nämlich

7-5

32) . .

LL=1-5WE.

5

Wir werden diese Coëfficienten für alle Rohrdurchmesser der Einfachheit halber beibehalten, wiewohl, genau genommen, für jede Rohrweite die obige Ermittlung speciell durchzuführen wäre.

In ähnlicher Weise erhält man für Horizontalrohre

W = 86.2-82+ 81-7.1-04.3-71 = 557-7, also per 1° 557-7

33) . .

60

9‘3 WE. per 1 qm. und 1 Stunde.

Sind dieselben umkleidet, so hat man 9-3

34) . . ~ = 1-8 WE.

8'1 WE. und, wenn sie umkleidet sind,

Die Rückflussrohre unterscheiden sich gegen die früheren blos durch die von 80° auf 60° verminderte Wassertemperatur, daher sich die Differenz von T —1 = 60—20 = 40° zu Grunde zu legen ist. Man erhält sohin für diese senkrechten Rohre W = 52-2.2-52 + 50-1.1-04.3-71 = 276-5 WE., also per 1° qfvv 324*8

“) • • ~w

36) .

8-1

1-6WE.

Die Horizontalrohre ergeben

W = 52-2.2-28+ 50-1.1-04.3-71 = 340-5, d. i. per — 1° ar7\ 540-5

SV ■ ■ ~4öT

8'5 WE. und der umkleideten

8-5

38) . . -pr- = 1-7

§ 20. Yertheilnng der Wassercirculation. Wir setzen eine vor-

Pig. 220.

.EÙLkseib'ges Syntevi

OWIT'" 167 WE, |

—47 777 JB—    ' '    ——j

---

12-5.1

=qÆE

^=[P/0'5b5D'm

-2'5TO—

40/46™ ⁷"

205T-KE.

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1621VIE.

65"'

64/82""«-

0-2.9 Ppg=

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40/46'«™- ggjj

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1-75207W.

75/957«/// j

V

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Dampf Wasser Xe*ml

4'3 7"

106/1247/17"

IÎ677D⁷"

|'109={ 561W.

jJ⁵

läufige Calculation über die Wärme-Abgabe der Rohre und Oefen zur Deckung des Bedarfes und schematische Darstellung nach Fig. 220 bis 225 voraus. Darin sind die Ofen- und Rohrausmasse und ihr

Transmissionsvermögen, jedoch ohne Krümmungen ersichtlich gemacht. Die in genannten Figuren dargestellte Anlage bildet ein Beispiel nach einer wirklichen Ausführung.

In Fig. 220 ist der Wasserkessel ersichtlich gemacht, welcher die Wärmequelle bildet. Von ihm aus zweigt sich das Steigrohr AB und das rückkehrende Rohr JKL ab. Im Punkte C des Vertheilungsrohres steigt der Zweig für das linksseitige, in B' (Fig. 222) der für das mittlere und in B" (Fig. 224) der für das rechtsseitige Rohr ab. Die sohin in alle drei Figuren sich fortsetzende Linie CBb'B' b" B" bildet das Vertheilungsrohr. Die Rohre steigen bis in den Dachboden auf und münden in ein gemeinschaftliches Expansionsrohr, welches mit dem in Fig. 224 angedeuteten Expansions-Reservoir communicirt. Von den Steigrohren zweigen sich rechts und links die Zuflussrohre zu den Wasseröfen ab an deren Enden sich die an-gedeutetenRegulirventile befinden. Die Abflussrohre sind mit punktirten Linien bezeichnet. Ihre Seitenzweige münden von den unteren Punkten der Oefen aus und die Fallrohre münden schliesslich in ein im Keller befindliches Sammelrohr ein, welches, in die genannten drei Figuren 220, 222 und 224 sich vertheilend, die Linie HIi'Fi"I" bildet. Vom Punkte I des Sammelrohres geht dann das schon früher erwähnte Rückführungsrohr IKL

Die umkleideten Theile der Rohre sind durch beiderseitige Parallel-Linien erkenntlich gemacht, wie dies z. B. bei dem Rohre DN

Linkseüif/es System

808

203

3753

123

4887

4887

3919

8806

Fig. 221.

167

-I

167

188

158

2400

97

2843

LA

-J».    03

CA-^cjiotooicnj>

a>ioioo-*a-*oor\3

4442

2 V¹

906

X 4887

P 5919 ~x ' V=0'035

tSiĄ"-jS)-*5 "(ssosil! Î“⁸"⁶

xV-0'025liV , WQ'025 ^=§3    2843 !    2820

w

80°

⁷°-

V=0'043

V=0‘050

80°'

eo³

70 e

6OP

161612

= 808

8D8

162

2850

3919

14469

8806

2820

14469    2845

+59"|    +81'5°

y 4442JFj V v=(mg 11

(18911)|

18911

V-0'048

14469

4442

14469

18911

P60-

nr

18911

18569

37280

aus.

141

234-375:2 = 188

188

144

2400

88

2820

5,_____JŁ3J1

5'82ml 37280

1'32m

w

■

iü

<-

-------ÿf§|

(Fig. 220) der Fall ist. Bezüglich aller Oefen und Rohre sind die nach §19 ermittelten Daten eingeschrieben. Die genannten Daten sind z.B.für das Rohr F G (Fig. 220) mit 1-2 m. Länge, 40 mm. innerem und 46 mm. äusserem Durchmesser, ferner mit 0T74 qm. Oberfläche und 51 WE. als stündliche Wärme-Abgabe eingeschrieben. Für Bestimmung der Wärmeverluste benützen wir, wie erwähnt, die ad 30) bis 38) ermit-

Fig. 22?.

1-401 D™ 15'4™

151TKE.

2Z/₂₃>ruri' •

Mittelsystem

Dachboden

Hg

20/30 von

S'.¥n'

ĄsfaBmmt

siWE «•M-gg"'

35/41 mm

M.Stock.

m»}

\ziW.E.

f=-l    30/36 mm —

j’ioo

__________

SSĄ    r~

m!

hmn"' 1695WE.

X Stock

*=

⁰'58nXVJSH

j*324W/tb. 40/40™"" m

0-?3D»il'S wp

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WJK

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lljm 64/32'«™ 2‘967 D™-i95WF.

15‘7™ 64/32™™ 5-Ó35G»" 382iWK

Parterre

fóKff. // iaWÄ¹'“⁰¹^

----===404«'=

d;022D 5'5»*

36WE.

75/93""

Jli

ET

75/93™«* Jt

telten Coëfficienten, wobei für die Zuführungsrohre durchgehends 80 — 20 = 60° und für die Rückleitungen 60 — 20 = 40° Temperatur-Differenz massgebend sei. Man erhält sonach für die

Wärm e-Einh eiten

38 a) .

Zuleitungen, Verticalrohre Horizontalrohre

60. 9 = 540, umkleidet 108 60.9-3 = 558

112

Rückleitungen, Verticalrohre

40.8-1 = 324 Horizontalrohre 40.8*5 = 340 als stündliche Verluste per 1 qm. Oberfläche.

65

r>

•n

68

Mit Hilfe dieser Zahlen findet man z. B. für den Strang O P (Fig. 220)    0-29 qm. . 558 = 162 WE, für die Rückleitung QQ'

Fig. 223.

1Q1

0’29 qm.. 340 = 99 WE., für das Steigrohr NO 1*677 qm..540 = 906 WE., für das Fallrohr RM 1*677 qm.. 324 = 543 WE. und finden mittelst beiderseitiger Parallel-Linien als umkleidet bezeichneten umkleideten Steigstrang D N 2*167 qm.. 108 = 234 WE. In solcher Art wurden sämmtliche Verluste berechnet und in die Figuren 220, 222 und 224 eingeschrieben.

Mittèlsystem

151

695

398

2607

2780—

124412

ir

622 2607 208 2780

= 622

622

5387

36

2100

<5?ÜP.LZ^ _ ^H.(2780)j

2607

22

2780

42

5387

132

382

,5875—»

324

2100

2400

137

193

69

_36

■5875

5875

5587

11262

11262

11262

Die Wärmeverluste der im Keller befindlichen Fallrohre A B undL I mit respective 126 u. 109 WE. wurden zu je V3? 4. i. ^1° 5587 mit 42 und 36 WE. den drei Systemen zugeschrieben. Bezüglich irgend eines Warmwasserofens z. B. für den in der obersten Etage rechts, haben wir 9*5 qm. Heizflächen, daher zufolge 30) eine Transmission von 300.9*5 = 2850 WE. Die

18569 -»

11262

7107

18369

7107

— 18369J,

Wassermassen, welche zu circuliren haben, reprä-sentiren die Wärmemengen, welche zu trans-portiren sind. Wir werden daher die Zahlen der Wärmemengen so behandeln, als ob sie die der W assermengen wären.

Das Dachbodenrohr Ol (Fig. 220) hat 167 WE. Abkühlung, welche Zahl in Fig. 221 eingeschrieben wurde. Steigrohr N O und Fallrohr MR verlieren (siehe Fig.220) 906--[-543 = 1449 WE. Hierzu die obigen, giebt:

39) . . 1616 WE.

Die Wassercirculation (respective Wärmecirculation) nimmt einerseits die Richtung NOPQRM, andererseits die Richtung NOP' Q" R M. Beide Umkreise haben die Theile NO und RM des Steig- und Fallrohres gemeinschaftlich, daher wir auch die Wärmeverluste auf beide Umkreise vertheilen, und zwar mit Rücksicht auf 39) beiderseits mit

40) . . y₂ 1616 = 808 WE.

Mit Rücksicht auf die in Fig. 220 eingeschriebenen Wärmemengen sind 167 -j- 906 -j- 543 = 1616 Wärmezahlen auf beide Oefen gleich zu vertheilen, mit V₂ (1616) = 808 WE. Man hat daher für die Circulation durch N O P Q R M, 808 -f- 162 -j-2850 —(— 99 = 3919 und für die durch NOPQ'RM, 808 -}- 203 + 3753 + 123 = 4887 WE. zu leisten, welche Zahlen zugleich die Aequivalente der Wasser-

Fig. 224.

Jlechtseiticfes System.

UH-, 0-189 D">

1%S

rÿs.

2400    0-IS9G»/

« 5—M3KŁ—

i-i    wÆamm-

106 WE.

13-1W

45/63*”

2-594GWÏ

169WE.

in

0-946 Um

10 •ijiri

23/29 mm

200WE.

Dachboden

-x-

MStocli

■¥?

273WE.

0-4930*»'

— :;•/)/»—O- g-5 'lO/'tß mm ||p

40/46

0-493D»»

3-4OT-

13-im

45/63»'""

2-594D»"

280WE.

T.Stock.

-Kr

Tarterre

*■

•    4JWA'. V 273WE.²'435a>M I

45/B3*»»* ijj 7 ^ürirT,2-3170»*-    !

bewegung bezeichnen. Somit haben dieLeitungenOPQQ'und OP'Q"Q'> beziehungsweise die Zahlen 3919 und 4887 rohr N O und das Fallrohr MR haben jedoch die summarischen Wassermengen correspondirend mit 3919 -f- 4887 = 8806 WE. zu fördern. Die Rücklaufzweige haben dieselben Wassermengen rückzuleiten, welche die Zuleitungen zuführen, daher wurden die Zweige Q,Q/ und Q' Q" mit denselben Zahlen wie O P und O P' und ebenso auch die Leitungstheile NO und RM mit gleichen Zahlen beschrieben.

MW:^,

zu

erhalten. Das Steig-

18.369 WE.,

77

respective die Wassermasse, welche zu deren Transport erforderlich ist, bewegt sich von B (Fig. 221) gegen rechts nach Rohr B (Fig. 223). § 21. Erforderliche Circulations-Geschwindigkeiteii. Wir nehmen

nun an, dass in eine Partie der Rohrleitung, am Anfangs- und am Endpunkte, so auch an einer gedachten Zwischenstelle die gleiche Wasserquantität circulirt. Es sei W = der am Anfangspunkte per Stunde durchströmenden Wärmequantität, von 0° bis zur betreffenden Temperatur T aufwärts gerechnet, und es sollen w und t, dann w' und t' dieselbe Bedeutung für den Endpunkt und die Mittelstelle besitzen. Ist M₀ = dem Wasserquantum in Kilogrammen, so hat man W = M₀T, w = M₀t und w' = M₀t'. Hiernach hat man:

W — w:W-w' = M₀(T — t):M₀(T-t')=T — t:T — t', daher ist

40O)..T-t. ₌ M

Nach diesem Vorgänge finden sich alle übrigen Zahlen und es wurden dieselben, sowie auch die Rechnungen, aus denen sie hervorgehen,

Fig. 225.

in die Fig. 221, 223 u. 225 eingeschrieben.

Fig. 221 zeigt, dass das gesammte Wärme - Erforderniss

HecbtseiUges System

18.911 WE. betrage, welches vom Punkte B gegen C D etc. sich zu . bewegen habe. Sowohl BC als auch der Rücklauf H J haben daher diese Zahl eingeschrieben erhalten. Das rechtsseitige System (Fig. 225) führt 7107 WE. dem Rohre H zu, welches sich gegen das mittlere System (Fig. 223) fortsetzt und in Rohr A übergeht, wodurch zu genannter Quantität noch 11.262 WE. kommen. Die Gesammtzahl von

622

106

2400

64

3132

0^)0 tONcOOX» O 00 CO    O'ÜW

M csj    ^ p

4243:2,

=622

— 3192

7107

13‘32W'

7107 »—-

3315

PH

-<4;ö

I 710^

Lln-

___

3192

3915

7107

622

275

2850

3915

Diese Gleichung¹ führt zur Kenntniss der Temperaturen an allen Stellen des Leitungssystemes. Wird die gedachte Leitungspartie von x cbdcm. Wasser per Stunde durchströmt, so beträgt die Wärme-

W —

W

— cbdcm. per Stunde

cbm. per Secunde. Bei einem Rohrquerschnitte S

1ÖQQ2 T31, hat man a^s Geschwindigkeit per Secunde

(W — w) 10003 V —3600.1000.(T — t)S

Abgabe x (T — t) = W — w, daher x = W—w

3600.1000. (T — t) von S qmm. =

, d. i.

_ 10 (W— w)

V~36S(T—t)

Wenn das Wasser aus dem Kessel mit 83° aufsteigt und mit 58° zurückkommt, so hat man T — t = 83 — 58 = 25° und obige Formel geht über in

41) . .

42) . .

Ä(W-w)

Für die Rundleitung von A bis nach L zurück (Fig. 221), im Theile BD mit 75 mm. Durchmesser und 4418 qmm. Querschnitt hat man

daher : mit W — w = 18911

43) . .

10

18911

= 0 048 m.

9.4418

Die Temperaturen der einzelnen Theile des Systèmes sind schätzungsweise in Fig. 221 eingeschrieben. Dieselben gelten auch für die anderen Systeme. Mit Hilfe derselben lassen sich nach unserer Formel die Werthe von v bestimmen (Fig. 221, 223, 225).

Für unsere gemachte Annahme einer totalen Temperatur-Differenz von T — t = 25° erhält man entsprechend einem Wärme Verluste von

A W per Stunde ein Quantum von —

25

kgr. oder cbdcm. Wasser, welches

das betreffende Rohr durchströmen muss. Dies giebt per 1 Secunde

A W . 1000

cbcm., d. i.

AaW

—ÿ-cbcm. per 1 Secunde.

Von dieser Formel werden wir später Gebrauch machen. Obiges Kubikmass ist das auf die grösste Dichtigkeit des Wassers reducirte, nämlich das für Wasser von -j- 4° geltende, daher die Bezeichnung m4 gebraucht wurde.

m 25.3600

cbdcm. =

25.3600

44) . . m₄ =

§ 22. Ermittlung der Bewegungswiderstände. Der Coefficient K berechnet sich nach der im II. Abschnitte gegebenen Formel 0-009474

K = 0-01439 -f

, für y = 0-025, K = 0-075 ; y = 0-030,

1/y

K = 0-069; v == 0-035, K = 0-065; v = 0-040, K = 0-062; v = 0-045, K =0-059; y = 0-050, K = 0-057; y = 0-055, K== 0-055.

= 3-147. Für die Krümmungen nehmen wir

sionen C

Man erhält z. B. für Rohrstrang III (Fig. 220 und Fig. 221), in welchem die Geschwindigkeit v = 0"048 statthat, K = circa 0*059, und mit Rücksicht auf die aus Fig. 220 zu entnehmenden Dimen-0-059.4 0-075

einen allgemeinen Coëfficienten, nämlich nach Tabelle IIa Fall Nr. 6, C = V₂. Für die rechtwinkeligen Brechungen sei nach Fall 5 der Tabelle C = 0.99 oder rund Ct = 1 gesetzt. An den Punkten, wo die Einströmung in die Oefen vor sich geht, erfolgt eine Stoss-wirkung, wofür nach Fall 8 sehr nahe C = 1 anzunehmen ist.

An den Ausströmungspunkten erfolgt eine Contractionsw-irkung, nach Fall 1 mit C = l"65 und für die Ventile, vorläufig als offen zu denken, bringen wir nach Fall 9 der Tabelle C = 0 3 in Rechnung. Hiernach werden wir die Widerstände im Kreisläufe innerhalb des Ebenerdgeschosses, nämlich nach ABCDEFGHIKL (Fig. 221) berechnen. In den Punkten B und G kommen Brechungen, bei E und L Stosswirkungen, bei A und F Contractionen und ebenso auch bei D eine Contraction vor, als Ansfluss aus einem grossen Rohre in ein seitliches kleineres Rohr. Die Stellen der Ventile sind angedeutet. Die Krümmungen, aus der Zeichnung nicht zu ersehen, kommen an 14 Stellen vor. Die Werthe von A, entsprechend den mittleren Temperaturen der Zu- und Rückleitung, die wir mit 82° und 59° ansetzen, sind der Tabelle II b zu entnehmen.

Für den in Fig. 220 mit II bezeichneten Rohrstrang erhält man

45) . . Reibungs-Coefficient =

3-933 = C'

0-059 L 0-059.5

0-075

46) . .

Im Falle eines n-fachen Durchmessers des Rohres erhielte man 0-059 L 3-933 C'

nD

Ferner für eine rechtwinkelige Brechung, 5 Krümmungen und ein Ventil zusammen.

47) . . C"=l -f-0"3-|-5.0-5 = 3'8.In Centimetermass ausgedrückt hatman 48) . . d = 7-5cm., s= 44-18 qcm.

Man entnimmt aus Fig. 221, dass das Rohr II ein Quantum von 18.911 WE. per Stunde zu transportiren hat. Daher entfällt

per 1 WE. ein Querschnittsantheil von Q-nTÎ • s = ï'ôl i 44‘18 qcm.

loyii    loyii    ¹

Das Quantum von 4442 WE., welches (Fig. 221) durch das Rohr DE dem Ofen zugeführt werden soll, entspricht einem Querschnittsantheil bezüglich des Rohres II von :

4442 ' 18911

Man hat demnach

49) .

. 44-18 = 10-5 qcm. = st

50) . . s? = 108-4 und ₂

si

A 1-030369

= 0-009131

108-3

Die gesammte Widerstandszahl berechnet sich daher nach 45) und 47) mit

51) . . C ~ = (3-933 -f 3-8) 0-009131 = 0-070611 Die der Reibung entsprechende Widerstandszahl wäre

= 0-035912

52) . . C' 4 = 3-933.0-009131 s?

Setzt man nd anstatt d, so erhält man s = “-—■■■ % anstatt — tz,

Die Widerstands-Coëfficienten betragen nach 46) und 47)

Q'

--f- C", und daher die Widerstandszahl zufolge 53)

[4. -+4H

l sï n s? J

In unserem Falle haben wir zufolge 51) und 52)

4 fo-009131 ³^933 n⁴ L    n

1 r0-035912

n⁴ L n

53) .

<5 l?

n² d²

d²

+ 0-009131.3-8] + 0-034699]

55) . . =

Wenn man für jedes Rohr des bezeichneten Kreislaufes dieselbe Rechnung durchführt, so erlangt man für diesen Kreislauf und die inFig. 220 mit ABCNN'M'MHIKL A und A B C O F Q"RH I KL A bezeichneten, die in den Uebersichten A, B und C enthaltenen

überschriebene Rubrik

Resultate. Die in den Uebersichten mit

müsste, wenn alle Rohre proportional den erforderlichen Leitungsfähigkeiten dimensionirt wären, durchaus gleiche Zahlen enthalten, was aber in der Praxis nie der Fall ist, weil die Rohrdurchmesser nur in gewissen Abstufungen zur Disposition stehen.

~<r

s;

A. Zusammenstellung für den Kreislauf nach dem unteren Geschosse.

Reibungsantheile C; g|

CA

s?

ZU-

sammen

Werthe von C

einzeln

■P IV

BÏ

qcm.

W₂

qcm.

cm.

Sirej^g

0-039688    1-670.0-009187 = 0-015342

3-933.0-009131 = 0-035912

0-028736

1-770.0-006521 = 0-011542

1-770.0 006433 = 0-011386

4-720.0-009008 = 0-042518

= 1-670 4-320

1-650

0-106

0-059

1-030369!0-009187

112-15

10-59

= 0-12

4442

Contraction

2 Krümmungen l'OOOl

37280

10-6 88-25

0-070611

0028736

0-030781

0-030365

0-065037

0-051596    2-393.0-009063 = 0-021688

0-167123

ft 0 s

< Iv^

v C'

>\

•air«

0-316814 - 0-167123 = 0-149691

= 3-933 7-733

008-0 000-T

0 075

1 Brechung 1 Ventil

5 Krümmungen 2⁻500|

0-059

1-030369 0-009131

112-15

10-61

zm

f S0 = ï-IM

44-18

7-5

= 3-147 3-147

0-075

0-059

1-030369 0-009131

112-84

T9-0T

4442

18911    ü'²⁴

44-18

7-5

0-316814

0-009187

0-326001

1- 770 4-720

2- 950

1- 770 4-720

2- 950

= 4-7207-220 = 2-500

= 2-393,5-693

<1 r®

0-059

1-030369 0-006521!

158-00

12-57

4442

TT68I

12-57

4-0

>;

cp

tH

wie Post IV

1-016446 0-006433;

158-00

12-57

18911    ¹

4442

12-57

40

⁰⁰⁵⁹ 0-075 5.0-5

1-016446 0-009008

112-84

10-61

zm

Ml⁻⁰'²⁴

44-18

7-5

4-3

0-106

14-0-3 + 2.0-5= 3-300

0059

1-016446 0-009063

10-5911215

4442

37280    ⁰¹²

88-25

9-01

il A

in ax

yj

<J |V

371231 1    1 r    0-16711

—J ^    ^ [01589 + --- J

mas    C' -Ą = ^0-009187 + 0-149691

n⁴

B. Zusammenstellung für den Kreislauf nach dem mittleren Geschosse.

Reibungsantheile

7.U-

sammen

Werthe von C

Si

W.

einzeln

qcm.

W₂

qcm.

Strang

1-670.0-022887 = 0-038221

[0-098866I

4-320

wie ad A

1-670 +1-650

0-022887

1-030369

2843

3-933.0-023438 = 0-029182

0-073759

0-193012

3-708.0-011134 = 0-041285

3-708.0-010984 = 0-040729

7-744.0-024587 = 0-190402

4-720.0-023122 = 0-109136

2-393.0-022587 = 0-054051

SC'-;= 0-832777

«ï

s2 =

= 1-180024 - 0-832777 = 0-3472471

ri

SC"

— SC'

-OS

0-8328'

0-181246

0 073759

0193012

7-733

3-147

= 7-744 7-744

= 3-708 6-658 0-074130

0-073131

6-658

0-190i|2

0-166941

0-128537

1-180124

wie ad A

3-933 + 3-800

0-023438

1-030369

wie ad A

8-4

0-064

2-2

0-023438

1-030369

0-15 6-63 43-96

3^200 = 0-08 6-71 45-02 2843

⁴⁴⁻¹⁸ II Ï89ÏÏ = 0-15 6-63 43-96 44-18

88-25

9-01

0-059

0-024924

1-030369

2843

18-11 81-9 bs-0 = ⁶⁹—-

32-17

0-035

1+1-65+0-3 = 2-950

0-059

wie vorstehend

= 7-744 7-744

7-220

5-693

fm so-o = -y

~ — 0 3

inax

181110-0 698080-1

9-62 92-54

2x4:5

2843    ¹

9-62

Ip    lO ^    lO

t>    cb

II

III

DN

1-204948

= ^ï 03722 H

0010984

1-016446

9-62 92-54

2843

2843    ¹

9-62

8-4

0-064

0-059

0-024587

1-016446

2843

wie ad A

4-720 + 2-500

[0-023122

1-016446

6-63 43-96

wie ad A

1-016446 0-022578 2-393+ 3-50

6-71 45-02

14469 ~°'²⁰ll ⁶'⁴³l⁴¹'³⁴

²⁸⁴³ _n1~

Ï891Ï 7 015

⁸⁸⁻²⁵ II S⁼⁰⁻⁰⁸

32-17

= f- 0 3 4* - x1îUI|

Ly y J

0-832777

A] ⁼ [°'⁰²⁴⁹²⁴ + ⁰⁻³⁴⁷²⁴⁷ +

si

»O S - + - »»O S + - XVU11

I y y J i

cc

3-5

6-4

7-5

9-01

Fig. 221

N N'

M'M

MG

VI

yn

G. Zusammenstellung für den Kreislauf nach dem oberen Geschosse.

Wertlie von C

Reibungsantheile C'

ZU-

sairmen

einzeln

◄ IV

s?

Si

qcm.

W,

W,

qcm.

cm.

Strang

1-670.0-007832 = 0-013079

0-033834

4-320

wie ad A 1-670 +1-650

11-47 131-56 1-0303690-007832

4887

⁸⁸'²⁵1137280    °'¹³

10-6

3-933.0-007805 = 0-030697 0-024562

899990-0

5-992.0-003292 = 0-019726

3-687.0-006957 = 0-025651

3-687.0-006863 = 0025304

0-019462

0065770

4-720.0-007699 = 0-036329

2-393.0-007726 = 0-018488

S 0'-= = 0-345746

sï

0-135927

= 0-481673 - 0-345746 = 0-135927

iT

= sc"

[7-733 0-060356

13147 0-024562

899990-0 ffL-L\

0-019726

= 5-992 5-992

wie ad A

3-933 + 3-800

wie ad A

wie ad B

6-5

0-064

11-49 132-02 1-030369 0-007805 11-49132-02 [1-030369 0-007805

609800-0 698080-1

10-94119-68

1-030369 0 003292 0-059

17-69 312-94

0-046174

0-045550

0019462

10-065770

0-055587

'0-0439841

0-481673

0-008609|£C^-SC'^

0-490282

= 3-687 '6-637

,6*637

5-992

7-744

7-220

5-693

<1 iv <i iv

0-26

4887

18911

0-26

0-34

4887

Î4469

44-18

44-18

32-17

0-55

4887

8806

32-17

2-5

1-030369 0-006957 0-059

12-17148-11

iss?

4887    ¹

12-17

|1 + 1-65 + 0-3 = 2-950

wie vorstehend

= 5-992

= 7-744

SC

max

1-016446 0-006863

6-5

0-064

0-003248 0-059

1-016446

12-17148-11

17-69312-94

12-17

7-5

7-5

6-4

6-4

4-0

4887

S²¹⁷ II 8806” °'⁵⁵

8-4

1-01644610008493110059

10-94119-68

0-34!

4887

14469

32-17

wie ad A 4-720 + 2-500

11-49131-56 I|l-016446j0-007726|| 2-393+4-300

1-016446 0-007699

11-4913202

4887

⁴⁴¹⁸ ï89n⁼⁰'26 4887

⁸⁸'²⁵ 37280 ”°'1H

7-5

10-6

max

^ [max ^ + ï C" |    + CI] = i [o 008609 + 0-135927 + 2++1    > [q-144536 + ++’¹

« a a

HH

Fig. 22]

NO

rcIO

U,,b

RM

MG

IA

VII

Heizfläche

System

in

Quadratmeter

T a-

Querschnitt

Nach der praktischen Kegel in Quadra/.centi-mete*

An der Stelle

von max

Strang|s, qcm.

Kreislauf nach dem unteren Geschosse .

11

= 5-5

„    „ mittleren Geschosse

77

„    „ oberen Geschosse .

12-51

2"¹¹

~2 8 112-51 = 6-26

DN

Fig. 221

DN

10-59

6-43

10-94

Die Uebersicht A zeigt, dass — im Strange I zum Maximum wird.

Si

Für den Kreislauf zu den mittleren Geschossen tritt die Querschnitt-

und

|+sc^]

enge im Rohrstrang D N auf. Die Schlussresultate |max

56) . . i[maX|H-SC"A ₊ łSC'^] gelten

n-fachen Durchmesser.

§ 23. Ermittlung der Druckhöhen. Wie aus Fig. 221 zu entnehmen, besteht die zu hebende Warmsänle aus dem TheileLA mit

zum Niveau von D E

für die einfachen und

^ (58 -f- 83) = 70°, dann aus dem bis £

. Höhe und mit (83 —j— 80) ^=81°.

reichenden Theile mit 6*5 m

Drückend, somit hebend auf die frühere Säule wirken E F und von da abwärts der bis L reichende Theil, respective mit 2 und

5’82 m. Höhe und mit den Temperaturen von

(80 + 60) 1

und (60 + 58)1 = 59°. Für diese Temperaturen von 70°, 81° und

59° giebt die Tabelle II& die Werthe 0*978196, 0 971174 und 0-983821 für A\ Man hat daher, auf die grösste Dichte des Wassers reducirt, zu heben: 1-32.0*978106 = 1*291100 und 6*5.0 971174 = 6*312631, zusammen 7*603731 m., wogegen hebend wirkten: 2.0*978106 = 1*956212 und 5*82.0*983821 = 5*725828, zusammen 9*682050m. Hieraus ergiebt sich Drucküberschuss

= 70°

56a) . . H₄= 0*078319 m. oder h₄ = 7*83 cm. als Wassersäule von —[— 4°. Man erhält in gleicher Weise für den Kreislauf zu dem mittleren Geschosse

57) . . h₄ = 18*46 cm. und für das obere Geschoss 58) . . h = 26*68.

belle D.

Querschnitt

Sicherheits-Coöfficient

Nach der theoretischen Bestimmung

n². s, qcm.

Nach dem gewählten Beispiele

Nach der praktischen Regel

0-52².10-59 = 2-86

10-59

2-86

= 3-7

5-5

2-86

= 1-9

049². 643 = 1-544

6-43

1-544 — 4-2

1-544

= 2-6

047².10-94 = 2-42

10-94

242

= 4-5

6-26

242

= 2-6

m₄ =

§ 24. Rolirquerschnitte, Sicherheits- Coefficient. Unsere Formel

gilt für den Meter als Einheit. Nach-

2gH

gr₂+^C^

max

dem wir es aber mit sehr kleinen Grössen zu thun haben, so führen wir den Centimeter als Einheit ein, und setzen daher

m H =

100³ '

h

löö*

100²

S² =

S-2

100₄

wodurch Formel übergeht

2g

kl

in m —

ICK)

d. i.

max

s2100⁴

s²

100⁴

59) . . m = 10

worin blos g in Meter, zu

max

verstehen ist. Für n d anstatt d erhält der obige Nenner, wie aus 46), aus den Schlussresultaten der Uebersichten A, B und C

54) und

hervorgeht, die Form: ^ Tm +    Die Substitution in obige Formel

giebt

60) . . m = 10

2g h

m² .

m² M 200 g h ’n 200 g h

woraus man

fM+A']

^ =0 als Bedingungsgleichung erhält

¹⁻⁴ I d

61) . . n⁵

und wobei sämmtliche frühere Rohrdurchmesser d mit nd vorausgesetzt sind. Für den in Uebersicht A dargestellten Fall mit Benützung des für h in § 23 gefundenen Werthes erhält man durch Substitution in Formel 59)

62) . . m = 10

2.9-81.7-83

0-3260

sind aber nur erforderlich:

= 230-5 cbcra. per Secunde. Zufolge 44)

.-4442

63) . . m

10

49-4 cbcm.

Es ist somit die

230-5

49-4

= 4-7fache Leistungsfähigkeit vorhanden.

Die Substitution aus 63), 56) und aus Tabelle A in Gleichung 61) giebt:

49-4² . 0-1671

n⁵-

49-4².0-1589 200.9-81.7-83 n 200.9-81.7-83

= 0 oder

n⁵ — 0 02654 n — 0-02524 = 0, woraus im Wege der Regula falsi n = 0 52 gefunden wird. Der Querschnittantheil in dem Rohrei (UebersichtA),

in welchem max

auftritt

s?

erfährt eine Réduction auf n² . s₍

= 0'52².10"59 = 2"86 qcm. Es könnte demnach jeder Durchmesser beinahe auf die Hälfte reducirt werden, wenn die Capacität der Rohre und die erforderliche Leistungsfähigkeit sich decken sollen. Nach einer praktischen Regel rechnet man häufig Y₂ qcm. Rohrquerschnitt für jeden Quadratmeter Heizfläche. In unserem Falle sind, wie Fig. 220 zeigt, 11 qm. Heizfläche zu versorgen. Man hätte demnach einen

Querschnittantheil von ~ . 11 = 5"5 qcm. zu berechnen. Im Ver

gleiche zum theoretischen Querschnitte erhält man daher bezüglich des in unserem Beispiele gewählten Querschnittes das und bezüglich des nach der praktischen Regel bestimmten das L9fache des Erfordernisses. Wenn man die gleiche Rechnung

10-59

2-86

= 3‘7faclie

5-5

2-86

auch für den Kreislauf nach dem mittleren und oberen Geschosse

durchführt und hierbei die ad 57) und 58) gefundenen Werthe benützt, so gelangt man zu der bereits in § 23 gegebenen Zusammenstellung.

Aus den Sicherheits-Coëfficienten derselben resultirt ein Verhältniss derD urchmesser von [/ 1 :    1-9 = 1"4 und J/ 1 : V 2-6= 1:1-6. Man

wird daher die theoretisch berechneten Rohrdurchmesser durchschnittlich iy₂mal nehmen und damit gut ausreichen. Wenn es sich daher in einem gegebenen Falle um keine grössere Genauigkeit handelt, so kann man die Bestimmung der Querschnitte nach der Regel vornehmen (Y₂ qcm. per 1 qm. Ofenheizfläche), und im Gegenfalle auf das derart ermittelte Rohrsystem nach unserer Theorie

multipliei

Vollständige Berechnung eines Warmwasser-Heizsystemes. näher bestimmen und die sieli ergebenden Rohrdurchmesser mit dem Sicherheits-Coëfficienten

ren.

§ 25. Zulässige Länge der Horizontalleitiingen. Für das untere Geschoss, als dem für die Circulation ungünstigsten, erhält man bei ld/jfacher Sicherheit 1"5².2*86 = 6"435 qcm. Mit Rücksicht auf die Zahlen der genannten Tabelle ergiebt sich demnach

64) .

n², oder n = 0-78

6-435 ' 10-59

Wird dieser Werth in die Schlussrelation der Tabelle A des § 22 substituirt, so erhält man

65) .

' n⁴

[ 0-1589-1

0-16711

n J

= 1-0081

Für das zufolge 63) erforderliche Quantum von 49*4 cbcm. giebt die Formel 62), wenn der Nenner mit N bezeichnet wird,

49-4 = 10

2.9-81.7-83

woraus

66) . . N =

= 6-2952 folgt.

100.2.9-81.7-83

49.42

Mit Rücksicht auf 65) bleibt daher noch für die Ueberwindung irgend eines Widerstandes ein Rest von

67) . . 6-2952- 1-0081 = 5-2871 Wir nehmen nun an, es habe das Wasser über die in Fig. 220 dargestellte Länge des Zuleitungsrohres BC (vom Durchmesser 0*075 m.) noch eine weitere Länge von lm. zu passiren, und setzen voraus, es habe dasselbe durchschnittlich auf je 10 m. eine Biegung im rechten

Winkel. Die Reibung beträgt dann 0-059

0-075

und die Krümmungs-

widerstände summiren sich zu Jq0'5. Wird unser Werth von n, welcher

zufolge 64) gleich 0*78 ist, eingeführt, so hat man für das gedachte Zuleitungsrohr und das gleichlange Rückleitungsrohr analog den Resultaten, welche für die Stränge II und VI in Tabelle A (§ 22) dargestellt sind und mit Rücksicht auf die Schlussrelation daselbst als gesammten Widerstandsbetrag

.0-009131

0-78⁴

[O-OSI + O.059^.^]

ÖÖ75 - ü4] °-009°°8 = C-OSlSe 1

+ -L.[o051 + 0059

Die Gleichsetzung mit 67) giebt 0-051861 = 5*2871 woraus 67 a) . . 1 = 102 m. folgt.

Die vorhandenen Druckhöhen würden daher bei 1‘öfacher Sicherheit noch ausreichen, wenn die Zu- und Rückleitung auf eine um je 100 m. grössere Distanz geführt werden müssten. Daraus geht hervor, dass die Warmwasserheizung von einem Centralpunkte aus auf weite Umkreise wirksam gemacht werden kann.

§ 26. Näherungsmethoden für die in §§ 22 bis 25 durchgeführteu Calcnlationeil. Wird in Formel 59) der allgemeine Nenner substituirt, welcher in den Tabellen A, B und C zur Anwendung kam, so erhält man

m = 10

Vi

2gh

n⁴

max-^r

sî

+s-C‘^+lsc£]

Wenn die Durchmesser der Rohre nach Verhältnis ihrer auf-

BÏ

habenden Leistungen gewählt werden, so stimmen alle Werthe überein, und man erhält:

m = 10

2gh

[l-f2C" + i£C']

Setzt man ferner die Werthe

JL A n⁴ s?

von A, die sich wenig von der Einheit unterscheiden, wirklich gleich 1, so vereinfacht sich die Formel auf

68) . . m = 10 s

69) . .

m = 10 s, J/^

[l-fEC" + isC']

10 St J/^

oder für n = 1

2gh

1+SC

Aus der 9. und 10. Columne der Uebersicht A des § 22 sind die folgenden Werthe von C", betreffend die diversen Widerstände, und von C', betreffend die Reibungswiderstände, zu entnehmen:

Strang

Werthe von C

Diverse C"

Keibung C'

Zusammen C

2-650

II

3-800

III

IV

2-950

2-950

VI

2-500

VII

3-300

1-670

3-933

3- 147 1-770

1- 770

4- 720

2- 393

4-320

7-733

3-147

4-720

4-720

7-220

5-693

37-553 = 2 C

18-150 — S C"

19-403 = SC‘ Il

Die Substitution in Formel 69) mit Zuziehung des betreffenden Werthes von h aus § 23 giebt 2.9-81 . 7-83

70) . . m = 10 S! J/

37-553

Der Minimalwerth von s, ist aus Tabelle A mit 10-570 qcm. zu entnehmen. Man erhält daher: m = 211 cbm.

Die genaue Formel ergab ad 62) m = 231 cbm. Der Fehler unserer Näherungsformel beträgt daher 9 Percent. Aus Formel 68) erhält

man m = 10 . n² s₁

. Die Substitutionen aus

1 + V QU _J_ S Q,

63) und aus obiger Tabelle geben

49-4 = 10. n².10-57

2.9-81.7-83

1 + 18-15

19-403

woraus im Wege der Regula falsi n = 0"53 gefunden wird, wogegen laut der zu § 23 gegebenen Zusammenstellung n = 0*52 gefunden worden ist. Man hat demnach als theoretischen Querschnitt

n². st = 0 52².10-57 = 3 qcm.

Der Durchmesser hierzu ist d = 1*96 cm., daher für F/jfache Sicherheit d = 3 cm. zu nehmen ist, nahe übereinstimmend mit den Resultaten ad § 23, daher dieses Näherungsverfahren zur praktischen Anwendung geeignet ist.

§ 27. Genauere Temperaturbestimmung der Rohre und Oefen. Man hat mit Bezug auf Fig. 220 und 221, in A, T = 83°; in L, t₂ = 58°; W=Wärme-Abgabe von A bis L 18911 WE., W—w' = Abgabe bis D. Dieselbe beträgt nach den in Fig. 220 eingeschriebenen Zahlen = 42 + 158 + 631 = 831 WE. Somit

831.25

nach Formel 40a) 83 — t'

18911

= 1°, woraus

71) . . t' = 82° als Temperatur in D erhalten wird.

Bis Punkt G beträgt der im gesammten Kreisläufe entstehende Verlust W — w = 18911 — (36 + 119) = 18756, daher wird 18756.25

83 — t'

18911

24-5°, woraus sich

-    72) . . t' = 58-5° im Punkt G ergiebt.

Für den Circulationsweg von D bis G hat man daher Temperatur in D nach 71), T = 82°; Temperatur in G nach 72), t = 58"5; somit T — t = 23-5°. Die Wärme-Abgabe von D bis G beträgt W = 97 + 3300 + 59 = 3456 WE. Von D bis E hat man Wärmeverlust W — w' = 97.

97.23-5

Somit hat man zufolge 71) und wegen 82 —t' = 73) . . t' = 81-3«

3456

= 0-7°,

Von D bis F hat man W — w' = 97 -j- 3300 = 3397, daher 82 — t' 3397.23-5

— 23°, und

3456

74) . . t'=59° im Punkte F.

Die genaue Mitteltemperatur im Wasserofen wäre daher nach 73) und 74)

75) . . V₂ (81-3+ 59) = 70*15°

Aus Fig. 221 ist zu entnehmen, dass im Rundlaufe, beginnend oberhalb D und endend oberhalb Gr, 18911 — 4442 = 14469 WE. verbraucht werden. Von D bis N gehen 234 WE. verloren und in M erübrigen noch 141 WE. Die Temperaturen in D und Gr betragen 82° und 58*5°, deren Differenz daher 23*5° ist. Die Quantität des circulirenden Wassers ist oberhalb D und Gr sowie unterhalb M dieselbe. Somit

ergiebt die Substitution in 40a):

76) . . 82 — t'

daher t' = 81 -6° und für M

234.23-5

14469

, t' = 58*7°

77) . . 82 —1' =

(14469 -141) 23-5

14469

In ähnlicher Weise kann mit allen anderen Temperatur-Bestimmungen fortgefahren werden.

§ 28. Expansionsgefässe, Berechnung derselben. Sämmtliche drei Rohrsysteme fassen 51 cbdcm., die Wasseröfen 1410 cbdcm., die Wasserkessel 414 cbdcm. und das Expansionsrohr etwa 100 cbdcm., zusammen 1975 cbdcm. Als äusserste Temperaturgrenzen des Wassers nehmen wir 10° und 100° an. Ein Kubikdecimeter von + 4° giebt nach Tabelle II b für +10°, 1-000257 cbdcm. und für 100° 1-043116 cbdcm., daher an Zunahme des Volumens 0*042859 cbdcm.; somit haben wir als Grenzresultat für die Volumenzunahme 1975 cbdcm. à 0-042859 = 84’6 cbdcm. Das Expansions-Reservoir muss daher mindestens 84-6 cbdcm. fassen.

= 7966 WE. zu liefern, und da die Temperatur-Differenz des

§ 29. Dampfwasserkessel, Ermittlung der Grösse desselben. Der doppelwandige Wasserkessel hat in der als Beispiel gewählten Ausführung einen inneren Durchmesser von 950 mm., einen äusseren von 1146 mm., und eine Höhe des Wasserkörpers von 1550 mm. Die Wasserfüllung beträgt daherO-4138 cbm. Die innere giebt = 4-63qm. Heizfläche. Für sämmtliche drei Systeme sind (s. Fig. 221). 37280 WE. zu liefern. Hierzu kämen noch die Wärmeverluste des allerdings sorgfältig zu umkleidenden Kessels. Wir nehmen daher rund 38000 WE. an. Somit hätte ein Quadratmeter Dampfwasserheizfläche per Stunde 38000

4-63

Wassers gegen den Dampf im Mittel 100 — 70 = 30° beträgt, so ergäbe sich eine Transmission per 1 qm. und 1° von

8200

30

273 WE. als er-

forderlich. Nach Tabelle XIII des Abschnittes über Dampfheizungen beträgt aber die Transmission 750 bis 1073 WE. Daher besitzt der Wasserkessel im vorliegenden Falle eine weit grössere Leistungsfähigkeit.

750

Dieselbe stellt sich mindestens auf das =~ = 2’7fache. Man rechnet

Z io

übrigens in der Praxis häufig 20000 WE. per 1 qm. Dampfheizfläche, was in unserem Falle 20000.4‘63=92600 WE. und

somit einen Ueberschuss-Coëfficienten von

92600

= 2!/₂ ergäbe.

§ 30. Wärmereservation der Warmwasseröfen. Die sämmtlichen Oefen haben zusammen 94 qm. Ihre Temperatur-Differenz gegen die Zimmerluft beträgt 50° und der Transmissions-Coefficient wurde mit 6 WE. gefunden. Wenn nun im Falle mit der Heizung ausgesetzt würde, die Oefen sich um t° in der ersten Stunde abkühlen, so ist

36683

50 — ~ die mittlere Temperatur-Differenz und ^50—

— 282t die Wärme-Abgabe, welche blos durch Oefen effectuirt wird. Die sämmtlichen Oefen geben 28200 und die Rohre 8480 WE. ab. Das Gesammtquantum von 37280 WE. beträgt daher circa das P3fache der Ofentransmission. Mithin beträgt in der ersten Stunde der Abkühlung die Wärmelieferung, welche durch die Oefen und Rohre bewirkt wird, 1-3 (28200 — 282 t). Das Wasserquantum beträgt aber zufolge § 29! 1975 cbdcm. und repräsentirt daher eine Abkühlung um t° des Wärmequantums von 1975 t. Wir haben daher 1*3 (28200 — 2821) = 1975 t, woraus man t=16° erhält. Man hätte

16

somit im Verlaufe der ersten Stunde im Mittel 50--

peratur-Differenz anstatt 50°. Die Wärme-Abgabe reducirt sich dadurch in der ersten Stunde nach dem Verhältnisse 50:42 = 100:x, d. i. auf x = 84 Percent. Daraus ist zu ersehen, dass in der ersten Stunde wenig Wärme-Abnahme der Zimmerluft zu fühlen sein wird. In dem Momente als die Zimmerluft merklich unter die Temperatur der Wände zu sinken beginnt, wirken die Wände der Oefen unterstützend als Wärmereservatoren.

§ 31. Heizflächen-Erforderniss der Wasserkessel. In dem Falle, als das heisse Wasser durch directe Kesselfeuerung erwärmt werden soll, giebt die Tabelle Vir den Transmissions-Coefficienten mit 13 bis 20, also im Mittel mit 16 WE. an. Für 1000° Feuerlufttem-

94.6=28200

= 42° Tem-

peratur über dem Roste und 300° des Rauches hat man 650° Mitteltemperatur und gegen das Kesselwasser G50 — 70 = 580° Differenz. Nimmt man für eine gut construire Kesselanlage den grösseren der obigen Werthe, nämlich k =20 an, so erhält man 580.20= 1160 oder rund 1100 WE. Effect per 1 qm. Kesselheizfläche. Das Erforderniss

beträgt daher

37280 WE.

1100

= 33-9 qm. Die gesammte Kesseloberfläche

ver-

an. Den Transmissions-

würde dann circa D/2.33 9 = 50 qm. erhalten. Eine Berechnung auf Grundlage des Gegenstromprincipes, wofür wir die Formeln im Abschnitte VI entwickelten, würde insoferne auf unsicheren Grundlagen beruhen, als der Coefficient k von dem Hitzgrade der Gase und Wandungen der Feuercanäle abhängt, die betreffende Relation aber noch nicht ermittelt ist. Prof. H. Fischer nimmt die Anfangs- und Endtemperaturen der Feuergasse mit 1200° und 200°, die Temperaturen des aufsteigenden und zurückkehrenden Wassers mit 90° und 60°, somit die glichene Differenz mit 700— 75 = 625°

Coëfficienten setzt derselbe je nach der günstigen Anlage zu k = 15 bis 17 und erhält als Heizfläche

78) . . F =

11250 Rostfläche ist mit

bis

9375

und als Durchschnitt F =

Tööööqm-

Die

79) . . R =

F . F

2^ bis 2^ qm. herzustellen.

§ 32. Zulässiges Temperatur-Maximum in Folge der drücken den Wassersäule. Da die unteren Partien des circulirenden Wassers unter einem durch das Expansionsreservoir gegebenen höheren Drucke stehen, so können dieselben auch auf einen höheren Grad erhitzt werden. Doch muss im Expansions-Reservoir die Temperatur bereits unter 100° stehen, damit keine Dampfentwicklung entstehe. Angenommen die Drucksäule wäre 20 m. hoch = 200 dem., so würde der Druck auf die tiefste Stelle der Wassersäule = 200 kgr. per 1 qdem., d. i. 2 kgr. per 1 qcm. = 2 Atmosphären sein, wozu noch der Luftdruck käme. Mithin stünde das Wasser im Kessel unter dem Drucke von 3 Atmosphären.

Die Temperatur eines bis auf diese Höhen gespannten Dampfes beträgt nach Tabelle IV b 133° C. und kommt nach physikalischen Gesetzen der Siedetemperatur von ebenso gespanntem Wasser gleich. Die Transmission der unteren Rohrtheile kann daher gesteigert werden.

Häufig wird es Vorkommen, dass bei voller Leistung das Wasser mit etwas mehr als 80° aufsteigt und mit circa 45° zurückkommt.

Warmwasser-Heizanlagen einzelner Objecte.

§ 33. Wasserheizanlage für Glashäuser und Treibkisten. Die

Fig. 226, 227 und 228 stellen die Heizanlage eines Glashauses dar. Die Heizapparate befinden sich im Vorbau bei A und B und stehen in dem vertieften Raume, welcher aus Fig. 227 ersichtlich ist. Von A aus geht ein gemeinsames Zuleitungsrohr aus, von welchem zwei Fuss-

Fig. 226.

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Fig. 227.

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bodenrohre abzweigen und das Glashaus der Länge nach durchziehen. Die Rücklaufrohre a' und V münden schliesslich wieder in ein gemeinsames Rückführungsrohr c ein, welches zum Kessel führt. Die Rohrverzweigungen nach dem Glasgange und der Treibkiste sind in gleicher Weise angeordnet.

Fig. 34. Wasserheizanlage für Beheizung vou Bädern. Fig. 229 bringt eine Warmwasser-Heizanlage zur Darstellung, welche das Wasser für 3 Badewannen und ein kleines Vollbad und nebstdem noch den Bodenraum zu heizen hat. Das Wasser im Kessel A wird von den Heizgasen erwärmt, welche durch die Rohre a ziehen. Das heisse Wasser steigt durch Rohr B in das Reservoir C auf und das kühlere

Wasser fällt durch Rohr D ab, um in den Kessel zu gelangen. Das

Fig. 228.

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Reservoir C hat nun an dem

ein Ab-

0'033

oberen Punkte zweigrohr nach den Badewannen und dem Vollbade und ein tiefer einmündendes

Zuflussrohr der dortigen Hauswasserleitung, nun der Zulauf aus letzterem Rohre geöffnet, so fliesst als Ueberlauf durch das erst genannte Rohr das erwärmte Wasser nach den Bädern ab. Letztere haben noch besondere Kaltzuflüsse behufs Mischung mit dem warmen Wasser. Die heissen Gase verbreiten sich in dem Blechkasten E, welcher einen Calorifer bildet

und ziehen durch das daselbst gezeichnete Rohr in den Schlot ab. Im Zwischenräume E' erwärmt sich die Luft, welche aus der Luftkammer durch Canal F eintritt, und durch den Canal G in erwärmtem Zustande nach dem Badelocale abströmt. Die beschriebene Einrichtung, weichein dem Wiener Waisenhause (X. Bezirk) zur Ausführungkam, stöllt daherdieCom-llilllfj bination eines Kes-^3 sels für Wassererhitzung mit einem Luftheizofen dar. Dieselbe functionirt vollkommen

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Fig. 229.

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gut, nur geht an kalten Tagen die Heizung des Vollbades etwas langsam vor sich, weil dann die Leistung für die Mauerwärmung gesteigert werden muss und mit der Heizfläche des Kessels möglichst ökonomisirt worden ist.

Kosten der Warmwasser-Heizanlagen.

§ 35. Kosten für eine Sclmlbeheizung. Für die beiläufigen Kosten einer Warmwasserheizung dürften die folgenden Angaben einige Anhaltspunkte geben. Diese Angaben bezeichnen die Quoten, welche sich auf je einen Quadratmeter Heizfläche einer mit Wasseröfen versehenen Schulheizanlage basiren.

Die Kesselanlage fl. 5, die Rohre, Schieber, sämmtliche Hähne, einige Verkleidungsgitter, ferner die Expansions-Reservoire und diverse Gegenstände fl. 13.50, die Wasseröfen fl. 20, die Ventilationsklappen in den Localen fl. 1.50, zusammen per 1 qm. Heizfläche fl. 40. ö. W.

Schlussbemerkung.

§ 36. Charakteristik des Warmwasser-Heizsystemes. Das Vorhandensein eines offenen Expansions-Reservoirs der Warmwasserheizung bedingt den ihr eigenthümlich en Charakter und begrenzt deren Steigerungsfähigkeit. Es finden nämlich die Erwärmung der Heizflächen und die Wärme-Abgabe ihr Maximum in der zulässigen Erwärmungs-Temperatur des Wassers. Dieselbe ist aber massig, daher grosse Heizflächen, die Bewegung grosser WassermeDgen und in Folge dessen grosse Heizkörper und weite Rohre erforderlich sind. Daher auch die grösseren Kosten; dagegen wieder die bedeutende Wärmereservation dieses Systèmes. Dort, wo täglich anhaltend zu heizen ist, insbesondere aber in Krankenhäusern, wo Tag und Nacht geheizt sein muss, kommt der letzte Vorzug zur besonderen Geltung. Die Wärmereservation kann gesteigert werden durch grosse Kessel oder auch durch Reservebehälter von warmem Wasser. Das Warmwassersystem gestattet nicht blos das zeitweilige Aussetzen des Feuerungsbetriebes, sondern auch die nächtliche Einstellung der Feuerung, wenn der Wassergehalt des Systèmes entsprechend gross angeordnet wird.

XIII. ABSCHNITT.

Die Dampfheizung.

Allgemeine Erläuterungen.

§ 1. Erklärung des Dampfheizsystemes. Denkt man sich Kessel, Rohre und Heizkörper eines Warmwassersystemes mit Dampf gefüllt, so hat man die beiläufige Vorstellung einer Dampfheizung. Da die Wärme-Abgabe an die Luft dadurch erfolgt, dass sich der Dampf in Wasser von gleicher Temperatur verwandelt, indem er seine latente Wärme abgiebt, so findet von den Heizrohren und Heizkörpern nach dem Kessel eine Rückströmung von Condensationswasser statt.

§ 2. Dampfheizkörper mit Wasserfiilluug. Erfordert es der Zweck, dass die Dampföfen auch nach Einstellung der Heizung noch eine nachhaltige Wärme abgeben sollen, so construirt man den unteren Theil des Ofenraumes als Condensationswasser-Gefass, welches somit als Warmwasserofen functionirt und das Wärmereservoir bildet. Derlei mit einem Wärmereservoir versehene Oefen wirken auch ausgleichend auf die Wärme-Abgabe in den beheizten Räumen, weil allfällige in der Dampfzuströmung oder in dem Wärmebedarfe eintretende Unregelmässigkeiten weniger störend wirken können. Der Dampf kann, wie die späteren Rechnungen ergeben werden, mit bedeutender Geschwindigkeit und mit Leichtigkeit auf sehr grosse Entfernungen geleitet werden, so dass für eine weitgreifende Ausdehnung der Heizanlage in horizontaler und verticaler Richtung, wie z. B. für eine grössere Anzahl von Gebäuden von einer einzigen Central-Feuer-stelle aus der ganze Heizbetrieb besorgt werden kann.

§ 3. Dampfheizung in Fabriken. Eine besondere Kesselanlage für die Dampfheizung ist nicht unter allen Umständen nöthig, sondern es können auch die gleichzeitig anderen Zwecken dienenden Kessel hierzu verwendet werden. Dieser Fall trifft sich in Fabriksanlagen.

Dampfkesselfeuerungen.

Wir legen unserer Abhandlung über Dampfkessel und Feuerungsanlagen die vorzügliche Darstellung zu Grunde, welche Prof. Schwackhöfer in seinem Lehrbuche der land wirthschaftlich-chemischen Technologie gegeben hat.

Fig. 230.

§ 4. Roststäbe, Herdplatte. Die Roststäbe werden aus grauem Roheisen, dem möglichst viel Brucheisen zugesetzt ist, gegossen. Dieselben erhalten für Kesselfeuerungen Luftzwischenräume von 18 mm. Breite bei Verwendung von Stück- oder Würfelkohle, und von 10 mm. Breite bei Nuss-, Gries- und Kleinkohle. Ihre Stärke an der oberen Fläche beträgt respective 20 und 10 mm. Zur Einhaltung des richtigen Zwischenraumes werden an die Stabenden Klötzchen von entsprechender Stärke angegossen und die Stäbe so gelegt, dass diese Klötzchen aneinander stossen. Die Aufschichtung wird bei Kleinkohle höher gehalten, um das Durchfallen unverbrannter Theile auf ein geringeres Mass zu reduciren. Die Stäbe dienen nicht blos zur Bildung der Luftzwischenräume, sondern sie bewirken zugleich eine Vorwärmung der durchziehenden Luft. In Folge dessen wird die Gluthschiehte weniger abgekühlt und es werden die Roststäbe, indem sie einen Theil ihrer Wärme an die Luft abgeben, vordem schnellen Zugrundegehen bewahrt. Um diese Function bestens zu erfüllen, ist es gut, die Roststäbe hoch zu halten, und es ist zweckmässig, ihnen der ganzenLänge nach dieselbe Breite zu geben, damit die einströmende Luft an allen Stellen dieselbe Erwärmungsfläche findet, wie dies in Fig. 230 dargestellt erscheint. In Fig. 234 sind die üblichen parabolischen Roststäbe ersichtlich. Bei Feuerherden mit hoher Temperatur, also bei solchen, die eine vorzügliche Verbrennung bewirken, ist es oft nöthig, über der Sohle des Aschenfalles einen Wasserbehälter anzubringen, welcher auf die Gluthschiehte etwas abkühlend wirkt, um dadurch die Roststäbe vor zu grosser Erhitzung und somit vor dem zu schnellen Zugrundegehen zu schützen. Die zum Feuer strömende Luft wird dadurch mit Wasserdunst geschwängert, dessen Bildung durch die vom Roste nach abwärts strahlende Wärme begünstigt wird. Derselbe wird anfänglich in der Gluthschiehte zu Wasser- und Sauerstoff zerlegt und durch Wärme gebunden. Diese Wärme wird der Gluthschiehte entnommen, daher dieselbe etwas abgekühlt. Schliesslich erfolgt aber wieder die Ver-

bindung zu Wasserdunst, d. i. die Verbrennung, wodurch auch den Feuergasen die entnommene Wärme wieder zurückgegeben wird. Der schliesslich verbleibende Verlust beschränkt sich auf die zur blossen Verdunstung absorbirte Wärme, welche dem Wasser durch Strahlung des Feuers zukam. Roststäbe für gewöhnliche Feuerungen, welche an der Kopfseite 5 mm. Breite haben, sind als dünne Stäbe zu bezeichnen. Die Höhe derselben soll nicht unter 40 mm. betragen. Stärkere Stäbe sollen höher gemacht werden.

Dünne Roststäbe werden nicht einzeln eingelegt, sondern je drei oder mehrere derselben zusammengenietet, um sie zu versteifen. Sie erhalten 60 bis 80 cm., stärkere Stäbe aber bis 1 m. Länge. Ueber dieses Mass hinaus werden zwei oder mehrere Rostlagen hintereinander angeordnet, wie aus Fig. 231 ersichtlich. Hierbei ist aber auf einen Spielraum für die Ausdehnung der Stäbe Bedacht zu nehmen. Die Roststäbe beginnen nicht unmittelbar an der Heizthüre, sondern weiter rückwärts, wie es der Abzug der Verbrennungsgase erfordert. Die Fläche zwischen der Heizthüre b bis zu den Roststäben c wird, wie es Fig. 231 zeigt, mit einer eisernen Platte, der sogenannten Feuerplatte a, belegt, die eine Breite von 300 bis 400 mm. erhält.

§ 5. Fenerbrücke. Rückwärts vom Roste werden die Feuergase durch eine verengte Oeffnung e (Fig. 231) geleitet. Die Verengung

Fig. 231.

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wird durch die kleine Quermauer, die Feuerbrücke e, erzielt. Dieselbe schützt die Feuerzüge vor dem Ein-(L dringen von glühendem Brennmateriale und bewirkt eine Zusammenziehung — (Drosselung) des Gasstromes, wodurch eine innigere Mischung und hiermit ein vollständigeres Ausbrennen derselben entsteht. Die Gasgeschwindigkeit über der Feuerbrücke soll 12 bis 16 m. per Secunde betragen. Ist der Querschnitt zu klein, so wird der Gasstrom rückgestaut, die Verbrennung erfolgt bis zu hoher Temperatur mit zu wenig Luftüberschuss und es kann sich daraus auch ein Hinderniss gegen die Verbrennung des der Rostgrösse entsprechenden Kohlenquantums bilden. Zudem werden die Kesselbleche an dieser Stelle (Fig. 231) zu stark erhitzt und leiden Schaden. Ist aber der Querschnitt über die Brücke zu klein, so entsteht eine Verbrennung bei zu geringer Temperatur mit zu grossem Luftüberschusse, die Gasmengung wird eine ungenügende und die Verbrennung zeigt eine rothe russige Flamme. Befindet sich die Feuerung im Innern des Kessels (Innenfeuerung), nämlich in einem Flammenrohre (Fig. 231 und 232), so giebt man der Kante c der

Feuerbrücke einen Abstand von der oberen Wölbung gleich y₃ des Flammenrolir-Durchmessers. Befindet sieb die Feuerung unterhalb des Kessels als Aussen-feuerung, so erhält die Feuerbrücke c eine zum Kessel excentrische Rundung (Fig. 233), und zwar so, dass der Abstand 15 bis 20 cm. in der Mitte bei c und 8 cm. an beiden Enden d beträgt.

Fig. 233.

Fig. 232.

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Fig. 234.

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§ 6. Heiz- und Asclientliüren. Für Röste bis 600 mm. Breite sind die Heizthüren einfach herzustellen. Sie erhalten gegen innen in geringem Abstande eine mittelst 3 bis 4 Nietbolzen befestigte Schutzplatte, um die directe Wärmestrahlung gegen die Heiz-thüre abzuhalten. Die Thüre erhält ein Schauloch oder auch eine mittelst Schieber verscliliess-bare OefFnung, letzteren in der Grösse, um einen Schürhaken einführen zu können. Die einfachen Heizthüren erhalten 350 bis 400 mm. Breite und 300 bis 350 mm. Höhe. Das Materiale der Heizthüren ist gewöhnlich Gusseisen. Eisenblech giebt leichtere Thüren, die sich weniger ver ziehen und nicht springen, aber grössere Kosten verursachen. Die Heizthüren sowie die unterhalb befindliche Asehenthüre oder Klappe a (Fig 234) werden in eine grosse gusseiserne Platte eingesetzt, welche mit dem Kesselmauerwerke durch Schliessen verankert wird.

§ 7. Rostanlagen. Man unterscheidet folgende Rostsysteme: 1. Den Planrost, 2. den Treppenrost und Etagenrost, 3. den mechanischen Rost. Ueber die Stäbe zum Planroste wurde schon gesprochen. Bei grosser Breite des Feuerraumes wird der Rost durch eine 15 cm. starke gemauerte, jedoch nicht bis zum Kesselboden reichende Zunge untertheilt. Dieselbe geräth in glühenden Zustand und wirkt dadurch als Rauchverbrenner. Der Planrost wird in der Regel horizontal gelegt, kommt aber auch in etwas geneigter Richtung vor, wie in Fig 234 dargestellt, oder auch, wie z. B. bei der Tenbrink-Feuerung, in einer so schiefen Lage, dass ein Abrutschen der Gluthschichte nach Massgabe der Verbrennung erfolgt. Für kleinkörniges Materiale ist der Planrost weniger vortheilhaft, weil durch die Spalten desselben viel Materiale durchfällt und verloren geht. Eine höhere Schichtung, wie z. B. im Füllofen, zur Verminderung dieses Uebelstandes ist nicht zweckmässig, weil die Zwischenräume für den Luftdurchgang nicht mehr hinreichend sind. Man construirt daher für diesen Fall einen Treppenrost, welcher in Fig. 235 dargestellt ist. Zur constanten Erhaltung einer gleichstarken Schichte ist es nöthig, dass die Neigung der Treppe mit dem natürlichen Böschungswinkel des Materiales übereinstimme. Die Platten a erhalten eine Distanz von 25 mm. und eine Breite, welche zu verhindern

Fig. 235.

dass kein Materiale

vermag,

nach rückwärts herausfalle. Die Länge der Platten beträgt 63 bis 80 cm. Dieselben werden zwischen Wangenstücken eingelegt. Für breitere Röste ist eine Zwischenwange erforderlich. Die Wangen sind durch Schrauben und Stangen gut verbunden. Am unteren Ende befindet

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T~J

sich der Planrost b, auf welchem sich die Asche und Schlacke sammelt. Von dort aus wird sie in den Aschenraum gestossen. Durch die mittelst Schieber d verschliess-bare Gasse wird die Kohle ein gebracht. Wenn die einzelnen Platten a als Röste construirt werden, so entsteht der Etagenrost, welcher sich für Braunkohle eignet. Diese Röste werden etwas geneigt und erhalten geringe Verticalabstände. Es giebt eine reichhaltige Zahl von Con-structionen, welche den Zweck haben, das Brennmateriale gleichförmig über den Rost zu vertheilen, das Durchfallen der Asche zu erleichtern und die Rostreinigung zu befördern, eventuell auch die Brennstoff-einführung automatisch zu bewerkstelligen. Die Functionirung solcher Einrichtungen wird aber durch die Einwirkung der Hitze auf die Con-structionstheile allmählich gestört. Wir werden nicht in eine Vorführung dieser mechanischen Röste eingehen, da dieselbe in ein Specialwerk gehört.

§ 8. Feuerungsarten. Man unterscheidet: 1. Vorfeuerungen, Halbgasfeuerungen; 2. Innenfeuerungen, und 3. nicht vollständige Aussen-feuerungen. Wenn die Feuerung so eingerichtet ist, dass die Verbrennung zu Kohlensäure nicht sofort, sondern vorerst die Bildung des Kohlenoxydgases und der Kohlenwasserstoffe vor sich geht und diese Gase erst unmittelbar unter dem Kessel unter Luftzufuhr vollständig verbrannt werden, so gehört diese Anlage unter die Kategorie der Vorfeuerungen. Dieselben eignen sich für minderwerthiges Brennmateriale, nämlich für Torf, Braunkohle, Holz, Holzabfälle etc.

Nach der früheren Einrichtung- erfolgte die Verbrennung vollständig, bevor die Gase mit den kühlen Kesselwänden in Berührung kamen. Die Vorfeuerungen werden zumeist vor die Kessel gelegt. Werden dieselben aber unter die Kesselwände gelegt, um Wärmeverluste zu vermeiden, so wird ihnen der Name „Halbgasfeuerung” beigelegt. Die Innenfeuerung ist in Fig. 231 dargestellt und man ersieht, dass dieselbe ringsum von Kesselflächen eingeschlossen ist. Die strahlende Wärme des Brennmateriales wird daher sofort und möglichst ausgenützt, dafür aber wirken die betreffenden Kesselflächen schon abkühlend auf die Feuergase, wenn dieselben ausgebrannt sind. Dadurch wird die Russausscheidung begünstigt. Für diese Art Feuerung eignen sich Coaks, Anthracite und überhaupt magere Kohlen. Gasreiche und fette Kohlen mit langer Flamme scheiden viel Russ ab und geben daher einen geringeren Effect. Fig. 234 zeigt eine Feuerungsanlage, die blos nach oben von Kesselflächen begrenzt, dagegen seitwärts von gemauerten Wänden eingeschlossen wird. Erstere fangen zwar einen Theil der strahlenden Wärme schon unmittelbar über der Gluth auf, dagegen erhalten aber die Seitenwände das Feuer im entsprechenden Hitzgrade. Diese häufig vorkommende Feuerungsanlage bildet im Vergleiche zu den beiden vorerwähnten eine Mittelanlage und wird mit dem Namen „Aussenfeuerung” bezeichnet. Dieselbe giebt auch bei gasreichen Kohlen gute Resultate, wenn der Feuerraum hinreichend gross ist und das Brennmaterial in dickerer Schichte aufgetragen wird.

§ 8. Fortsetzung. Rückwärts der Feuerbrücke beginnen die Heizzüge. Dieselben sollen schliefbar sein, um bei einer Revision alle Wand-theile des Dampfkessels von aussen besichtigen zu können. Doch dürfen sie nicht zu weit sein, damit die Abkühlungsflächen an der Seite des Mauerwerkes nicht empfindliche Wärmeverluste herbeiführen. Zudem zeigt ein zu weiter Zug nicht an allen Punkten seines Querschnittes die gleiche Temperatur, denn die heissen Gase drängen sich nach oben; wogegen tiefer eine Stagnation von Verbrennungsgasen entsteht, die eine geringere Temperatur besitzen. Ausserdem tritt in einem zu weiten Zuge ein der Wärmetransmission ungünstiges Verhältnis ein, welches sich theoretisch begründen lässt. Es geben nämlich die Lufttheilchen an die Kesselwände nicht nur durch Strahlung, sondern auch durch Berührung, d. i. durch Leitung Wärme ab. Die entfernteren Lufttheile wirken aber nur wenig durch Leitung auf die Kesselfläche, weil die Luft ein sehr schlechter Wärmeleiter ist. Sind daher die Züge enge, so streichen alle Lufttheilchen entsprechend nahe, daher sämmtlich mit wirksamer Wärmeleitung an den Heizflächen vorüber. Allerdings geben solche Züge auch andererseits mehr Wärme an die Mauerwand ab und bedingen dadurch auch einen gewissen Wärmeverlust. Da jedoch diese Wand ein schlechter, dagegen die Kesselfläche ein guter Wärmeleiter ist, so wirkt die der Leitung günstige Nähe der Lufttheilchen hinsichtlich der gesteigerten Wärme-Abgebe ungleich kräftiger gegen die Kesselwände als gegen die Mauern der Heizzüge. Daher bleibt der Heizeffect doch im Vortheile. Sind aber die Züge weit, so tritt das Entgegengesetzte des Gesagten ein. Die richtige Zugweite wäre 10 bis 15 cm., allein dem steht die vorerwähnte praktische Bedingung der Möglichkeit einer Befahrung entgegen, die eine grössere Weite erfordert. Man behilft sich zuweilen damit, dass man in weiteren Zügen stellenweise Querschnittsverengungen bildet, in welchen sich die Gase wieder sammeln, mengen und ihre Temperatur während des Durchströmens ausgleichen müssen. Es soll demnach durch eine derartige stellenweise Drosselung vermieden werden, dass einzelne Raumtheile der Feuercanäle mit bedeutend abgekühlten Gasen sich füllen und dadurch Wandtheile der Kessel von solchen Gasen bestrichen werden und hiermit der Heizeffect eine Verminderung erleide. Die Querschnitte der Feuercanäle sollen für eine gleiche Geschwindigkeit ausgemittelt werden. Dieselben sollen genügende Erweiterungen für Ablagerung der Flugasche erhalten. Wo ein Zug in einen andern mündet, bringt man eine Erweiterung an. Ebenso an den Biegungsstellen, woselbst die Erweiterung 20 bis 30 Percent betragen und ein Raum für Russ-ablagerung geschaffen werden soll. In normal weiten Zügen ist die Geschwindigkeit der Gase 2 bis 5 m. per Secunde. Dort, wo Rohre zu passiren sind, ist zur Vermeidung von Russablagerungen eine Erhöhung der Geschwindigkeit nöthig. Selbst ohne Vorhandensein eines besonders starken Zuges ist hierzu auf die Erreichung einer Geschwindigkeit von 10 bis 12 m. zu rechnen. Doch soll dieselbe wo möglich eine grössere sein. Nachdem die heissere Luft ein grösseres Raumausmass besitzt, so erscheint zur Erzielung einer solchen Geschwindigkeitssteigerung die Wahl einer Stelle für das Röhrensystem als zweckdienlich, an welcher die Gase eine hohe Temperatur besitzen. Doch sollen die Gase vor Eintritt in die Rohre bereits ausgebrannt haben. Widrigens verlöschen die Flammen in den Rohren und es tritt eine unvollkommene Verbrennung ein. Gelangen die Gase hierauf wieder in gemauerte Canäle, so können Explosionen eintreten, wenn das Mauerwerk undicht ist, so dass Luft in die Züge gelangen kann. Als durchschnittliche Daten für die Dimensionirung der Züge mögen folgende dienen: Ueber der Feuerbrücke 12 Percent der totalen Rostfläche, 1. Zug 38 Percent der totalen Rostfläche, 2. Zug 32 Percent der totalen Rostfläche, 3. Zug 25 Percent der totalen Rostfläche. Der Rauchcanal 25 bis 20 Percent.

Die gesammte Länge aller Züge soll 30 m. nicht überschreiten. Der letzte Zug hat vor der Einmündung in den Rauchfang einen Schuber oder eine Klappe aus Blech zu erhaften. Die Handhabung hat vom Heizerstande aus zu erfolgen, wozu gewöhnlich eine Vorrichtung mit Kette und Gegengewicht gewählt wird. Der Verschluss muss ein dichter sein, so dass Absperrungen des Zuges in jedem Grade bewerkstelligt werden können. Das Einströmen von Luft durch undichte Führungen kühlt den Rauch ab und vermindert die Zugkraft des Schornsteines. Der Rauchcanal eines jeden Kessels hat seinen Schieber zu erhalten. Die einzelnen Rauchcanäle münden in einen Rauchsammelcanal, welcher zum Schornstein führt.

§ 9. Feuerziige. Der Schornstein soll die benachbarten Häuser oder Hügel überragen und wird am zweckmässigsten aus Backsteinen hergestellt. In Blechschornsteinen kühlen die Rauchgase ab, vermindern dadurch die Zugkraft und gehen wegen Oxydation in etwa zehn Jahren zu Grunde. Hat ein Schornstein nicht den erforderlichen Zug, so leistet die saugende Wirkung eines Dampfstrahles Dienste, indem sie zum Nachsaugen oder Einblasen benützt wird. Doch steht der Gewinn an Zugkraft in keinem günstigen Verhältnisse zum Dampfverbrauche, daher derartige künstliche Zugmittel womöglich durch regelrichtige Dimensionirung der Schornsteine vermieden werden sollen. Exhaustoren für den ähnlichen Zweck haben sich nicht bewährt. Nach v. Reiche sind folgende praktische Regeln für die Dimensioni-R    R

rungzu beachten: S — für Steinkohle, S = ^ für Holz, min H = 16 m.,

H=25d, wobei sich der Durchmesser d aus der Fläche S ergiebt In dieser Formel ist S= dem Mündungsquerschnitte und R = der totalen Rostfläche, beides in Quadratmeter, ferner d = dem Mündungsdurchmesser in Meter und H= der Schornsteinhöhe in Meter. Man

R

nimmt übrigens für Steinkohlen auch S = Bei einer mehrere Kesseln

umfassenden Anlage nimmt man H > 30 m., bei sehr grossen Anlagen mit acht bis zwölf Kesseln jedoch H=?=50m. Nachdem der Rauch desto mehr ab kühlt, je höher der Schornstein ist, so erwächst der mit der Höhe zunehmenden Zugkraft eine gleichfalls im Steigen begriffene Gegenkraft. Daher lässt sich die effective Zugwirkung nicht beliebig steigern, es vermag dieselbe nur eine gewisse Grenze zu erreichen, die bei den grössten Schornsteinen 35 bis 40 mm. Wassersäule beträgt. Hiervon absorbirt der Rost circa 10 bis 20 mm. Wir führen hier noch die Formeln an, welche Redtenbacher und Grashof für Dampfschornsteine ermittelt haben.

Nach Redtenbacher ist H = 3 24 [S] ⁵ für Steinkohlen, H = 2*46 [S]^ für Holz, H =0-94 [L] ^ à = ~, d1 = d—0-013H, ei=0-18m.,

e = 018 4- (>015 H, worin H = Höhe des Schornsteines in Meter, S = Brennstoff per 1 Stunde in Kilogramm, L = Luftgemisch in Kilogramm, welches durch den Schornstein per Stunde abzieht, d= untere Kaminweite in Meter, di = obere Kaminweite in Meter, e = untere Mauerdicke in Meter, ei = obere Mauerdicke in Meter.

Aus den Grashofschen Daten entnehmen wir die folgenden zwei Tabellen:

Quadratische gemauerte Schornsteine.

t₂

T,

V.

« CO io C5 N

Ô Ô Ô Ô -rH

19-9

21-9

25-1

30-0

371

299

246

202

162

129

1.0 to O

O 03

L--& S

tH tH

t - 00

H N H Cd CVI

óa cb cb cb

Runde Schornsteine.

t₂

T,

KO M-

o o o g

CM Cp »O 02

Ô Ô Ô Ô

19-9

21-9

251

30-0

OO O CO w 02 O CO 00 CO CO (M tH

OO 03 1—1 lO CD KO CO

T⁻1 TH T—I 1—I

Hierin bezeichnet S den Steinkohlenbedarf per 1 Stunde in Kilogramm, Ti die Einströmungs-Temperatur der Gase, T₂ die Ausströmungs-Temperatur der Gase, Y die Ausflussgeschwindigkeit in Meter und Secunde, Q den Mündungsquerschnitt, H die Schornsteinhöhe über den Rost.

Wir verfolgen die Theorie, welche diesen Formeln zu Grunde liegt, hier nicht weiter, da man auf einfache Weise zu einem alle Verhältnisse berücksichtigenden Resultate gelangen kann, wenn man die Berechnung des Schornsteines in einem gegebenen Falle nach der Theorie durchführt, die wir im III. Abschnitte, § 10 bis 20 zur Berechnung von Rauchfängen für Luftheizungen gegeben haben. Die Berechnung für Dampfrauchfänge unterscheidet sich von dieser blos durch die Verschiedenheit der Canalquerschnitte, die Methode der Berechnung dagegen ist dieselbe.

Dampfkessel.

§ 10. Process der Dampfbildiing, nasser Dampf. Bei Anheizung

eines geschlossenen Dampfkessels geht folgender Process der Dampfbildung vor sich: Zuerst vermengt sich der Dampf mit der im Kessel enthaltenen Luft, und die Spannungen beider Medien summiren sich. Die summarische Spannkraft ist daher grösser als 1 Atmosphäre, weil die Luft für sich schon diese Spannung besitzt. Es wirkt somit auf das Wasser ein Druck, grösser als 1 Atmosphäre, und das Sieden beginnt daher erst bei einer Temperatur, die höher als 100° ist. Bei dem Abströmen durch das geöffnete Ventil findet sich zuerst Dampf und Luft gemischt, der Antlieil der letzteren wird immer geringer, bis der Kessel zuletzt nur noch Dampf enthält. Wird hierauf das Ventil wieder geschlossen, so geht die weitere Dampfentwicklung einer gewissen Grenze entgegen, da das Maximum der Dampfmenge von der Temperatur derselben abhängig. Es tritt daher schliesslich der Zustand der Sättigung ein, und der Dampf hat dann das Maximum der Spannkraft und Dichte erreicht. Ein nicht gesättigter Dampf heisst ein überhitzter, in Beziehung auf die geringere Temperatur, welche er besitzen müsste, um im Zustande seiner jetzigen Dichte als gesättigt zu erscheinen. Enthält ein dicht geschlossenes Gefäss kein Wasser zur Mehrentwickluug von Dampf, so kann ein darin befindlicher gesättigter Dampf demnach auf zwei Arten in einen überhitzten verwandelt werden, nämlich dadurch, dass dessen Temperatur gesteigert wird oder, dass bei constant bleibender Temperatur das Gefässvolumen erhöht wird. In dem Masse, als gesättigter Dampf einer gesteigerten Ueberliitzung zugeführt wird, gehen dessen Eigenschaften allmählich in die der vollkommenen Gase über. Jeder Dampf führt mitgerissene Wasserbläschen mit sich. Während 1 kgr. dieser Wasserbeimischung per 1° bios 1 WE. enthält, giebt der Dampf von 100° per 1 kgr. ohne Temperaturverminderung, blos durch Conden-sirung 536'5 WE. ab. Es wird daher mit dem Dampfe eine ungleich weniger Wärme abgebende Wassermasse mitgeführt. Auch in der Verwendung zur Krafterzeugung leistet der nasse Dampf weniger. Man construirt daher Dampftrockner, in welchen durch Drosselung des Dampfes dessen Geschwindigkeit erhöht wird. Nachdem derselbe den engen Querschnitt verlassen hat, nimmt er wieder eine kleinere Geschwindigkeit an, wodurch lebendige Kraft frei wird, die sich in Wärme umsetzt und die Wasserbläschen in Dampf verwandelt, also

die Trocknung bewirkt. Fig. 236 zeigt die Construction eines Dampftrockners. Oben quer über die Kessel wird in Form eines Cylinders der Dampfsammler angebracht, welcher durch Stützen mit den Dampfräumen in Verbindung gesetzt ist. Dieser Dampfsammler enthält der ganzen Länge nach eine Wand a oben mit einer Ab-,    ~    biegung, so dass der Dampf, die Querschnittsenge c

Fi pr. 3 26.

[&} c\_-b passirend, eine tangentiale Richtung erhält. Zu der

a ---* oben geschilderten trocknenden Wirkung der Quer

schnittsenge kommt noch der Umstand, dass die verbliebenen Wasserbläschen der Peripherie folgend nach unten fliessen. Der Dampf wird in der Mitte des Sammlers, woselbst er die grösste Trockenheit besitzt, durch das bis dahin reichende Rohr d abgezogen. Das ausgeschiedene Wasser wird zum Kessel zurückgeleitet. Die Wand a hat am unteren Ende Löcher, durch welche das rechts von derselben sich abscheidende Wasser gleichfalls nach dem unteren Theile des Dampfsammlers abfliessen kann.

§ 11. Kesselblecligattungeu. Höchst wichtig ist die Wahl des Materiales für Anfertigung der Kessel. Man unterscheidet hierin Bleche aus Sch’weisseisen (Schmiedeeisen) und solche aus Flusseisen (Stahlbleche). Erstere werden durch Schweissen und Walzen von zu Parketen verbundenen Eisenstangen erzeugt, die durch Walzen aus Blöcken von geschmolzenem Rohreisen gewonnen werden. Die sehnige Structur dieses Materiales, früher als Kennzeichen der Güte angesehen, ist ein Beweis der unvollkommenen Schweissung, deren weitere Folge auch das Vorkommen von ausgedehnten Spaltungen im Innern der Bleche ist, die bei einseitiger Erwärmung oft klaffende Fugen verursachen, die zu gefährlichen Kesseldefecten führen können. Bei dem sogenannten Martin-Processe wurden die gegossenen Blöcke schon in einer derart sicheren Durcharbeitung und Homogenität des Materiales gewonnen, dass die Verarbeitung zu Stangen und das Schweissen von daraus formirten Parketen entfällt. Die Bleche werden demnach unmittelbar aus diesen Blöcken durch Hämmern und Walzen erzeugt. Das Materiale derselben ist gleichförmig, feinkörnig, ähnlich dem des Gussstahles, daher diesem Bleche auch der Name Martin-Stahlbleche beigelegt wird. Chemisch sind beide Blecharten nicht zu unterscheiden. Erst bei Vornahme von Zerreissproben kommt die Verschiedenheit zum Vorschein, die sich in der Structur und Festigkeit zu erkennen giebt. Das Schmiedeeisenblech hat eine absolute Festigkeit von 30 bis 40 kgr. per 1 qmm. in der Walzrichtung. Senkrecht gegen dieselbe ist sie aber um 10 Percent geringer. Die Festigkeit des Stahlbleches ist um circa 25 Percent grösser, und ist in der Walzrichtung sowie senkrecht

darauf nahe dieselbe, weil das Material dieser Bleche nach allen Richtungen die gleiche Beschaffenheit hat. Die Verwendung von Flusseisenblechen anstatt Schweisseisenblechen zum Kesselbau hat in Folge der Vorzüglichkeit des erstgenannten Materiales seit wenig Jahren so rapid zugenommen, dass die Verwendung des Schweisseisens im vollständigen Schwinden begriffen ist.

§ 12. Blechstärken, Vernietungen. Das Bersten eines Cylinders durch Spannung eines in ihm befindlichen Mediums erfolgt immer nach der Längsrichtung. Wir haben uns daher vorzustellen, dass ein Kesselrohr in der Weise durch die Dampfspannung in Anspruch genommen wird, dass es das Bestreben erhält, sich, wie es Fig. 237 zeigt, in zwei Längshälften zu trennen. Somit widersteht der Cylinder mit einer Kraft dem Zerreissen, welche gleich ist der absoluten Festigkeit der Bleche auf die Länge der Trennungsflächen a b -j- a' V. Ist nun L= der Länge ab und D = dem Durchmesser in Meter, ferner ô — der Blechstärke in Millimeter, S = der Zerreiss-festigkeit per 1 qmm., und p = der Anzahl Atmosphären zu 1 kgr. per 1 qcm., so haben die Bleche einen Querschnitt von 2.1000 L ö qmm. und eine Widerstandskraft von 2000 LÖS kgr. Die Spannkraft, senkrecht auf die Trennungsebene gemessen, wirkt auf eine Fläche von D L qm. = 10000 D L qcm. und beträgt 10000 D L p kgr. Die Gleichsetzung giebt 2000L . ó S = 10000 DLp, woraus

!) • • ö = |Dp folgt.

Von dem Festigkeits-Coëfficienten S ist aber nur ein gewisser Theil zur Erzielung eines entsprechenden Sicherheitsgrades zu nehmen. Zudem tritt eine Verschwächung des Materiales durch die Nietlöcher ein, und zwar bei einfacher Nietung um circa 45 Percent und bei doppelter um circa 20 Percent. Hiernach ist der Factor in obiger Gleichung dem entsprechend noch zu modificiren. Ferner gäbe die obige Gleichung für kleine Werthe von D und p Blechstärken, welche sich der Null nähern, was der Praxis widerspricht, daher man noch eine Constante beizufügen hat. Sonach nimmt Gleichung 1) die Form an: 2) . . ö = ADp-j-B, worin A und B Erfahrungszahlen bezeichnen. Nach Prof. Radinger ist für einfache Nietung

3) . . ó= P3 D p-j-3

zu setzen, worin D in Meter, p in Atmosphären und 5 in Millimeter zu verstehen ist. Flammrohre werden durch die Dampfspannung nach innen, nämlich gegen die convexe Fläche gedrückt und haben daher grössere Wandstärken zu erhalten, weil ein von aussen nach innen gedrückter Cylinder unter sonst gleichen Verhältnissen weniger Widerstandskraft hat als ein von innen nach aussen

Für eineWeitedesKesselrohresvonD = 0*7 m.und einenUeberdruck von 4 Atmosphären hat mannach Gleichung 2): 6 = 1-3.0-7.4-f-3=7mm. Ist der Kessel von bedeutender Länge, so giebt man der so berechneten Blechstärke noch etwas zu, um dessen Widerstand gegen Durchbiegung zu vergrössern. Auch zur Gewinnung eines Uebermasses an Materiale gegen eine Verschwächung unter die berechnete Stärke, durch Bildung einer Rostschichte, giebt man oft einen Zuschlag. Das Verrosten ist bei Kesseln, die nicht permanent im Betriebe sind, wie bei Dampfheizanlagen, eher zu besorgen. Im Falle der doppelten Vernietung hat man in die Formel 6) 6=7 zu setzen, wonach man d=4 —1*5.7 = 15mm.,a=10-j-2.15=40 mm., a, =20-j-3.15 — 65 mm.,

= 24 mm. und b = 3.15

a2 —

24 = 69 mm. erhält.

Auf je eine Blechlänge von a₁=65mm. entfällt eine Niete von d=15mm. Es ergiebt sich daher durch das Nietloch ein Materials-entgang, d. i. eine Verschwächung des Spannungswiderstandes von

65

gespannter. Derlei Rohre erhalten in gewissen Distanzen L stangenartige Absteifungen. Unter dieser Voraussetzung ist nach Prof. Radinger die Wandstärke in Millimeter nach der Formel

zu bestimmen, worin L in Meter zu verstehen ist. Die einfache Vernietung ist in Fig. 238 dargestellt. Bezeichnet wieder <5 die Blechstärke in Millimeter, dann d den Nietdurchmesser, a die Entfernung der Nietlöcher von Mitte zu Mitte und b dieBreite der Blechübergreifung, so sind folgende Relationen zu beachten: 5) . . d = 4-j- 1-5.6, a = 10-J-2 d undb = 3d In der doppelten Vernietung (Fig. 239), hat die kleinste Nietendistanz die oben angegebene Grösse, die Entfernung in der Nietreihe gemessen jedoch um (10 —(— d) mehr zu betragen. Die Uebergreifung, welche hier zwei Nietreihen zu decken hat, ist um die Entfernung a₂ der Nietreihen zu vergrössern. Wir erhalten demnach folgende Relationen :

4) . . ö = l-3Dp + 0-3L + 3

6) . .

d = 4-}- 1-5o, a = 10-[-2 d, a, = 20 + 3 d, a₂ =]/ a2^)²

b — 3 d —|— ći'2

Fig. 237.

Fig. 238.

Fig. 239.

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15:ïœ = ²³°/o-

§ 13. Allgemeines über die Kesselsysteme. Für Brennstoffe mit russender Flamme (bituminöse Steinkohle, Braunkohle, Torf) sind Aussenfeuerungen erforderlich, weil bei diesen Systemen die Reinigung der Züge erleichtert ist. Speisewasser, welches in grösserer Menge Kalkstein bildet, erfordert in dem Falle, als es nicht künstlich gereinigt wird, ebenfalls Aussenfeuerungen. Denn innen gefeuerte Kessel (Feuerrohren etc.) setzen der Entfernung des Kesselsteines Schwierigkeiten entgegen und die der Flamme ausgesetzten Partien brennen leicht durch, wenn sich innerhalb Kesselstein angesetzt hat. Hierzu kommt noch die beeinträchtigte Wärmetransmission an solchen Stellen. Ist der Dampfverbrauch ein unregelmässiger, so ist eine grössere Wassermasse und auch eine grössere Verdampfungsoberfläche im Kessel nöthig. Bei grösserem Wasserspiegel lässt sich der Dampfabgang schneller ersetzen, es kann die Dampfspannung leichter constant erhalten werden und wird auch weniger Wasser mit übergerissen. Im Gegenfalle treten oft plötzliche Druckverminderungen, heftiges Aufwallen und dadurch Mitreissen von Wasser in Form feiner Tröpfchen ein. Da aber die Explosionsgefahr rapid mit der Dampfspannung und der Grösse des Wasser- und Dampfraumes wächst, so ist für derlei Kessel nur eine massige Spannung von 4 bis 6 Atmosphären geeignet. Diese vorangeschickten Momente sind für die Wahl der Kessel-constructionen in den vorkommenden speciellen Fällen massgebend.

§ 14. Einfacher Cylinder- oder Walzenkessel. Der Walzenkessel ist die einfachste Construction. Derselbe besteht blos aus dem Cylinder AD des in Fig. 240 dargestellten Kessels. Der Wasserspiegel b lässt einen Dampfraum frei, dessen Höhe ab ein Drittel des Kesseldurchmessers beträgt.

Fig. 240.

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Der Kesselboden B trägt einen Vorkopf A für Anbringung der Armaturstücke zur Ersichtlichmachung des Wasserstandes und der Dampfspannung. Am rückwärtigen Boden wird das Speiserohr und unterhalb desselben das Ablassrohr angebracht. Für den Wasserstand b wird ein Variiren von 8 cm. nach abwärts und aufwärts als Grenze angenommen. Der Punkt c, welcher die höchste Feuerlinie, d. i. den höchsten Punkt der Feuercanäle fixirt, wird um 10 cm. tiefer als der

finden (Fig. 242), dass die in der Richtung A — strömenden Feuergase von den Blechkanten B abgewandt sind, also dieselben nicht überhitzen und beschädigen können. Derartige Kessel erhalten als Maximal-Dimensionen 10 m. Länge, P25 m. Durchmesser und dem entsprechend 25 qm. Heizfläche. Der Walzkessel hat die Vortheile der Einfachheit, Billigkeit, leichten Reinigung und des geringen Reparatur-Erfordernisses. Dagegen bietet er keine günstige Wärme-Ausnützung und eignet sich nicht für einen grösseren Betrieb.

normale Wasserstand b bestimmt, so dass bei der oberwähnten Variation der Wasserspiegel auch im tiefsten Stande noch über der Feuerlinie bleibt. In C befindet sich der Dom für die Sammlung und Abströmung des Dampfes. An denselben werden die Sicherheitsventile angebracht. Behufs der Möglichkeit einer vollständigen Entleerung des Kessels erhält derselbe eine Neigung von 4 bis 5 Percent nach rückwärts. Die in den Punkten E paarweise in Entfernung von circa 2 m. angebrachten Pratzen dienen zur soliden Auflage des Kessels am Mauerwerke. Das Uebergreifen an den Nietstellen soll in der Art statt-

Fig. 242.

§ 15. Combinirter Cylinderkessel. Denkt man sich den in Fig. 240 dargestellten Kessel blos mit einem Unterkessel LN, welcher durch den Stutzen M mit dem Oberkessel B D verbunden ist, so hat man den combinirten Cylinderkessel. Der Unterkessel vergrössert die Heizfläche und ermöglicht daher eine bessere Ausnützung der Wärme. Das Speisewasser wird bei J eingebracht und im Unterkessel vorgewärmt, steigt durch den Stutzen M in den Oberkessel auf, woselbst die weitere Erwärmung und Dampfbildung vor sich geht. In J befindet sich die Heizthüre und vor derselben das Glegengewicht F des bei Q angebrachten Rauchschubers, beide mittelst Kette und Rollen in Verbindung. Die Feuergase nehmen ihren Weg vom Roste über die Feuerbrücke nach K durch einen Feuercanal, welcher beiderseits des Kessels bis nahe zur untersten Wasserstandslinie reicht, umspülenden Stutzen M und wenden sich nach abwärts, woselbst der Canal durch eine Mittelwand zweigetheilt ist. Die Gase bewegen sich demzufolge in der einen Abtheilung gegen vorne, den Unterkessel einerseits von N gegen L bestreichend, und wenden sich bei 0 unterhalb des Kessels um, gelangen in die zweite Abtheilung, ihren Abzug an der anderen Seite des Unterkessels nach der Richtung L N nehmend, um schliesslich in den Rauchcanal P R zu gelangen. Der Unterkessel ist auf gusseiserne Füsse gelegt, welche auf dem Mauerwerke ruhen, und besitzt eine Neigung gegen vorne.Das Ablassventil muss an der tiefsten Stelle deslvessels (beiPunkt J) angebracht werden. Für das Uebereinandergreifen der Bleche bei den

Unterkesseln ist nicht, wie bei den Oberkesseln, die Richtung der Feuergase massgebend, da sie hier ohnedies schon eine geringere Temperatur haben, sondern die Richtung der Wasserbewegung. Diese erfolgt von L gegen N, und hiefür ist die Nietung so wie in Fig. 242 dargestellt anzuordnen, wenn der dortige Pfeil A die Wasserbewegung im Inneren des Unterkessels, somit CD den oberen Theil der Wölbung bezeichnet, und daher die Ansteigung des Kessels von C gegen D gerichtet ist. Die kleinen Luftbläschen, welche durch die Erwärmung aus dem Wasser getrieben werden und sich an die Wand drängen, stossen bei dieser Anordnung nicht gegen die Blechkanten und können daher leicht längs der Wandfläche gegen aufwärts gleiten, um schliesslich durch den Stutzen aufzusteigen. Sind diese Vorsichten bezüglich der Uebergreifung und der Ansteigung des Kessels nicht getroffen, so verursachen die in ihrem Abzüge gehemmten Luftbläschen die Erscheinung der Corro-sionen, über deren Entstehung wir hier die eigenen Worte Schwackhöfer’s anführen: „Die aus dem Wasser ausgetriebene Luft wirkt oxydirend auf das Eisen, und es entstehen — je nach Umständen oft schon nach wenigen Monaten — kleine rostfarbene Punkte in der Grösse eines Harifkornes, welche fast unmerklich vertieft sind. An den Stellen, wo sich diese Rostnarben gebildet haben, setzt sich kein Kesselstein ab, und die Luft hat Gelegenheit, ihr Zerstörungswerk fortzusetzen. Nach einem Jahre sind die Rostnarben oder Corrosionen, namentlich dort, wo das Speisewasser eintritt, bereits 05 bis 1 mm. tief und werden trotz Anstrich immer tiefer und breiter, bis sie endlich das Blech so weit ausgehöhlt haben, dass mindestens die Hälfte des Unterkessels ausgewechselt werden muss.” Rückwärts vom Stutzen hat der Theil N, wie dies auch in Fig. 240 angedeutet ist, gleichfalls eine Neigung gegen den Stutzen zu erhalten, damit sich die Luftbläschen gegen diesen bewegen und in den Oberkessel aufsteigen können. Das Gewicht F ist so angeordnet, dass der Heizer dasselbe auf eine gewisse Höhe heben muss, wenn er zum Behufe des Nach-feuerns die Heizthüre öffnen will. Nach dem Schliessen der Thüre zieht er das Gewicht wieder in seine frühere der Zugregulirung entsprechende Höhe zurück. Diese Anordnung nöthigt somit den Heizer, den Rauchschuber A geschlossen zu halten, insolange er die Heizthüre offen hat, wodurch verhindert wird, dass bei geöffneter Heizthüre die kalte Luft massenhaft durch die Thüre einströmt und das Feuer sowie die abziehenden Gase abkühlt und dadurch den Heizeffect vermindert und die Rauchbildung befördert.

Aus der früher gegebenen Erklärung der Richtungen, welche das in den Kessel eingeführte Speisewasser und die Heizgase nehmen,

§ 16. Oberkessel mit zwei Uuterkessel. Bessere Effecte erzielt man bei Anbringung von zwei Unterkesseln, wie dies aus Fig. 240 und 241 ersichtlich ist. Das Speisewasser tritt hier im unteren Kessel I am rückwärtigen Ende bei d (Fig. 240) ein und durchzieht diesen Kessel (mit punktirten Linien angedeutet) in ansteigender Richtung gegen vorne nach L, gelangt daselbst durch ein horizontales Verbindungsrohr in den zweiten Unterkessel, in gezogenen Linien angedeutet, und durchzieht denselben nach rückwärts gegen M, steigt im Stutzen auf und gelangt in den Oberkessel. Der zweite Unterkessel ist in Fig. 241 mit II bezeichnet. Die Feuergase bewegen sich in vollständig entgegengesetzter Richtung, so dass hier das Gegenstromprincip zur durchgängigen Wirkung gelangt. Sie beginnen ihren Weg über der Feuerbrücke K (Fig. 240 und 241), ziehen nach rückwärts, dann nach abwärts in den Canal S (Fig. 241), ziehen längs dem Unterkessel II nach vorne, dann längs Unterkessel I in Canal T wieder nach rückwärts, um schliesslich in den Rauchcanal PR zu kommen. Die doppelten Unterkessel dieses Systèmes sind jedoch in grösserem Masse den Corrosionen ausgesetzt, als die im vorigen Paragraphe besprochenen einfachen, namentlich der mit I bezeichneten Kessel, welcher die erste Vorwärmung zu besorgen hat. Derselbe ist auch dem Durchbrennen der oberen Wand ausgesetzt. Unreines Speisewasser oder Fett, welches durch die Speisepumpe in den Kessel gelangt, befördern dieses Durchbrennen, weil die Neigung der Unterkessel zu gering ist, um solche schwer bewegliche Ausscheidungen längs der Decke schieben zu können. Dagegen bieten die Gegenstromkessel den Vortheil einer besseren Wärme-Ausnützung, und es ist auch in Folge der grösseren Heizfläche eine Forcirung leichter möglich. Die Rostfläche der Gegenstromkessel beträgt Y₂₀ bis V₃₀ der Heizfläche. Die stündliche Dampferzeugung beträgt 15 bis 30 kgr. per 1 qm. Heizfläche. Der Nutzeffect ist 50 bis 60 Percent.

geht hervor, dass beide Medien in Betracht des Oberkessels und einer Seite des Unterkessels einen entgegengesetzten, dagegen an der andern Seite des letzteren einen parallelen Weg verfolgen. Bei diesem Kesselsysteme erscheint daher das Gegenstromprincip nicht vollständig durchgeführt.

(Fig. 241)

Man baut derartige Kessel mit Vortheil bis zur Grösse von 60 qm. Heizfläche.

§ 17. Flammrohrkessel. Denkt man sich in Fig. 243 und 245 einen der inneren Cylinder I oder II hinweg und den übrig bleibenden in die Mitte gerückt, so hat man den Flammrohr- oder Cornwallkessel. Man ersieht aus der Zeichnung, dass die Flammrohre die

Feuerroste A enthalten, ringsum mit Wasser umgeben sind und daher die strahlende Wärme der Gluthschichte, sowie überhaupt die Wärme der Feuergase direct von den Kesselheizflächen aufgefangen wird.

Fig. 243.

Fig. 244.

Fig, 245.

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Fig. 245 zeigt den Durchschnitt eines Einflammrohrkessels.

In dem Raume a wird aber der meiste Kesselstein und Schlamm abgelagert, während die Reinigung daselbst in Folge der Enge sehr erschwert ist. Bei Anwendung eines Flammrohres mit ringförmig gewellter Oberfläche wird dasselbe etwas seitwärts gesetzt, wie es Fig. 246 zeigt, da sonst der vorgenannte untere Raum noch enger würde.

§ 18. Zweiflammrolirkessel. Für die Reinigung leichter zugänglich sind die Zweiflammrohrkessel (Lancashire-Kessel). In jedem der beiden Flammrohre befindet sich ein Feuerrost, wie derselbe in A (Fig. 243) angedeutet ist. Die Feuerbrücke C ruht auf einem Gestelle, welches auch den Rahmen für eine Putzthüre bildet. Durch diese Thür hindurch gelangt man zum rückwärtigen Theil des Flammrohres und kann dasselbe von Flugasche reinigen. Die Heizgase ziehen in beiden Flammrohren nach rückwärts, wenden sich durch den Quercanal B seitwärts nach den Feuerzügen Zy und Z₂, ziehen durch denselben nach vorne, wenden sich dann nach abwärts, wie es der Pfeil E (Fig. 243) zeigt, um zuletzt in Zug Z₃ den Weg zum Rauchcanale D zu nehmen. Die Flammrohre bestehen aus einzelnen Ringen (Trommeln), aus je einem Bleche gerollt. Die Rundung muss eine vollständige sein, da die mindeste Abweichung derart ungünstig auf die Widerstandskraft des von aussen nach innen gedrückten Rohres wirkt, dass eine mehrfache Blechdicke angewendet werden müsste, um die erforderliche Solidität zu erzielen. Aus diesem Grunde darf in der

Fig. 249.

Fig. 247.

Nietnaht keine Uebergreifung Vorkommen, wie dies Fig. 247 zeigt, sondern es ist eine stumpfe Stoss- b fuge mit Ueberlagblech zu bilden, wie in Fig. 248 ^ angedeutet.

Fig. 248.

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Die Trommeln erhalten Aufbörtlungen der Ränder, innerhalb welcher Verstärkungsringe a von 12 bis 15 mm. Stärke ein geschoben, und vernietet werden, wie in Fig. 249 dargestellt. Die Rundungen b der Flangen geben dem Rohre die erforderliche Elasticität, welche die Längenausdehnung und Zusammenziehung bei verschiedenen Temperaturen ermöglicht. Nachdem die Flammrohre direct dem Feuer und den heissesten Verbrennungsgasen ausgesetzt sind, so ist ihre Dilatation eine grössere als die der äusseren Mantelflächen, daher in dem Falle, als keine Dilatations Vorrichtungen vorhanden wären, sich die Enden der Flammrohren aus ihrer Verbindung mit den Kesselböden lockern müssten. Doch reicht die Elasticität der Umbörtlungen nicht aus, um dieselben vor Rissen in den Punkten b zu bewahren. Diese führen aber allmählich zu vollständigen Brüchen und zu umständlichen Reparaturen.

Durch eine hinter der Feuerbrücke beginnende Verjüngung der Flammrohre wird den Gasen eine grössere Geschwindigkeit gegeben ünd dadurch die Ablagerung von Flugasche verringert. Der Kesselmantel erhält einen Durchmesser von 1*6 bis 2’2 m. und eine Länge von 6 bis 10 m. Die Flammrohre erhalten 0’6 bis 0'9m. Durchmesser. Die Wandstärke soll im Maximum 13 mm. betragen. Die Entfernung der Absteifungen beträgt 80 bis 100 cm.

In neuerer Zeit verwendet man zu Flammrohren gewellte Rohre, deren Wellen senkrecht auf die Längenrichtung wie Ringe im Umfange herumgehen und die zur Dilatation nöthige Elasticität hervorbringen. Das gewellte Rohr braucht nur circa ³/₄ der Wandstärke des glatten Bleches. Diese Wellrohre werden ohne Nietnaht und vollkommen rund nach allen Dimensionen angefertigt.

Der Flammrohrkessel eignet sich für grosse Dampfproduction bei massiger Spannung bis zu sechs Atmosphären und wird in Grössen von 60 bis 100 qm. Heizfläche verwendet. Diese Kessel werden vielfach verwendet. Die Flammrohrkessel haben eine verhältnissmässig geringe Mauerfläche der Feuercanäle, welche von den Heizgasen bestrichen werden, was den ökonomischen Effect erhöht. Der Verdampfungsspiegel ist im Verhältnisse zum Wasserkörper gross, daher die Verdampfung rasch vor sich geht und die gleiche Dampfspannung leicht zu erhalten ist. Dagegen kommen die Kessel theuer zu stehen, es kann nur hochwerthiges Brennmaterial verwendet werden, da die Rostgrösse eine beschränkte ist, und es wird ein Theil der Heizfläche im Flammrohre durch Ablagerung von Flugasche unwirksam gemacht. Die Wartung erfordert eine grosse Aufmerksamkeit. Vernachlässigungen oder eine Unaufmerksamkeit auf den Wasserstand verursachen nachtheiligere Folgen als bei Kesseln mit Aussenfeuerungen. Die Vornahme von Reparaturen gestaltet sich kostspielig, umständlich und zeitraubend.

Fig. 250.

§ 19. Der Feuerröhrenkessel. Der Feuerröhrenkessel besteht im Wesentlichen aus einem horizontalen Cylinder mit ebenen Böden und ist von einer grösseren Anzahl enger Röhren durchzogen. Die Feuerung befindet sich unter dem Kessel. Die Feuerzüge werden für dieses System so angeordnet, dass die Gase zuerst unter dem Kessel vom Roste nach rückwärts ziehen, hierbei den Kesselumfang bis gegen die Feuerlinie bestreichen, dann durch die Feuerrohre ihren Weg nach vorne nehmen, um hierauf in wieder geänderter Richtung über den Dampfraum hinweg nach rückwärts zu strömen und schliesslich zum Rauchcanale zu gelangen. In Folge des kleinen Wasserspiegels im Verhältnisse zum Wasserinhalt geht nasser Dampf ab, daher die Anbringung eines Dampftrocknörs wichtig. Die Ausnützung der Wärme ist eine gute. Es treten aber leicht Defecte an den Vernietungen der Feuerplatte und an den Röhren ein und ist die Reinigung eine erschwerte. Daher ist es erforderlich, möglichst reines, eventuell chemisch präparirtes Wasser anzuwenden. Man combinirt auch den horizontalen Röhrenkessel mit einem Zweiflammrohrkessel. Diese Combination hat den Namen Tischbeinkessel. Hierbei kommt der letztgenannte Kessel, welcher die Feuerröste enthält, unterhalb zu liegen. Jeder Kessel hat seine gesonderten Wasser- und Dampfräume, beide sind aber beziehungsweise durch ein Ueberfallrohr und ein Dampfrohr in Communication gesetzt. Die Anordnung der Feuerzüge ist folgende: 1. Zug durch die Flammrohre, 2. Zug durch die Feuerrohre, 3. Zug dem Mantel des Röhrenkessels entlang, 4. Zug längs dem oberen Umfang und 5. Zug längs dem unteren Umfang des Flammrohrkessels und hierauf Eintritt in den Rauchcanal. Diese Kessel werden nur mit grossen Heizflächen von 100 bis 150 qm. mit Vorth eil construirt und

geben einen Nutzeffect von 70 bis 80 Percent. Die Wartung muss eine sorgfältige sein. Fig. 250 stellt den Dupiskessel, p die Combination eines | Feuer- f mit ¹

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senkrechten röhrenkessels

einem horizontalen Cylinderkessel, dar. Wie es die Pfeile andeuten,

bestreichen die Gase zuerst den Cylinder, wenden sich am rückwärtigen Ende, den senkrechten Kessel von aussen bestreichend nach abwärts, steigen in den Feuerrohren auf und entweichen oberhalb durch den Rauchcanal A. Reparaturen kommen bei diesem Kesselsysteme weniger als bei anderen Röhrenkesseln vor. Der Dampf geht nicht nur trocken, sondern sogar etwas überhitzt ab. Die Leistung beträgt stündlich 13 kgr. Dampf bei einem Nutzeffecte von 72 bis 75 Percent der Gesammtwärme. Diese Kessel werden zweckmässig in den Grössen von 60 bis 130 qm. gebaut und können leicht für beliebig hohe Dampfspannungen construirt werden. Zur Speisung ist, wie bei den Tischbeinkesseln, weiches, reines Wasser erforderlich.

§ 20. Der Tenbrink-Kessel. Die Functionirung der Tenbrink-Feuerungen und ihre Eigenschaften wurden bereits im Abschnitte IV beschrieben. Es erübrigt hier nur noch eine Beschreibung der gesummten Kesselconstruction. Fig. 251 und 252 stellen die Construction dar, welche für die Dampfheizung im neuen Wiener Rathhause pro-jectirt worden ist. Es wurden, wie Fig. 252 zeigt, drei Oberkessel C, zu je einem System e verbunden und mit zwei Lagen Unterkessel

Fig. 251.

Fig. 252.

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C₂ und C₃ versehen. Die Verbrennungsgase nehmen ihren Weg durch vier Feuerzüge Z, bis Z₄ (Fig. 251) nach den angedeuteten Pfeilen, um schliesslich in den Rauchcanal M zu gelangen. Das Aufsteigen des erhitzten Wassers in den Oberkessel erfolgt durch das Rohr E. Die Dampfentnahme wird durch das horizontale, mit feinen Löchern sehene Rohr B vermittelt. Der für die drei Kessel gemeinschaftliche Dampfsammler A enthält den Dampftrockner, dessen Construction schon in § 10 dieses Abschnittes erörtert worden ist. Der Tenbrink-

Apparat enthält zwei Feuerrohre J, somit auch zwei Röste HK und ist mit jedem Oberkessel durch einen Stutzen verbunden. Die Roststäbe enthalten in der oberen mit H bezeichneten Hälfte Stufen gegen das Durchfallen von kleinerem Kohlenmateriale und verwandeln sich in der unteren Hälfte K zu glatten Stäben, daselbst einen geneigten Planrost bildend. Bis zum Anlangen auf diesem glatten Theile befindet sich das in der Kohle enthaltene kleine Material schon in Gluth. Die glatten Stäbe befördern das regelmässige Nachrutschen des Materiales.

Die Speisung sowie das Ablassen der Kessel erfolgt bei L. Sämmt-liche Kesselrohre erhalten in der Richtung gegen die Stutzen F und G eine Neigung, so dass ein vollständiges Abfliessen gegen diese Verbindungsstutzen und zuletzt gegen L erfolgen kann. Die Tenbrinke J erhalten ihre eigenen Ablasshähne. Die Bedienung der Feuerung ist viel weniger anstrengend als bei anderen Feuerungsarten, indem das Aufwerfen des Brennmateriales nicht mit der Schaufel, sondern durch den Fülltrichter erfolgt. Als Speisewasser ist nur reines, weiches Wasser zu verwenden, da eine nur geringe Kesselsteinkruste in den Feuerrohren J schon ein Durchbrennen derselben verursachen kann. Kessel nach diesem Systeme werden mit 40 bis 80 qm. Heizfläche gebaut. Die stündliche Dampferzeugung beträgt 14 bis 18 kgr. per 1 qm. Heizfläche. Der beste Effect wird aber bei einer Production von 10 bis 12 kgr. Dampf erreicht. Die Verbrennung consumirt 60 bis 100 kgr. Steinkohle oder 100 bis 200 kgr. Braunkohle per Stunde und 1 qm. Rostfläche, letztere in der Schräge gemessen. Die Kohlenstücke dürfen die Wallnussgrösse nicht übersteigen, weil grössere Kohlenstücke das Nachrutschen hemmen. Der Hauptvortheil des Tenbrink-Kessels liegt im Nutzeffecte, indem sich derselbe auf 75 bis 85 Percent steigert. Wenn die Stutzen des Tenbrinks zu enge sind, so erleidet die Circulation von Wasser und Dampf in demselben ein Hemmniss, und es füllt sich der obere Theil des Tenbrinks mit Dampf. Dadurch wird ein Theil der Feuerrohre ausser Berührung mit dem Wasser gesetzt und ist dem Glühendwerden und der Einbuchtung ausgesetzt. Prof. Dr. Rading er hat diesenVorgang in interessanter Weise mit Glasmodellen nachgewiesen. Eine entsprechend vermehrte Circulation kann auch durch Verbindungsstutzen der Tenbrinke und der oberen Kessellage (Z₂ Z₃)bewerkstelligt werden.

§ 21. Manometer. Das Manometer hat die Dampfspannung anzuzeigen. Dasselbe wird daher, wie es Fig. 253 zeigt, mit dem Daippf-raume durch ein Rohr EF in Verbindung gesetzt. Am Ende A befindet sich der Apparat. Das in der Einsackung D sich sammelnde Condensationswasser mildert die schädliche Einwirkung der Hitze auf den Apparat. Am Wassersacke ist ein Hahn zum Ablassen anzubringen.

Paul, Heiz- und Lüftungstechnik.

37

Da jedes Manometer durch die Einwirkung der Hitze und der Vibrationen, welche es zu erleiden hat, allmählich unrichtig wird, so ist zur Prüfung ein Rohransatz E erforderlich, an welchen jeweilig ein Control-Manometer aufgeschraubt und die Uebereinstimmung des im Gebrauche stehenden Apparates beobachtet werden kann. Eine öftere Controlirung des Manometers ist durch Abdrehen des Hahnes C der Dampfzuströmung zum Manometerrohr angezeigt, in welchem Falle der Zeiger des Apparates auf Null zurückgehen muss. Die besagten Vibrationen werden durch die nicht immer gleichmässige Dampf-abströmung verursacht und können durch Anbringung eines Windkessels vom Rohre BDE ausgeglichen werden. Das Manometer, welches wir uns in Fig. 253 denken, beruht auf der Formveränderung, welche eine concentrisch gewellte Stahlplatte durch die Einwirkung der Spannung erleidet. Dieselbe ist in die Erweiterung B horizontal eingesetzt und dicht geklemmt, so dass in den Raum des Apparates kein Dampf gelangen kann. g Die Platte wird daher von unten durch den Dampf IT gedrückt und wird oberhalb von einem senkrechten Stifte berührt, welcher den Bewegungen der Plattenoberflächefolgt und den Zeiger des Manometers mittelst _F Zahnradübersetzung dreht, der ähnlich wie eine Uhr auf einer Rundscala spielt und die Spannung anzeigt. Die Eintheilung der Scala muss aber im empirischen Wege erfolgen. Eine noch einfachere Construction wird dadurch erzielt, dass das Zuleitungsrohr D B an der Stelle B mit einem Metallrohre in Verbindung gesetzt wird, welches im Apparatgehäuse dessen innerem Umfang in kreisförmiger Biegung folgt und am Ende dicht abgeschlossen ist. Die in dieses Rohr sich verbreitende Dampfspannung bringt eine Formvariation desselben hervor, die das Rohrende bewegt. Der hiermit in Verbindung stehende Hebel mit übertragener Wirkung auf den Zeiger giebt die entsprechende Dampfspannung auf einer Rundscala an, deren Gradeintheilung im Versuchswege auszumitteln ist. Die Quecksilber-Manometer haben den Uebelstand, dass sich das Glasrohr mit Oxydations-producten belegt und die eingravirte Scala unkenntlich macht, daher die eben beschriebenen Metallmanometer allgemeinen Eingang gefunden.

Fig. 253.

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§ 22. Wasserstandsglas. Der Wasserstandsanzeiger, in Fig. 254 blos schematisch gezeichnet, besteht aus einem dickwandigen Glasröhre B E (Fig. 254), welches durch die Rohre A D und G E mit dem Kesselinnern in Communication steht.

Werden die Hähne B und F gesperrt, so kann durch den zu öffnenden Hahn C das Wasserstandsglas entleert werden. Der Wasserstand h der Apparat vollkommen dicht ist. Im Gegenfalle ist die Spannung in dem oberen Theile des Glasrohres kleiner als im Dampfraume, und es stellt sich Punkt h höher als Punkt H, was zu Täuschungen führt.

im Glase stellt sich aber nur dann gleich zu dem im Kessel, wenn

Fig. 254.

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Daher ist auf die vollkommene Dichtung der grösste Werth zu legen. Durch wiederholtes Ausblasen des Rohres und Wiederfüllen muss sich der Heizer wieder- 2?J! holt versichern, dass die Communicationswege vollständig offen seien. Zur Markirung des tiefsten zu- c lässigen Wasserstandes wird ein Zeiger angebracht.

§ 23. Probeliähne. In der Höhe des zulässig niedersten und höchsten Wasserstandes, sowie auch im Mittel derselben werden am Kessel Hähne angebracht, durch deren Oeffnen man sich überzeugen kann, ob in der betreffenden Höhe Dampf oder Wasser ausströme. Diese Hähne geben daher ein zweites Mittel an die Hand, sich von dem richtigen Wasserstande zu überzeugen. Nachdem aber das ausströmende Wasser sich sofort in Dampf verwandelt, sobald es den Hahn verlässt und an die Luft kommt, weil dessen Temperatur über 100° beträgt, so erfordert es einige Erfahrung, um aus der Art der Ausströmung zu erkennen, ob dieselbe Kesseldampf oder ein erst im Ausströmen entstandener Dampf sei.

§ 24. Speisevorriclitiingeii. Wenn der Kessel mit heissem Wasser gespeist wird, was bei Heizanlagen immer der Fall ist, so sind Säugpumpen nicht verwendbar, weil der leere Raum unter dem sich liebenden Pumpenkolben eine Dampfbildung herbeiführt, so dass das heisse Wasser dem Kolben nicht unmittelbar nachziehen kann. Daher muss die Pumpe so tief gestellt werden, dass die Ventile in das Wasser des Reservoirs tauchen. Die Speisung soll continuirlich erfolgen. Soll periodisch, gespeist werden, so ist die Leistungsfähigkeit für den drei-bis vierfachen Maximalbedarf zu berechnen. Es ist zweckmässig, auch eine Reservepumpe aufzustellen. Die Geschwindigkeit des Wassers in der Zuleitung zu den Kesseln soll 05 m. per Secunde nicht übersteigen. Für die Berechnung ist 03 m. Geschwindigkeit anzunehmen. Die Plungerpumpen sind den Kolbenpumpen vorzuziehen, weil bei ihnen eintretende Undichtheiten leicht zu entdecken sind. Das Eingehen in das Detail der Pumpen-Construction liegt ausserhalb der Grenzen dieses vornehmlich den Anlagen im Grossen und Ganzen gewidmeten Lehrbuches. Für eine Speisung durch Injectoren giebt die Fig. 255 einen Begriff. Vom Dampfdome zweigt die Leitung AB ab, und kann die Dampfeinströmung in den Injector E durch das Ventil

87 *

C regulirt und abgesperrt werden. Die Function des Injectors wird durch die Regulirspindel D auf die erforderliche Wirkungsgrösse eingestellt. Unsere Figur zeigt zwei Fälle der Reservoiranlagen, nämlich ein erhöhtes Reservoir F, wenn warmes Wasser anzusaugen ist, und eine Cisterne G, wenn mit Wasser gespeist werden soll, welches die Temperatur von -f- 30° nicht übersteigt. In beiden Fällen nimmt das Steigrohr H das durch den Injector angesaugte Wasser auf, welches seinen Weg durch die Speiseleitung J zum Kessel nimmt. Durch das Abfallrohr J geht das Wasser in die Cisterne oder in irgend einen Abführungscanal ab, welches im Beginne des Injectorbetriebes abfliesst. Ist die Wirkung des Injectors in den Beharrungszustand getreten, so

Fig. 255.

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ist die Ansaugung eine vollkommene und es hört die Abgabe von Abfallwasser durch das Rohr K auf. In L befindet sich ein Rückschlagventil, welches sich durch den Dampfdruck automatisch schliesst, sobald die Thätigkeit des Injectors eingestellt wird. In M ist das Speiseventil angebracht, welches unten zur näheren Besprechung kommt. Ist man in dem Falle einer Speisung mit Wasser mit mehr als -f- 30° nicht in der Lage, das Reservoir vertiefen zu können, so müsste man dasselbe durch Zuleitung von kaltem Wasser, also mit Wärmeverlust, auf die Temperatur von circa 30° herabbringen, bei welcher die Saugwirkung des Injectors noch nicht versagt.

Wenn sich die tiefgelegensten Heizkörper (Spiralen, Ofen etc.) zu ebener Erde befinden, so wird das abgehende Condensationswasser

unterhalb der Deckenwölbung im Kellergeschosse mit entsprechendem Falle bis zum Raume des Speisereservoirs geführt werden können und das Ende der Leitung wird jedenfalls noch so hoch gegen die Kellersohle gelegen sein, dass die Anlage eines erhöhten Speisereservoirs möglich ist. Kommen aber auch im Kellergeschosse Heizspiralen vor, um allenfalls als Dampf-Luftheizkörper zu wirken, so erfolgt der Abgang des Condensationswassers, als vom tiefsten Punkte dieser Objecte abzweigend, mindestens nahe an der Kellersohle. Mit Rücksicht auf den Fall, welcher der Ableitung zu geben ist, wird dieselbe zumeist im Speiseraume unter der Kellersohle vertieft angelegt und daher die Anlage eines erhöhten Speisereservoirs unmöglich sein. Dieser Fall trat im Wiener Rathhause ein. Nach dem Projecte des Civil-Ingenieurs Völckner wurden in die somit vertieft hergestellte Cisterne Hebepumpen eingesetzt, welche das Wasser in erhöhte Reservoirs zu schaffen haben. Diese Pumpen arbeiten unter sehr geringem Drucke und erforderten daher nur geringe Dimensionen. Ihre vertiefte Lage kann demnach zu keinen Uebelständen führen, weil im Falle Nachsehens an den Ventilen diese kleinen Pumpen sehr leicht ausgelöst und aus dem Reservoir gezogen werden können. Die eigentlichen Speisepumpen, welche unter dem Dampfdrücke der Kessel ai’beiten, konnten hoch gesetzt werden, weil ihnen die vorerwähnten hochgelegenen Reservoirs das Speisewasser immer noch mit Druck zuführen. Diese Speisepumpen können daher in allen Theilen leicht beobachtet und in Stand gehalten werden. Allenfalls erforderliche Nachhilfen können auch ohne Umständlichkeit vorgenommen werden, weil alle Theile gewissermassen zu Tage liegen. Das Speiseventil A (Fig. 256), welches durch den in der Pfeilrichtung B kommenden Wasserstrahl gehoben wird, eröffnet diesem den seitlichen Durchgang zwischen Ventil und Ventilsitz zur Speiseleitung gegen C. Die Speisung mehrerer Kessel erfolgt von derselben Sammelleitung aus durch Abzweigrohre, deren jedes ein Speiseventil besitzt. Wenn einer der Kessel behufs Reinigung oder Reparatursvornahme ausgeschaltet werden muss, so wird das betreffende Ventil unverstellbar festgeschlossen. Es geschieht dies durch Drehung des Rades D, wodurch der Kolben E bis zum Festsitzen auf Ventil A niedergeschraubt wird und jede Bewegung desselben unmöglich macht. Eine derart sichere Absperrung ist nöthig, um die im

Fig. 256.

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betreffenden Kessel befindlichen Arbeiter vor dem Eindringen von heissem Wasser zu schützen.

§ 25. Explosionsgefahren, Sicherheits-Apparate. Bekanntlich steht im Stadium der Dampfbildung die Temperatur des Wassers und Dampfes mit dem Dampfdrücke in einer bestimmten Relation. Tritt aber eine Ruhepause in der Dampfentnahme ein, so wird durch die beständige Condensirung im Dampfraume des Kessels der Dampfdruck vermindert, ohne dass sich immer gleichmässig aus dem Wasser Dampf nachbildet. Denn das Wasser, sobald es in völlige Ruhe gekommen ist, bleibt mit der Dampfbildung zurück. Je nach Umständen kann hierbei der Fall eintreten, dass die Temperatur des Wassers um mehrere Grade höher steht, als es dem Dampfdrücke entspräche. In der somit überhitzten Wassermasse speichert sich eine Kraft der Dampfbildung auf, deren Gewalt mit der Grösse der Ueberhitzung wächst. Wird nun durch irgend ein Ereigniss, wie z. B. durch die Wiederinbetriebsetzung des Kessels, eine Erschütterung in diese Wassermasse gebracht, so wird die ihr innewohnende Kraft der Dampfbildung entfesselt, und es tritt dann eine so heftige Siede-Erscheinung und Dampferzeugung ein, dass der Kessel in Gefahr kommt. Vermag derselbe nicht Stand zu halten, so kann eine Explosion erfolgen. Aus dieser Erscheinung lassen sich die häufig während der Ruhezeit oder während des Anlassens der Kessel erfolgten Explosionen erklären. Nach Parkes sollen unter 23 Fällen 19 während dieser Zeit sich ergeben haben. Nach Werner wäre schon eine Ueberhitzung um 5° gefährlich. Nach Doufour’s Versuchen ist aber eine Ueberhitzung von 20 bis 30° möglich. Nach solchen Betriebspausen erscheint daher ein Abkühlen des Wassers durch Absperren der Feuerzüge oder vorsichtiges Speisen der Kessel mit kaltem Wasser als zweckdienlich. Es wurde schon früher erwähnt, dass durch das Sinken des Wasserstandes unter die Feuerlinie und auch durch Incrustirung der Kesselwände an den von den Feuergasen bestrichenen Stellen ein Glühen der Bleche entstehen kann. Nach Tremery’s Versuchen besitzt aber rothglühendes Metallblech nur noch y₆ der demselben im kalten Zustande zukommenden Festigkeit. Bei 1000° Temperatur reducirt sich die Festigkeit bis auf 1 kgr. per 1 qmm. Somit bringt das Glühen die Gefahr eines Berstens der Blechwände mit sich, welche den Kesselraum vergrössert und einer heftigen Dampfbildung des durch die glühenden Wände überhitzten Wassers Raum schafft, wodurch die Gefahr einer Explosion gesteigert wird. Auch plötzliche und starke Dampfentnahme führt zur momentanen Dampfentwicklung, die eine Stosswirkung erzeugt und ein Reissen der Bleche verursachen kann. Noch ist des Leidenfrostsehen Phänomens zu erwähnen. Befindet sich nämlich in einem stark erhitzten Gefässe etwas Wasser, so bildet sich ein Tropfen, eingehüllt von einer Dampfschichte und im Wasser schwebend, mit einer Temperatur von 70 bis 100°, also ohne zu sieden. Durch Abkühlung der Gefässwand auf 171° sinkt der Tropfen zu Boden, und in dem Momente der Berührung erfolgt die plötzliche Verdampfung. Dieser Process bezüglich der Quantitäten in das Grosse übertragen, kann unter Umständen bei Dampfkesseln, deren Wände glühen, Explosionen verursachen. Tritt nun was immer für eine Ursache für den Dampfkessel als gefahrbringend auf, so ist das wirkliche Entstehen einer Explosion doch wesentlich davon abhängig, in welchem Masse das Materiale und die Construction widerstandsfähig sei. Auch im Falle eines Erglühens kommt die Stärke des davon betroffenen Bleches in Betracht. Die Grösse der Dampfspannung ist ein wesentlicher Factor, weil bei hochgespannten Dämpfen die oben beschriebenen Erscheinungen in ungleich

Fig. 257.

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stärkerem Grade gefährlich auftreten. Von der guten Qualität des Materiales hat man sich daher während der Kesselanfertigung durch sorgfältige Zerreiss- und Biegungsproben zu überzeugen. Aber auch gutes Materiale verändert während seiner Verwendung die Structur und gelangt endlich in einen dem Gusseisen ilhnlichen Zustand, in welchen man dasselbe mit dem Hammer in Stücke zerschlagen kann. Sind aber die Kesselbleche in diesem Stadium angelangt, so ist die grösste Gefahr vorhanden.

Als Signal des Eintrittes einer das Normale übersteigenden Dampfspannung dient das Sicherheitsventil, wofür Fig. 257 eine der besseren Constructionen darstellt. Die aus dem Kessel nach der Pfeilrichtung wirkende Dampfwirkung sucht das Ventil a über seinen Sitz b zu heben. Dem entgegen drückt der Körner c, welcher durch den um d drehbaren Hebel df und das auf ihn wirkende und entsprechend ausgemittelte Gewicht g belastet wird. Ventil und Ventilsitz sollen aus Rothguss oder Messing gefertigt und der gleichen

Ausdehnung¹ wegen aus einem Schmelze gegossen sein. Das Ventil ist rein zu halten und ist sich durch Heben desselben stets von dessen Functionsfähigkeit zu überzeugen. Die freie Fläche des Sicherheits-

der Heizfläche. Für Kesselheizflächen

bis

15000

ventiles erhält

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von mehr als 2'5 qm. ist nach österreichischem Gesetze die Anbringung von zwei Sicherheitsventilen vorgeschrieben. Die Sicherheitsventile zeigen zwar den Moment der eintretenden Ueberspannung an, bieten aber für den Abzug der Ueberproduction von Dampf keine hinreichende Oeffnung, und vermögen daher die daraus entstehende Gefahr nicht abzuwenden. Wir gehen auf die verschiedenen Sicherheitsvorrichtungen, welche unter denNamen Alarmpfeifen und schmelzbare Apparate behängt sind, nicht weiter ein und führen hier nur das an, was Prof. Schwackhöfer hierüber sagt: „Die grösste Sicherheit gewährt ohne Zweifel ein zuverlässlicher Kesselwärter. Je mehr Sicherheitsvorkehrungen vorhanden sind, desto leichter schlummert die Aufmerksamkeit des Wärters ein, und wenn dann im Momente der Gefahr eine dieser Vorrichtungen ihren Dienst versagt, so ist die rettende Geistesgegenwart des seinen Pflichten enthobenen Heizers auch nicht mehr vorhanden.”

Aus allem über die Ursachen der Kesselexplosionen Gesagten geht aber hervor, dass die für den Heizbetrieb in Verwendung kommenden Kessel diesen Gefahren in bedeutend gemindertem Grade ausgesetzt sind, weil sie mit einem nur geringen Ueberdrucke, welcher etwa bis vier Atmosphären beträgt, zu arbeiten haben.

nur

§ 26. Beschaffenheit des Speisewassers. Das Speisewasser soll klar sein und nach Schwackhöfer keine Nitrate, Nitrite, kein Ammon, Schwefelmetall, sowie auch weder Substanzen von saurem Charakter, noch Fett enthalten. Von Calcium oder Magnesiumsalzen darf wenig vorhanden sein. Absorbirte Gase wirken nachtheilig. Es wurde schon erwähnt, dass der Kesselstein, aus krustenartigen und schlammartigen Absätzen bestehend, schaden- und auch gefahrbringend sei.

Die Nachtheile sind folgende:

1. Durch Ausschlagen des Kesselsteines werden die Bleche be-

schädigt.

2. Das Vorhandensein des Kesselsteines reducirt die Wärme

transmission und somit auch den Heizeffect.

3. Derselbe bewirkt, wie schon erörtert wurde, ein Erglühen der Bleche, die sich in Folge dessen verziehen, sowie auch dadurch ein Undichtwerden der Nieten entsteht.

4.    Löst sich eine Kruste während des Erglühens des Bleches ab, so tritt im Momente der Berührung des Wassers mit der glühenden Fläche eine reichliche Wärme-Abgabe an das Wasser und hierdurch eine plötzliche Dampfentwicklung ein, die in schon beschriebener Weise zu einer Explosion führen kann.

5.    Das Schlammigwerden und Schäumen, welches bei unreinem Wasser vorkommt, verstopft die Sicherheitsventile, Wasserstandsanzeiger und Manometer. Ein öfteres Ausblasen des Kessels ist das beste Mittel zur Verminderung der Kesselsteinbildung. Innere Anstriche der Kessel mit Fett, Seife, Theer, Graphit etc. sollen nebst Hintanhaltung des Rostes auch das Anhaften von Kesselstein verhindern, sind aber nach Schwackhöfer nicht zu empfehlen, weil sie die Wärmetransmission vermindern und möglicherweise die Veranlassung eines explosiblen Siedens sein können. Besser sind Blecheinlagen, da dieselben den Kesselstein aufnehmen. Die Vorwärmer wirken reinigend auf das Wasser, indem daselbst die absorbirten Gase entweichen, die Carbonate der Erdkalimetalle ausfallen und die fettigen Substanzen sich an der Oberfläche des Wassers sammeln. Die wirksamste Vorkehrung gegen Kesselstein besteht in der Präparirung des Speisewassers in besonderen Apparaten. Das Nähere hierüber mag in Schwackhöfer’s landwirtschaftlich-chemisch er Technologie nachgesehen werden, da das Eingehen in diese Aufgabe ausserhalb des Lehrplanes dieses Buches gelegen ist.

Heizeffecte und Heizflächenwerthe von Dampfkesselanlagen.

§ 27. Heizeffecte. Der Nutzeffect der Dampfkesselfeuerungen variirt innerhalb 60 und 80 Percent. Ueber 80 Percent steigt derselbe nur in besonderen Fällen. Ueber die Momente, welche den Wärmeverlust herbeiführen, wurde schon im Abschnitte „Verbrennungs-process” gesprochen. Wir werden dieselben hier in Rücksicht auf die Feuerungen für Dampfkessel in Kürze durchgehen. Diese Wärmeverluste bestehen:

1.    In der Wärmemenge, welche mit den Verbrennungsgasen abzieht und die von deren Temperatur abhängig ist. Diese letztere beträgt bei Kesselconstructionen bester Art 150 bis 200°, bei Anlagen minderer Art 300 bis 500°.

2.    In dem Luftüberschusse. Bei Gas- und Halbgasfeuerungen reducirt sich der Luftbedarf auf das L5- bis ldfache der theoretischen Luftmenge, so dass der Ueberscliuss blos 0'5 bis 0⁻7 beträgt. Bei gewöhnlichen Feuerungen beträgt der Bedarf das 2- bis 2⁻5fache und bei unzweckmässigen, schleckt bedienten Feuerungen steigt derselbe sogar auf das 3- bis 4’5fache.

3. In der unvollkommenen Verbrennung des Materiales. Als Kennzeichen dient wohl das Ausströmen von schwarzem Rauche, doch giebt derselbe keinen Anhaltspunkt zur Beurtheilung der Grösse des Wärmeverlustes. Denn der Hauptverlust liegt niemals in dem Kohlenstoffe, der als Russ oder Rauch abgeht, sondern in den brennbaren Gasen, die mit dem Rauche entweichen. Vor Allem ist die Unvollkommenheit des eigentlichen Verbrennungsprocesseszu nennen, indem wesentlich aus Ursache mangelhafter Wartung des Feuers oft brennbare Gase, nämlich Kohlenoxyd und zum Theil auch Kohlenwasserstoffe, entweichen. Im Weiteren ist der Flugruss zu erwähnen, der jedoch zumeist nur in kleiner Quantität abgeht. Von Bedeutung ist oft der Kohlenabgang in den Aschenfall. In erster Linie ist derselbe von der Beschaffenheit der Kohle abhängig. Zerbröckelt dieselbe oder ist die Asche schmelzbar und bildet Schlacken, so kann der Verlust bedeutend sein. Endlich ist auch die Beschaffenheit des Rostes, respective der Zwischenraum der Stäbe fur das durchfallende Materiale massgebend. Im günstigen Fall beträgt der Verlust durch den gedachten Abfall wenige Percente, un günstigenfalls kann derselbe bedeutend werden.

4.    In der Wärme der Verbrennungsrückstände im Aschenfalle. Zum Theile gelangt dieselbe jedoch mit der zusammenströmenden Luft wieder zum Feuerherde zurück.

5.    In der Leitung und Strahlung des Feuerherdes und der Feuer-züge gegen aussen. Diese Wärme-Abgabe des Apparat-Mauerwerkes dürfte während des Betriebes 2 bis 4 Percent betragen. Im Falle der Unterbrechung kommt der Verlust während der Ruhepause noch hinzu.

§ 28. Methode ihrer Bestimmung. Wir haben bereits im Abschnitte „Verbrennungsprocess im Allgemeinen” den Vorgang beschrieben, welcher bei Untersuchung des Effectes einer Feuerung zu beobachten ist. Wir können uns daher hinsichtlich der Versuchsanstellungen bei Dampfkessel-Feuerungen auf die Andeutung der Normen beschränken, welche in Folgendem bestehen:

1. Der Kessel ist zu beheizen und der Versuch zu beginnen, wenn derselbe normal mit Wasser gefüllt, die gleichfalls normale Dampfspannung erreicht und soeben eine neuerliche Beschickung des Feuers nöthig ist. Der Aschenfall muss geräumt sein. In einem ganz gleichen Stadium ist der Versuch abzusehliessen, jedoch mit dem Unterschiede, dass nunmehr der Aschenfall die Kohlenrückstände enthält.

2.    Während des Versuches wird der zur Verwendung gelangende Brennstoff gewogen und zum Schlüsse die Rückstände im Aschenfalle.

3.    Die vorzunehmenden Beobachtungen und Berechnungen sind im Abschnitte „Verbrennungsprocess” beschrieben, woselbst auch ein Beispiel durchgeführt ist. Nebstdem ist es jedoch auch erforderlich, das Speisewasser zu messen, und zwar im Einlaufe in das Speisereservoir, durch einen eingeschalteten Wassermesser oder durch eine Berechnung aus der Tourenzahl der Speisepumpe. Endlich ist auch das Quantum des mit dem Dampfe übergerissenen Wassers mittelst Destillationsproben zu ermitteln. Prof. Schwackhöfer stellte die Resultate seiner Proben tabellarisch mit folgenden Rubriken zusammen:

1.    Elementar-Zusammensetzung der Kohle.

2.    Volumpercentige Zusammensetzung des trockenen Essengases, und zwar die Grenzwerthe aus mehreren Durchschnitts-Analysen, und das sich auf die ganze Versuchsdauer beziehende Mittelresultat.

3.    Temperatur des Essengases.

4.    Temperatur und Feuchtigkeitsgehalt der zur Feuerung strömen

den Luft.

5.    Verdampfungsversuch.

6.    Temperatur des Speisewassers.

7.    Mittlere Spannung und Temperatur des Dampfes.

8.    Mit dem Dampfe übergerissenes Wasser in Gewichtspercenten.

9.    Gewicht und Zusammenstellung der Rückstände.

Ein von Prof. Schwackhöfer mit einem Tenbrink-Kessel von

85 qm. Heiz- und 2 qm. Rostfläche bei Verwendung von Ostrauer Kleinkohle vorgenommener Versuch ergab die folgenden in der Reihenfolge geordneten Resultate:

Ad 1. 6600 WE. per 1 kgr. Kohle.

6600 WE.

637 WE.

= 10-4= Ver-

dampfungswerth (nachdem 637 WE. zur Wasser nöthig sind), 9T7 kgr. Luftquantum als theoretisches Erforderniss zur Verbrennung von 1 kgr. Kohle.

Verdampfung von 1 kgr.

Ad. 2. Mittelresultat: 122 Percent Kohlensäure, 38‘6 Percent atmosphärische Luft, 49-2 Percent Stickstoff. Kein Antheil Kohlenoxyd, L49faches Luftquantum zur Verbrennung.

Ad 3. Mitteltemperatur 220°.

Ad 4. Mittelwerthe 25'0° Temperatur, O’SGewichtspercente Feuch

tigkeit.

Ad 5. 1 kgr. Kohle verdampfte 9'097 kgr. Wasser, 75’5 kgr. Kohle verbrannten stündlich per 1 qm. Rostfläche, 16*2 kgr. verdampften stündlich per 1 qm. Heizfläche.

Ad 6. Mittelwerth 58°.

Ad 7. 4"6 Atmosphären Ueberdruck à zu 1 kgr. per 1 qcm. gerechnet, entsprechend der Temperatur von 155°.

Ad 8. Im Mittel 1*3 Percent.

Ad 9. 0113 kgr. Rückstände per 1 kgr. Kohle, bestehend aus 00137 kgr. Kohlenstoff und 0-0993 kgr. Asche.

Nach den vorstehenden Resultaten werden per 1 kgr. Kohle 0T183 kgr. = P3 Percent Wasser übergerissen, daher 8'9787 kgr. verdampft 0-097 kgr. zusammen, wie oben ad 5.

Das übergerissene Wasser nahm somit OT.183 kgr. (155°—58°) = 1P5 WE. per 1 kgr. Kohle auf. Die Dampfbildung nahm in Anspruch 8-9787 kgr. [606-5 — 0-305 (155° — 58»)] = 5349-5 WE. per 1 kgr. Kohle. Der Wärmeverlust beträgt daher 6600—5349-5= 1250-5 WE. Es ergeben sich durch Rechnung nach den im Abschnitte „Ver-brennungsprocess” vorgetragenen Methoden: 639‘4 WE. Verlust durch das Essengas, 110"7 WE. durch die Kohlenrückstände und, Avie oben, 11-5 WE. durch übergerissenes Wasser, 76P6 WE. zusammen, daher erübrigen noch mit Rücksicht auf das obige Gesammtquantum per 1250-5 WE.

488-9 WE. als Verlust durch Leitung und Strahlung des Kesselmauerwerkes. In Percente umgerechnet ergeben sich folgende Verlustziffern: 9‘69 Percent durch Entweichung des Essengases,

0-00

„ unvollständige Verbrennung,

1-68

„ Rückstände im Aschenfalle,

0-17

„ übergerissenes Wasser,

7-41

„ Transmission des Mauerwerkes,

18-95 Percent zusammen; daher ergeben sich 81 "05 Percent als Nutzeffect.

100 Percent zusammen.

§ 29. Verbrennungsquantitäten, Schichthöhen. Man kann per 1 qm. totaler Rostfläche und 1 Stunde folgende Maximalquantitäten von Kohle in Rechnung nehmen: 60 bis 70 kgr. bei stark backender Kohle, 78 bis 80 kgr. bei weniger backender Kohle, 80 bis 100 kgr. bei magerer Kohle und 100 bis 150 kgr. bei Braunkohle. Bei geneigten Rostflächen ist die horizontale Projection zu rechnen. Als Schichthöhen sind anzunehmen : 4 bis 12 cm. Steinkohle und 4 bis 20 cm. Braunkohle. Bei zu dünner Schichtung sind freie Stellen, welche einen abkühlenden Luftdurchgang verursachen, schwer zu vermeiden. Je kleiner das Korn, desto rascher geräth die gleiche Menge in Brand und desto kleiner kann daher auch der Rost gehalten werden.

Dampfleitungen, Constructions-Objecte derselben.

Fig. 258.

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§ 30. Reducirventile. Um den Dampfdruck in den Leitungen in einer normirten Grösse constant zu erkalten und denselben auch von der etwas wechselnden Spannung im Kessel unabhängig zu machen, wendet man sogenannte Reducirventile an. Das Princip derselben besteht darin, dass sie automatisch wirkend nur so viel Dampf in die Leitungen einlassen, als nöthig ist, um die betreffende Dampfspannung zu erzielen. Da in den Leitungen und in der mit selben in Verbindung stehenden Heizkörpern durch Condensirung ein steter Dampfverbrauch eintritt, so würde offenbar die Dampfspannung abnehmen oder endlich verschwinden, wenn zu wenig oder gar kein Dampf eingelassen würde, woraus hervorgeht, dass die Menge des eingelassenen Dampfes und dessen Verbrauch mit der Spannung in Relation steht. Nachdem im Kessel ein überschüssiger Druck vorhanden sein muss, um in jedem Palle den Druck in den Leitungen unvermindert erhalten zu können, so hat das Regulirventil die Aufgabe, für die Leitungen den Druck entsprechend zu vermindern und erhielt daher die Benennung „Reducirventil”, und man pflegt zu sagen, es werde mit reducirtem Dampfe gearbeitet. Pig. 258 stellt ein solches Ventil dar. Der vom Kessel kommende Dampf strömt bei A ein. Das doppel-sitzige Ventil CD FE ist im gezeichneten Zustande geschlossen. Der Raum B steht mit der Ableitung in Communication. Sobald an dieser Seite durch Dampfverbrauch die Spannung ab nimmt, so verringert sich auch der Druck auf die Membrane H H, welchen der durch die Oeffnungen G eindringende Dampf ausübt. In Folge dessen wird durch den Gegendruck der Spiralfeder J die Membrane, und mit ihr der Kolben herabgedrückt, welcher hierdurch beide Ventile EF und CD öffnet und dem Dampfe ober- und unterhalb den Zugang zum Raume B, respective in die Leitung eröffnet. Da man durch Drehung der Schraube K die Spannung der Feder J feguliren kann, so ist hiermit die Möglichkeit geboten, dem Drucke auf die Membrane jene Grösse zu geben,

welche der Dampfspannung entspricht, die auf der Seite B in der

Leitung stattfinden soll.

Ist einmal die Spirale J auf die richtige Spannung eingestellt, so vermittelt das selbstthätige Ventil die entsprechende Réduction des Druckes in der Leitung. Anstatt der Spiralfeder kann man auch Gewichte anwenden. Derlei Ventile werden von der Firma J. Haag in der Construction hergestellt, welche aus Fig. 259 zu entnehmen ist. Die Wirkungsweise des Apparates, ähnlich der des früherbesprochenen, bedarf keiner besonderen Er-

Fig. 259.

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örterung.

§ 31. Dampfvertheiler. Das Dampfrohr wird direct zum Dachboden geführt und daselbst mit den Abzweigungen versehen, die den Dampf den Abfallrohren zuführen, mit welchen die Heizobjecte in Verbindung stehen. Im Falle der Aufstellung von Spiralen im Keller, die als Luftheizkörper dienen, führt das Dampfrohr mit seinen Abzweigungen direct zu denselben. Man führt zu diesem Zwecke das Hauptrohr A (Fig. 261) einem Dampfsammler C D, dem sogenannten

Vertheiler, zu. Mittelst des Ventiles B wird die Dampfzuströmung geregelt. Von diesem Vertheiler zweigen die Rohre G ab, jedes mittelst

Fig. 260.

Fig. 261.

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Ventil regulir- und sperrbar. Sämmtliche Ventile sind mittelst Räder zu handhaben, wie dies in Fig. 261 ersichtlich ist. Durch den Hahn F (Fig. 260 und 261) kann von Zeit zu Zeit das sich sammelnde Conden-sationswasser abgelassen werden, welches dem Reservoir der Speisepumpe zuzuleiten ist. Die ganze Vorrichtung ruht auf gusseisernen Untersätzen E. Unsere Figur stellt Abzweigrohre G von grösseren Durchmessern dar, die nicht einzelne Heizkörper, sondern ganze Gruppen derselben zu versorgen haben, daher der dargestellte Dampfbehälter Haupt vertheiler benannt wird. Jeder dieser Zweige wird einem Nebenvertheiler zugeführt, wie solchen Fig. 262 und 263 zur Anschauung bringen. Das Zweigrohr A erhält gleichfalls ein Ventil C

Fig. 262.

Fig. 263.

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und mündet in das Verth eilerrohr D E, von welchem 14 Rohre von kleinem Durchmesser gespeist werden, die für ebenso viele Heizkörper den Dampf liefern. Durch das Rohr F G wird zeitweise das * sich sammelnde Condenstationswasser abgelassen und dem Reservoir der Speisepumpen zugeführt. Dieser in Fig. 263 dargestellte Apparat, von welchem Fig. 262 die Seitenansicht darstellt, heisst Neben-vertheiler. Im erstgenannten Falle der Verzweigung am Dachboden werden die Vertheiler in diesem Raume angebracht. Es kommt auch vor, dass man für Fälle besonderen Wärmebedarfes den Heizkörpern möglichst hochgespannten Dampf zuführen will. Zu diesem Zwecke sind zwei Vertheiler erforderlich mit Abzweigungen von demselben Zuströmungsrohr, und zwar ein Vertheiler für reducirten und einer für nicht reducirten Dampf. Durch Ventilstellung wird der eine oder andere der Vertheiler in Betrieb gesetzt.

§ 32. Condensationskammern, Revisionskästeu. Der durch irgend ein Fallrohr vom Dachboden nach abwärts ziehende Dampf strömt in die Heizobjecte (Oefen oder Spiralen) ein, welche mit dem Rohre in

Fig. 264.

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allen Stockwerken in Verbindung stehen. Das nach Abgabe der Wärme

Fig. 265.

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verbleibende Condenswasserfliesst in dieselben Fallrohre wieder zurück, die daher Dampf- und Condenswasser nach abwärts mit sich führen. Im Kellergeschosse gehen diese verticalen Rohre in Längsleitungen über, welche das zur Beförderung des Abflusses nöthige Gefälle haben. Diese Rohre werden einer Con-denskammer zugeführt, von deren Einrichtung Fig. 264 und 265 eine Darstellung geben. Dasselbe gilt von den Rohren des Condenswassers, welches die Heizkörper liefern, deren Speisung mit directem Dampfe erfolgt, d. i. nicht durch Fallrohre einer Dachbodenleitung, sondern direct durch ein Dampfzuleitungsrohr. Dieser Fall kommt z. B. bei Dampfspiralen im    Kellergeschosse    vor.    Diese einzelnen Rohre werden in der

Gondenskammer    nach    abwärts    gebogen und geben Wasser und

Dampf an die Condenstöpfe C ab. Diese Töpfe, deren Einrichtung wir im nächsten Paragraph kennen lernen, bezwecken den Abfluss des Wassers und die Zurückhaltung des Dampfes. Die Rohre D, welche nunmehr blos heisses Wasser abführen, ergiessen dasselbe in den Revisionskasten F G, von welchem aus das gesammelte Wasser dem Speisereservoir zugeführt wird. Wenn sich im Revisionskasten, welcher durch eine horizontale Klappe geöffnet werden kann, Dampf zeigt, so ist dies ein Zeichen, dass mindestens ein Topf nicht gut functionirt, nämlich den Dampf nicht vollständig zurückhält. Sperrt man nun nacheinander die Ventile E ab, so muss die Dampfausströmung verschwinden, sobald das zum mangelhaft wirkenden Topf gehörige Ventil geschlossen ist. Ist auf solche Weise der fragliche Topf

Fig. 266.

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entdeckt, so muss am Mechanismus desselben die nöthige Abhilfe getroffen werden. Unsere Figur zeigt 4 Zuleitungsrohre, wovon zwei derselben deshalb gabelförmig ausgezweigt sind, um zu zeigen, wie man sich behilft, wenn die übliche Topfgrösse für die Stärke des Zuflusses nicht ausreicht. Es gestattet nämlich die besagte Auszweigung die vereinigte Wirkung von zwei Töpfen. Die Hähne B dienen Absperrung für den Fall, als an einem der Töpfe eine Rectification vorgenommen werden müsste. Bei grossartigen Anlagen ist es oft nicht thunlich, alle Leitungen einer Condenskammer einem Revisionskasten zuführen zu können. In solchen Fällen sind mehrere den Heizgruppen entsprechend situirte Condenskammern nöthig und die von ihnen abgehenden Rohre H (Fig. 264 und 265) werden einem Hauptrevisionskasten (Fig. 266 und 267) zugeführt. Diese Zeichnung zeigt

7 Zuleitungen, von welchen in C (Fig. 267), die Seitenansicht dargestellt ist. Jedes Kohr endigt in eine Düse D, damit man nach Oeffnen des Deckels B leichter zu erkennen vermag, aus welchem Topfe allenfalls nebst Wasser auch Dampf abgegeben werde.

Fig. 267.

J)

Durch das weite Rohr E fliesst das gesammelte Condenswasser dem Speisereservoir zu. Zeigt sich bei einer Nachsicht im Revisions-kästen Dampf und erkennt man nicht sofort an der betreffenden Düse, welches Rohr Dampf mit sich führe, so gelangt man, wie schon früher erörtert, durch aufeinanderfolgendes Absperren .    -    „ der Ventile A zur Kenntniss der betreffenden

1 V BE fij

V |    Zuleitung C. Nun sieht man in der Condens-

i 1 -- kammer nach, von welcher dieses ermittelte

Rohr C zugeleitet ist. Angenommen, es wäre dies die Condenskammer (Fig. 264), so wird der dortige Revisionskasten Dampf zeigen, und man gelangt nach der schon erörterten Methode successiver Ventilabsperrung zur Kenntniss des mangelhaft functionirenden Topfes.

§ 33. Condenstöpfe, Automaten. Fig. 268 zeigt die Einrichtung eines Condensationstopfes nach der von J. Haag verbesserten Construction. Der Zufluss des heissen Wassers und Dampfes erfolgt bei a, umgibt den Cylinder d, steigt nach aufwärts durch die Vergitterung b b, welche allfällige Verunreinigungen zurückhält, zieht durch die ringförmige Oeffnung c' c' nach abwärts in den Cylinder d, durch dessen Seitenöffnung e, nahe am Boden, die Abströmung erfolgt. Somit schliessen sich an die Oeffnungen a und e die Rohre an, welche in Fig. 265, respective mit A und D bezeichnet sind. Der trichterförmige, unterhalb von der Membrane c c abgeschlossene Raum f wird mit einer Flüssigkeit gefüllt, welche sich schon bei einer bedeutend geringeren Temperatur als Wasser in Dampf verwandelt, allenfalls mit Alkohol, welcher unter gewöhnlichem Atmosphärendruck schon bei 78,4° siedet. Die Spannung des Alkoholdampfes bei 78° kommt daher der des Wasserdampfes bei 100° gleich. Würde daher der extreme Fall eintreten, dass bei a (Fig. 268) blos Dampf einströmt, und zwar von der Temperatur t, so würde im Trichter f, dem sich diese Temperatur mittheilt, sofort ein Alkoholdampf von einer weit grösseren Spannung sich entwickeln, dessen Ueberdruck die Membrane cc sofort an den Rand c' c' pressen und den Abzug des

Dampfes sperren würde. Nunmehr wird der das Gefäss b b erfüllende Dampf in Folge Abkühlung durch die Wände zu condensiren beginnen, und das sich ansammelnde Condenswasser wird nicht blos allmählich

Fig. 268.

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das Gefäss füllen, sondern sich auch in der Zuleitung a immer weiter verbreiten. Die Temperatur des Wassers im Gefässe geht herab und hiermit auch die Temperatur des Alkoholdampfes und erreicht endlich den Tiefenpunkt, bei welchem auch der Alkoholdampf condensirt. Dann behebt sich die Spannung in f, die Membrane cc hebt sich wieder und lässt der Abströmung des Condenswassers durch cc' nach d so lange freien Raum, bis die Füllung b b, aus nachgedrungenem heissen Wasser oder aus Wasser mit Dampf gemischt bestehend, eine Temperautr erreicht hat, welche die Verdampfung des Alkohols und hiermit wieder Schliessung der Membrane bewirkt. Behufs zutreffender Functionirung ist aber die Alkoholfüllung und die Oeffnungsweite c c' im Versuchswege auf das richtige Mass zu stellen. Die Alkoholfüllung kann nach Abnehmen der Schraubenkapsel g und die Membrandistanz c c' durch Drehen des Rohres h i, respective Auf- oder Niederschrauben, rectificirt werden. Zu letzterem Zwecke ist die Schraubenmutter i eingesetzt. Sollte eine Reinigung des Apparates nöthig werden oder im Laufe der Zeit die ringförmig gewellte Membrane c c an Elasticität einbüssen und eine Erneuerung vorzunehmen sein, so kann dies leicht geschehen, weil der Deckel des Topfes in kk abschraubbar und derselbe sammt Trichter leicht auszuheben ist. Auch das Auslösen der Membrane und Einspannen eines neuen ist mittelst der Schrauben 11 leicht ausführbar. Auch der Raum bb des Gefässes kann von der Oeffnung k aus nach Entfernung der Schraube ohne Anstand gereinigt werden. Diese Condenstöpfe functioniren sehr sicher, sind leicht zu reinigen und zu rectificiren und sind auch in der Anschaffung billig. Man hat auch Condenstöpfe, auf der Wirkung eines oben offenen Gefässes beruhend und eingeschlossen in einem Topfe in Condenswasser schwimmen, die sich bei dessen Ansammeln so lange heben, bis das Wasser, über ihren Rand steigend, sich in selbes ergiesst, wodurch dieses schwimmende Gefäss beschwert wird und sinkt. Durch das Heben und Senken des Gefässes wird ein Oeffnen und Schliessen des Abflusses bewirkt. Ferner hat man auch Conden-sationswasser-Ableiter auf der durch Temperaturveränderungen zu bewirkenden Ausdehnung und Zusammenziehung des Metalles insoferne beruhend, als die daraus hervorgehenden Formveränderungen den Wasserabfluss öffnen und schliessen. Auf diesem Principe beruht der Kusenberg’sche Apparat. Doch sind die Apparate, welche auf Verschiedenheit der Siedetemperatur des Wassers und einer anderen Flüssigkeit beruhen, wie der oberwähnte Haag’sche Topf, vorzuziehen. Nachdem alle derartigen Einrichtungen automatisch wirken müssen, so werden diese Condenstöpfe Condensatoren oder Condenswasser-Ableiter, auch allgemein Automaten

genannt.

§ 34. Allgemeine Beschaffenheit der Rohrfiihruugen. Kurze, enge und mehrfach gebogene Dampfleitungen werden zweckmässig aus Kupfer, geradlinige Leitungen der Billigkeit wegen aus Gusseisen, und

Röhren mit mehr als 20 cm. Durchmesser aus Eisenblech hergestellt. Letztere werden in der Längsrichtung genietet und verlöthet. Schmiedeiserne Rohre (Gasrohre) wendet man von 44 mm. Weite an. Durch weite Rohre werden die Bewegungswiderstände in Folge der kleineren Geschwindigkeit vermindert, dagegen aber durch Vergrösserung der Umfangsfläche die Wärmeverluste vermehrt. Günstige Resultate werden im Allgemeinen bei etwa 20 m. Geschwindigkeit per Secunde erzielt. Man geht übrigens auch auf 40 m. und mehr, selten aber unter 10 m. Das Steigrohr soll vertical bis zum höchsten Punkte aufsteigen, damit das Condensationswasser, welches sich in diesem Rohre bildet, sofort und schnell zurückfliessen könne. Die Vertheilungsrohre, welche vom Steigrohr abzweigen, haben einen Fall in der Richtung zu erhalten, dass das Condenswasser und der Dampf in gleicher Richtung strömen. Ein Begegnen beider Medien bringt ein Knattern hervor.

Wie die Tabelle zeigt, ist bei gleicher Temperatur das speci-fische Gewicht der Luft grösser als das des Dampfes. Bei Beginn der Dampfbildung, respective dem ersten Eindringen des Dampfes in die mit Luft gefüllten Rohre erhält sich diese letztere daher als eine Flüssigkeit von grösserem specifischen Gewichte und entweicht nach abwärts durch die Automaten und andere zu diesem Zwecke etwa angebrachte und geöffnete Hähne.

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Bei dieser Inbetriebsetzung condensirt der Dampf schnell an den kalten Rohrwänden und bildet Wasser von derselben Temperatur, welches aber in seinem Rückläufe bald erkaltet. Prof. H. Fischer beobachtete Erkaltungen bis unter 20°. Die wasserfreie Rohrfläche ist aber vom Dampfe benetzt und erhält demnach eine höhere Temperatur. Diese Temperaturunterschiede bringen in den sich bewegenden Medien Molecularverschiebungen hervor, die nach Fischer die Ursache des Geräusches in den Rohren und des Erzitterns derselben sind. Wird eine Dampfheizanlage in mehrere Systeme zerlegt, so läuft nicht mehr das gesammte Wasserquantum in einem Rohre zurück und es werden dadurch die erwähnten Uebelstände, nämlich das Geräusch und Erzittern der Rohre, vermindert, weil in diesem Falle das Wasser nur einen kleinen Theil des Rohrumfanges benetzt. Sind im Rohrnetze einzelne vertiefte Stellen, an welchen sich Condenswasser sammeln kann, unvermeidlich, so sind dieselben mit sogenannten Wassersäcken zu versehen, von welchen das Condenswasser von Zeit zu Zeit abgelassen und zum Speisereservoir rückgeleitet werden kann. Derlei Wassersäcke können auch mit directen Rückleitungen versehen werden, welche zur Condenskammer führen und deren Wassergabe den Revisionskasten durch einen Automaten vermittelt wird.

§ 35. Rohrverbindungen. Gusseiserne Rohre erhalten in der Regel Flangenverbindungen. Zwischen dieselben wird ein Ring von weichem Kupferdraht, dessen Querschnitt zickzackförmig ist, eingelegt. Durch Anziehen der Flangen wird der Kupferdraht zusammengedrückt und bringt die erforderliche dauerhafte Dichtheit hervor. Diese Dichtung ist der mit Kitt vorzuziehen. Schmiedeiserne Rohre erhalten bis 5 cm. weite Muffen. Ueber dieses Mass hinaus werden Flangen oder auch Ueberwürfe angewendet. Die Construction von Ueberwürfen mit rechts- und linksgängigen Schraubengewinden wurde schon in ihrer Anwendung zur Verbindung von Heisswasserrohren erörtert. Diese Verbindung erfolgt ohne Einlage von Kupferringen. Werden solche eingelegt, was aber manche Constructeure für weniger zweckmässig halten, so müssen beide Rohrenden kantig gedreht werden, so dass beide einen scharfen, kreisförmigen Rücken erhalten. Dieselben passen gegeneinander und wird dazwischen ein Kupferring eingelegt, in welchen sich beide Rücken bei dem Anziehen der Ueberwurfmutter eindrücken. Für Flangenverbindungen schmiedeiserner Rohre führen wir die Construction H. Fi sch er’s an, welche in Folgendem besteht:

Auf die beiden Rohre (Fig. 269) werden die aus Bogenstücken

Fig. 270.

Fig. 269.

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bestehenden Ringe D undE geschoben und über dieselben die Schelle C. Wird letztere mit Hilfe einer Zange gedreht, so schrauben sich die Ansätze A und B gegeneinander, in Folge dessen die Rohre aneinander gepresst werden. Zur Dichtung wird, wie bei gusseisernen Flangenrohren, Kitt verwendet. Nach den früheren Constructionen ist die Schelle D' und der Ring D aus einem Stücke, daher sie vor dem Ausschweissen der Bundringe auf die Rohre gesteckt werden müssen. Um das Anziehen der Schelle mit geringster Beanspruchung der Rohre vornehmen zu können, versieht Prof. Fischer die Schelle an der

Stirnseite mit Vertiefungen und lässt zwischen den Bogenstücken, aus welchen die Ringe D und E bestehen, Spielräume, um in beide mit einer Zunge seitwärts einsetzen und die Drehung ruckweise vornehmen zu können.

Fig. 270 stellt eine Verbindung dar, welche durch aufgeschobene Flangenringe mittelst Anziehen der Schrauben bewerkstelligt wird.

§ 36. Dilatationslager, Compensatoren. Die Rohre befinden sich in Folge der Temperatur-Differenzen in einer beständigen Längenveränderung (Dilatation), und ist dafür zu sorgen, dass dieselbe ungehindert vor sich gehen könne. Horizontalleitungen am Dachboden, im Kellergeschosse oder in untergeordneten Räumen werden häufig-frei hängend geführt, wie Fig. 271 zeigt, wodurch ihre Beweglichkeit

Fig. 271«.

Fig. 2716.

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in der Längenrichtung ermöglicht wird. Zuweilen werden die Hori-

Fig. 272 «.

Fig. 272 6.

sie in Fussbodencanälen

zontalrohre über Wandträger oder, wenn gelegt werden, auf Stützen gelagert; in beiden Fällen jedoch über

eiserne Rollen oder Glasrollen beweglich. An den Enden solcher Horizontalleitungen oder an den Wendepunkten, sowie auch inmitten der Strecken werden sogenannte Compensator en rohre aus Kupfer eingebunden, wie aus Fig. 272 ersichtlich. Diese Uförmigen Rohre sind gegen Biegung elastisch und geben den Längenveränderungen hinreichend nach. Bei schwachen Rohren genügt es, ohne Anwendung von Kupferstücken an den Wendungspunkten die Rohre selbst nach grossen Radien zu krümmen, die gleichfalls eine hinreichende Elasticität gegen Biegung besitzen.

Dampfheizkörper.

§ 37. Dampfwasseröfen im Pariser Hôtel de Ville. Wir werden nun einige Details aus dem seinerzeitigen Projecte der Dampfheizung

Fig. 273.

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für das Hôtel de Ville in Paris an-führen. Fig. 273 zeigt die Anordnung der Dampföfen in den übereinander befindlichen Geschossen. Vom Vertheilungsrohr A am Dachboden zweigt das Dampfrohr B ab, welches mittelst des Stützers C und des Ausläufers D die beiden Oefen G speist. Von den Fusspunkten H der letzteren zweigen die Condensationsrohre ab, die zuletzt in das gemeinschaftliche Rücklaufrohr J münden.

Fig. 274 zeigt einen Dampfofen im Detail. Das Condensations-wasser findet durch Rohr L seinen Ausweg und strömt durch das Rohr M ab, muss aber vorher noch den Apparat J passiren, der als Schlammsammler wirkt und in dem Nachfolgenden noch näher zur Erörterung gelangt.

Nachfolgend (Fig. 275 und 276) das Detail des Apparates welcher bei C (Fig. 274) die Dampfeinströmung regelt. Durch das Zuströmungsrohr A nach Passirung des Regulirhahnes A' wird die Abzweigung B mit Dampf gespeist und durch den Druckregulator C, dessen Wirkungsweise weiter unten erörtert wird, gelangt der Dampf in geregelter Quantität mittelst Rohr D in den Ofen. Dieser letztere ist von kreisförmigem Grundrisse und besitzt cylindrische Rohre G für den Luftdurchzug. Anliegend an die äusseren Ofenwände

scłiliessen sich ringförmig mehrere Wassergefässe E an, deren Breite nach unten stufenförmig zunimmt, so dass z. B. ein Ueberfliessen des Condensationswassers nach E₂ und von da nach E₃ stattfindet, sobald

Fig. 275.

Fig. 274.

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Gefäss Ej und hierauf E₂ sich gefüllt hat.

Es wirkt somit dieser Ofen theils mit Dampfheiz-, theils mit Wasserheizflächen. Im Zwischenräume H von Mantel und Ofen und in den Rohren G steigt die am Fasse J einströmende Circulationsluft oder das Ventil E (Fig. 275) wird so gestellt, dass der Dampf in der richtigen Quantität einströmt, nämlich entsprechend der richtigen Vertheilung auf die Heizkörper. Ist der Dampf im Ofen in normaler Spannung, so befindet sich das Quecksilber im Cylinder in einem höheren Stande l als in Fig. 275 und 276 gezeichnet und der darin schwimmende Stempel A befindet sich dann auch in grösserer Höhe, wonach das doppelsitzige Ventil DD' mit dem oberen Theile D an den Deckel gestossen wird, so dass der durchzuströmende Dampf in den Cylinderraum E⁷ bei D und D' nach auf- und abwärts dringen kann. Derselbe entweicht bei C durch das Rohr F und gelangt in den Ofen. Sobald aber der Druck im Ofen, sei es durch langsamere Condensirung oder grössere Spannung der Zuströmung, sich über das Normale steigert, so wird das Quecksilber nach dem Seitenrohre Gr (Fig. 276) abgedrängt, in welchem es aufsteigt. Das Quecksilberniveau und mit demselben der Schwimmer A sinken dann mehr weniger und zuletzt bis zu der in den Figuren dargestellten Lage, wonach die Ventile D und D⁷, wie gezeichnet, unten aufsitzen und die Dampfausströmung aus E⁷ nach dem Rohre F versperren, und zwar so lange, bis durch Condensirung im Ofen die Spannung wieder abgenommen hat. Der in Fig. 274 mit J bezeichnete

Fig. 277.

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Condensationswasser-Ableiter, welcher zugleich auch als Schlammsack zu wirken hat, besitzt folgende Detaileinrichtung: In dem Gefässe befindet sich stets ein gewisses Wasserquantum, welchem Gelegenheit zur Schlammablagerung geboten wird. Vermehrt sich dasselbe durch Zufluss aus dem Rohre A, so steigt das Wasserniveau, mit demselben der Schwimmer C, und es dreht sich das Zahnrad C⁷ nach rechts, wodurch die Stange E' nach aufwärts geschoben und der Verschluss von G entsprechend geöffnet wird, so dass ein Abfluss der Ueberfüllung durch Rohr B (in Fig. 274 mit L bezeichnet) so lange erfolgt, bis durch Sinken des Wasserstandes im Apparate der Verschluss des Abzugsrohres s wieder gesperrt wird. Hiernach ist jeder dieser Dampfwasseröfen mit einem Druckregulator und Condenswasser-Ableiter ausgestattet. Diese Heizkörper belästigen durch Strahlung nicht, da die eigentlichen Dampf- und Wasserheizflächen sich innerhalb einer gesammten Ummantelung befinden, wie Fig. 274 zeigt.

Wenn sich der Ofen mit Dampf zu füllen beginnt, wird die Luft darin durch die Oeffnung C (Fig. 278) ausgetrieben. Dieselbe nimmt ihren Weg zuerst nach aufwärts, dann durch C" nach abwärts, mündet bei D in Rohr C⁷ ein, um zuletzt bei D⁷ auszuströmen. Die Verlängerung von C⁷ taucht in ein Quecksilberbad E. Mit der zunehmenden Dampffüllung des Ofens wächst auch die Temperatur in demselben, es dehnt sich daher auch das Quecksilber aus und erhebt sich im

Rohre C' ähnlich wie in einem Thermometerrohre. Dadurch wird im rechten Momente, wenn nämlich die entsprechende Dampfspannung, respective die zugehörige Dampftemperatur erreicht und daher die Luft aus dem Ofen ausgetrieben ist, durch das aufsteigende Quecksilber die Mündung des Rohres C" verschlossen und die Ausströmung durch D' ist abgesperrt. Bei Abkühlung des Ofens tritt der umgekehrte Vorgang ein, wonach bei D' die Luft in den Ofen zur Einströmung gelangt. Das Eindringen von Luft in den Ofen, wenn die Dampfzuströmung abgestellt, bezweckt die Schützung des Ofenmantels vor einem von aussen nach innen wirkenden Atmosphärendruck, da durch die Condensirung des Dampfes im Ofenraume die Spannung gegen aussen völlig verschwindet. Es wurde aber schon gelegentlich der Abhandlung über Dampfkessel erwähnt, dass der auf Deformirung wirkende Druck von aussen grössere Materialstärken verlangt, als die gegen aussen wirkende Spannung.

Fig. 278.

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§ 38. Dampfheizung im Gebäude der k. k. Akademie der bildenden Künste zu Wien, Sulzer’sche Dampfwasseröfen, Vorsetzer, Constructions - Details. Wir führen als zweites Beispiel mehrere Details der Dampfheizanlage der Wiener Akademie der bildenden Künste an. Diese Anlage wurde durch die Firma „Gebrüder Sulzer” hergestellt. Die Ansicht der Kesselstellung mit dem sich anschliessenden Rohrsysteme findet sich in Fig. 279 dargestellt. Die angewendeten Röhrenkessel besitzen ein Flammrohr. Ueber den Kesseln ragen die Dampfsammler k und 1 hervor mit den Röhren c und d, in welche der Dampf aufströmt, um sodann in dem 134 mm. weiten Sammelrohre a fortgeführt zu werden. Dieses Rohr geht, nachdem es das Kesselhaus verlassen hat, in die verticale Richtung, das Steigrohr bildend, über. Der kleine Kreis b im Sammelrohre zeigt den Querschnitt eines 33 mm. weiten Abzweigrohres an. Dasselbe dotirt den Cylinder einer kleinen Dampfmaschine, welche die Kesselspeispumpe zu betreiben hat. Die mit verschiedenen Strängen in Verbindung stehenden Rücklaufrohre e, f, g mit Weiten von 21 bis circa 48 mm. bringen das gesammelte Condensationswasser in das Fallrohr m, dessen Zweigrohre r und s

in die Kessel münden lind denselben Wasser zuführen. Letztgenannte drei Rohre haben 77 mm. Weite. Nachdem der Dampf nur mit sehr geringem Ueberdrucke arbeitet, so genügt schon eine niedrige Wassersäule in den Condensrohren, um den Dampfdruck überwinden und

Fig. 279.

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Fig. 280.

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können. Die Ventile bei r und s sind aber so eingerichtet, dass sie sich nach einwärts öffnen und sich daher schliessen, sobald der Dampfdruck das Uebergewicht und somit die Tendenz hätte, rück-strömen zu wollen. Zudem besteht, wie erwähnt, im Kesselhause noch eine besondere Speisepumpe, welche durch Dampfkraft betrieben wird und in Function gelangt, sobald das auf eben beschriebene Weise den Kesseln zukommende Speisewasser nicht mehr ausreicht. An der linksseitigen Wand befinden sich fünf Stück Rücklaufrohre n nebeneinander, die ihr Condensationswasser an das Reservoir der Speisepumpe abgeben, sobald die Hähne 0 geöffnet werden. Die Rohre i, w, x, y, z sind Luftausblasrohre, ersteres für die Rücklaufrohre und die anderen für die Wasserstandsanzeiger (circa 21 mm. Weite). Bei dem Anheizen werden die vorgenannten Hähne 0 geöffnet, damit das anfänglich mit geringer Temperatur rückfliessende Condensationswasser nicht in die Kessel gelangt und eine der Dampfbildung entgegenwirkende Abkühlung verursache.

Fig. 281.

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Die seitlich in die Kessel mündenden Speiseröhre V, V stehen,. 60 mm. weit, mit der Dampfpumpe in Verbindung. Die Wirkungsart der Wasserstandsanzeiger (diese mit p, q, t, u bezeichnet) wurde bereits früher erörtert. Fig. 280 zeigt den Durchschnitt eines Kessels. Daa Feuerrohr wird durch das konische Rohr a traversirt, welch letzteres daher von den Verbrennungsgasen umspült wird. Die Gase ziehen vom Roste nach rückwärts und kommen durch die vorhandenen 36 Siederöhren (87 mm. weit), in Fig. 281 ersichtlich, wieder hervor, theilen sich dann vor der Kesselstirnwand nach rechts und links und ziehen in den Feuergascanälen zu beiden Langseiten des Kessels nach rückwärts, um in den Sammelraum b (Fig. 280) zu gelangen. Von da wenden sich die Gase nach abwärts und entweichen durch den Rauch-canal c und d. Der Stutzen e unterhalb des Kessels dient zur Entleerung desselben. In Fig. 281 ist eine horizontale Uebermauerung a

Fig. 282.

Fig. 283.

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sichtbar, die sich vor der Kesselstirnfläche befindet und beiderseits des Kessels f den oberen Abschluss der Feuergascanäle bildet. Diese Abschliessung begrenzt die Heizfläche und der Wasserstand im Kessel überragt diese Begrenzung noch etwas.

Es kann daher, wenn der Kessel entsprechend gefüllt ist, eine Berührung der Feuergase mit der Kesselwandung in der Region des Dampfes nicht Vorkommen.

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Fig. 284.

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Von den Ventilen r und s (Fig. 279), mittelst welchen vor den Kesselstirnflächen die Dampfvertheilung geschieht, giebt Fig. 282 ein Detail. Durch Drehung des Kopfrades hebt oder senkt sich das mit seitlichen Oeffnungen versehene Ventil a und wird dadurch in einem beliebigen Grade die Communication der Bohrungen b und c hergestellt oder abgesperrt.

Fig. 283 stellt einen Dampfwasserofen dar. Das Rohr c aus Schmiedeeisen besitzt eine Abzweigung b, 30 mm. weit, aus Kupfer, von welcher das Rohre ausmündet und bis circa zur halben Ofenhöhe herabreicht. Dieses Rohr, in das Standrohr g eingeschoben, kann ungehindert dilatiren. Ueber dem Sockel des Ofens befindet sich ein Rohr in kreisförmiger Windung, auf welcher dieses Standrohr g aufsitzt. Grundriss (Fig. 284) zeigt, dass auf dem Rundrohre fünf solcher Standrohre g aufsitzen. Demnach gelangt der Dampf durch dieses Rohr e und das betreffende Rohr g in das genannte Kreisrohr und durch dieses in die übrigen vier mit g bezeichneten Standrohre. Durch Aufströmen in diesen letzteren Rohren gelangt der Dampf in den' Hohlraum d, d (Fig. 283) der oberen Ofenhälfte. Dieser Hohlraum mit seiner äusseren und inneren Wandung bildet die Dampfheizfläche. Das Condensationswasser fliesst nach dem mit Wasser gefüllten Theil des Ofens ab und füllt denselben bis zur Höhe der vorgenannten Standrohre.

Dieser mit Wasser gefüllte Theil bildet somit die Wasserheizfläche des Ofens. Dem Wasserinhalte wird durch die Heizfläche der Standrohre permanent Wärme zugeführt. Der Ueberfluss läuft durch diese Verticalrolire g' ab, gelangt in das Rundrohr des Postamentes und erreicht bei h die Rohrabzweigung, welche in der Fortsetzung in das Dampfrohr f einmündet. Dieses Dampfrohr bildet daher zugleich das Rücklaufrohr für das Condensationswasser. Das wiederkehrende Knie bei h dient als Schlammsack. Eine ähnliche Einrichtung besitzen die gerippten gusseisernen Dampfheizkörper (Fig. 285 und 286), welche in den Fensternischen aufgestellt sind. Es finden sich nämlich wieder die Dampfzuströmrohre a und die Aufsteigrohreb, letztere auf einem Vertheilungsrohre c aufsitzend, vor, und derUeberfluss von Wasser wird durch das Rohr d in das Dampfrohr e zurückgeführt. Am obersten Punkte des Heizkörpers befindet sich ein Lufthahn. Die Dampfheizfläche der Rohre a und b im Innern des Apparates, zur Erhitzung des Wassers, beträgt circa 22 qdcm. Die äussere Kernheizfläche, nämlich diejenige, welche sich ergäbe, wenn keine Rippen vorhanden wären, beträgt 36 qdcm. auf die Höhe der Wasserfüllung. Hierzu kommt nun noch die erhöhte Heizwirkung durch die Rippen.

Fig. 287 zeigt das Detail eines Luftventils der früher beschriebenen Dampföfen. Durch die ungleiche Ausdehnung von Kupfer und Eisen muss sich bei Temperaturänderungen der aus diesen Metallen zusammengesetzte Stab c mehr weniger krümmen, wodurch der Hebelsarm e gedreht und die Ventilstange d auf und ab bewegt wird. Im erhitzten Zustande, wenn nämlich der Ofen mit Dampf gefüllt ist, sitzt die Basis des Kopftheiles b auf der Oeffnungsfläche, diese vollständig schliessend, fest auf. Nimmt aber in Folge Condensirung des Dampfes, respective Abkühlung im Ofenraume, die Stange e eine Bewegung nach abwärts an, so tritt eine Trennung bei b ein und es öffnen sich die nischenförmigen Räume (siehe Querschnitt Fig. 287 d) des länglichen Ventiles a, daher die atmosphärische Luft in den Ofen-

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raum entströmen kann. Das Detail des Condensationswasser-Abflusses der Heizkörper zeigt einen Hohlraum a, in welchem sich ein aufrechtstehendes, mit punktirten Linien bezeichnetes Kupferrohr befindet, über dessen oberem Rand nach der Richtung des Pfeiles das Wasser zufliesst und

Fig. 286.

Fig. 285.

Fig. 287.

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Fig. 287 a.

überfällt. Im ringförmigen, das Rohr umschliessenden Zwischenraum b bleibt die allfällige Schlammbeimengung zurück. Die beschriebenen Apparate haben eine Einrichtung, welche das Abströmen des Condens-wassers regelt. An den eben betrachteten Stellen, wo die Schlammsammlung stattfindet, besteht nämlich ein Ventil, welches gewöhnlich geschlossen ist. Erst wenn sich in den inneren Steigrohren des Apparates dasCondens-

sammelt, wird das Ventil nach unten nicht nur durch den

Fig. 288.

wasser

Dampfdruck, sondern auch durch das Gewicht des angesammelten Wassers belastet, wonach es sich so lange öffnet, bis das überlastende Condensationswasser abgelaufen ist. Hierbei entweicht aber nebst

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dem Wasser auch Dampf.

Die Fig. 289 bis 292 zeigen einen Heizkörper aus gewundenen Dampfrohren. Das obere Rohr a vermittelt die Zuströmung des Dampfes, und durch das untere Rohr b fliesst das Condensationswasser in das Dampfrohr zurück. Diese Apparate sind durch eine oben vergitterte Holzwand abge- \ schlossen, und kann die durch L~ den Canal c zugeleitete frische Luft in dem so entstehenden Dampfschlangen - Gehäuse erwärmt und durch die Gitteröffnungen zum Ausströmen gebracht werden. Die Dampfschlangenbesitzen zur Erzielung “ einer entsprechenden Heizfläche einen bedeu- '%

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tend grösseren Durch- p messer als die Rohre, É Zuströmung des Dampfes und Abfluss des Conden- p sationswassers. Wird der p

Schuber c geschlossen,

Fig. 289.

Fig. 290.

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Gehäuses (Vor setz ers) angebrachter Schuber für die Einströmung^von

Zimmerluft geöffnet wird. Wie aus Fig. 291 zu

Fig. 291.

Fig. 292.

ersehen, sind die

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übereinander befindlichen Windungen so versetzt, dass die inzwischen einer Windung aufsteigende Luft nicht wieder auf einen Zwischen-rj raum trifft, sondern gegen eine Heizfläche stösst. Dadurch werden die Heizflächen wirkgemacht, indem nicht blos deren Bestreichung durch die Luft eine vollkommenere wird, sondern auch die Strahlung der Heizflächen nicht immer durch gleich kräftige Gegenstrahlung in ihre Wirkung aufgehoben wird.

§ 39. Doppelt gewundene Dampfschlangen. Die Fig. 293 und 294

zeigen eine Dampfschlange aus engen Rohren gewunden. Durch eiserne vernietete Bänder wird der Heiz-? körper verfestigt. Dieser ruht auf ¹³ den Traversen A und kann über ^ denselben dilatiren. Die Windungen sind nicht parallel, sondern, wie der rn Grundriss Fig. 294 zeigt, in zwei verschiedenen S-Formen hergestellt, R um den schon früher erörterten Zweck einer besseren Heizwirkung zu erreichen. Das Dampfzuström-rohr ist mit aa, die mit Ventil sehene Abzweigung des Rohres und Einmündung des Condenswassess mit respective b un b' bezeichnet. Werden die beiden Ventile abgesperrt, so kann mittelst Anschrauben der in der Zeichnung ersichtlich gemachten Ueberwurfmuttern der Heizkörper vollständig ausgeschaltet, eventuell auch beseitigt werden. Um für die Fälle einer milderen Aussentemperatur mit kleineren Heizflächen und daher auch mit weniger Wärmeverlusten arbeiten zu

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Fig. 293.

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Fig. 294-

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können, stellt man auch solche Heizobjecte aus zwei parallel gewundenen Schlangen her, jede aber mit ihrer separaten Verbindung mit den Dampfzuleitungsröhren, die daher gleichfalls doppelt herzustellen sind. Man kann daher bei dieser Disposition zur milderen Jahreszeit mit ökonomischem Vortheile auch mit der halben Heizfläche arbeiten.

Fig. 2q5.

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§ 40. Haag’scher Dampfwasserofen. Das bei Dampfwasseröfen oft vorkommende Schlagen der Ventile und Geräusch veranlasste die Firma J. Haag zur Construction des in Fig. 295 dargestellten Dampfwasserofens. Das Dampfzuleitungsrohr (Fallrohr) erhält oberhalb der Ofenhöhe die Abzweigung E C, welche senkrecht bis gegen H abfällO

dann aber eine Spirale H, 1, 2, 3, 4, 5 beschreibt, um schliesslich, in das Horizontalrohr T R übergehend, das Condenswasser in R dem vorgenannten Fallrohre zuzuführen. Es besteht somit das heizende Object aus einer vom Fallrohre ausgehenden und in dasselbe wieder rückkehrenden Spirale. In N befindet sich das Dampfregulir- Ventil, welches mittelst des Rädchens M gehandhabt werden kann. Der Ofen wird aus zwei concentrischen Cy linderfläch en gebildet, deren Zwischenraum die Spirale enthält und bis über dieselbe, d. i. über Punkt 1 mit Wasser gefüllt wird. Die Wasserfüllung kann durch das Rohr W entleert werden. Die Functionirung des Ofens besteht in Folgendem: Durch die Wärme-Abgabe der Spirale wird das dieselbe umgebende Wasser erhitzt und ein Tlieil desselben in Dampf verwandelt, welcher den Ofenzwischenraum HF, 1 Gr oberhalb der Spirale erfüllt. Die Verdampfung erfolgt nach Massgabe der Wassertemperatur. Der Dampf condensirt permanent in Folge Abkühlung durch die Zimmerluft und erzeugt einen beständigen Rückzufluss zur Wasserfüllung. Dieser aber bildet gleichmässig Dampf nach, als Ergänzung des condensirten. Diese Ofenconstruction ist daher so einfach, erfordert kaum Reparaturen und fallen die Ursachen weg, die bei anderen Dampfwasseröfen ein Geräusch verursachen. Unsere Zeichnung zeigt zugleich die Einrichtung für Ventilation und Circulation.

Wird die Drehklappe Q mittelst der Kurbel L geöffnet, so erfolgt ein Ansaugen der Luft aus dem Mauercanale V. Dieselbe nimmt ihren Weg durch den Hohlraum J des Ofens, in welchem sie erwärmt wird, und strömt schliesslich nach der Pfeilrichtung D in den Zimmerraum aus. Wird aber diese Drehklappe, so wie in der Zeichnung dargestellt, geschlossen, dafür aber die Fallklappe P nach rechts gedreht, also geöffnet, so strömt durch die Vergitterung S Zimmerluft ein und nimmt im Hohlraume J den vorbeschriebenen Weg. Sind aber beide Klappen geschlossen, so wird die Heizfläche des Hohlraumes nahezu todtgelegt, weil in diesem Falle nur noch einiger-massen durch Strahlung und durch Gegenströmungen eine Heizwirkung nach D hin erfolgen kann. Man kann daher durch verschiedene Stellungen der Klappe P die Heizwirkung reguliren, ebenso auch mittelst Klappe Q die Lufteinströmung auf ein gewisses Mass stellen. Durch Oeffnen beider Klappen nach einem gewissen gegenseitigen Verhältnisse kann man Circulation und Ventilation gemeinschaftlich in Thätigkeit setzen und dieselbe nach Bedarf auch regeln. Wird die Jalousie B geöffnet, so kann erforderlichenfalls auch Luft von der geringeren Temperatur in das Locale eingelassen werden, welche dieselbe im Canale V besitzt. Wenn dieser letztere bereits vor-

gewärmte Luft mit sieli führt, somit ähnlich wie der Warmcanal einer Luftheizung functionirt, so wird sich zur Benützung des genannten Jalousie-Verschlusses öfter Gelegenheit geben, weil in diesem Falle die Einströmung nicht den belästigend geringen Grad der Aussenluft besitzt. Hierbei sei noch bemerkt, dass an der Rolle B die Zugschnur befestigt wird und die Kugel als Gegengewicht wirkt, welche die Jalousiebrettchen mehr weniger schliesst, je nachdem die Schnur nachgelassen wird.

Zur Sommerszeit kann zur Bewirkung einer natürlichen Ventilation der Umstand benützt werden, dass die Luft in den Mauercanälen meist kühler ist, als die Aussenluft. Wird in dieser Zeit die in Rede stehende Jalousie vollständig geschlossen, dagegen die beiden Klappen Q und behufs Vergrösserung der Oeffnung auch K, sowie endlich auch der Verschluss P geöffnet, so fliesst die zunächst des Bodens befindliche kühlere Zimmerluft durch den Canal V ab. Das beschriebene Dampfwasserofen-System mit den dargestellten Ventilations-Einrichtungen wurde am Wiener Rathhause hergestellt.

Effect der Dampfheizkörper.

§ 4L Transmissions-Coefficient gusseiserner Dampfrolire. Péclet hat aus angestellten Versuchen gefunden, dass horizontale gusseiserne Dampfrohre bei einer Dampfspannung von etwas mehr als 1 Atmosphäre per 1 qm. und Stunde folgende Quantitäten condensiren:

Rohrdurchmesser

Condensirung

1*5 kgr. P44 „ 1-34 „

10 cm

20 „

30 „

Die Temperatur des Dampfes kann dabei mit circa 100° angenommen werden, die Lufttemperatur betrug -f-15°, also die Temperatur-Differenz 100— 15= 85°. Die latente Wärme von 1 kgr. Dampf von 100° beträgt nach Formel-Tabelle zu Abschnitt I 536"5 WE. Die Transmissions-Coöfficienten berechnen sich daher:

Rohrdurchmesser

Transmission per 1° Temperatur-Differenz

10 cm

1-58.536-5

85

= 10 WE.

20 „

1-44.5365

85

30 „

1-35.536 5

85

8-5 „

was einem Transrnissions-Coëfficienten von

536.1-8

11-36= rund

85

11 WE. entspricht. Redtenbacher fand für gusseiserne Wandungen k= 12. Bei einer Haag’schen Dampfschlange ermittelte man k = 13*7. Prof. Fischer fand für glatte verticale Rohre sogar k—17. Hiernach hätte man, wenn die freie Ausstrahlung des Heizkörpers begünstigt ist, je nach dem Rohrdurchmesser

7)    . . 9 bis etwa 14 WE. per 1 qm. Heizfläche, 1 Stunde und 1° Temperatur-Differenz zu rechnen.

8)    . . Redtenbacher giebt den allgemeinen Coëfficienten k=12 an.

Valerius fand bei freier Ausstrahlung einen Coëfficienten von 10 bis 14 WE. Es erscheint angezeigt, den Unterschied in Rechnung zxi nehmen, welchen Valerius in der Wanne-Abgabe von frei aus strahlenden und solchen Heizkörpern fand, die sich in Heizkammern befinden, ummantelt sind oder als im Fussboden eingelegte Rohre functioniren.

9) .

In den letztgenannten Fällen fand derselbe k = 8 bis 10, daher im Vergleiche zu erstgenannten die Transmission . um circa i/₅ bis i/i geringer.

Eine Berechnung nach den Zahlen der Tabellen Via und VI b, die allerdings wegen mancher im Schätzungswege einzuführenden Annahme nur eine approximative sein kann, führt zu einem ähnlichen Resultate. Strömt die Luft mit 0° im Gehäuse ein und mit -f- 20° aus, so beträgt ihre Mitteltemperatur 10° und die Differenz gegen Dampf von 105° wird gleich 95°. Nimmt man bei freier Strahlung k = 12, so wäre

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wegen Einschliessung im Gehäuse etwa k = —. 12 = 9'6 anzunehmen.

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Die verminderte Transmission beträgt dann 95°. 9’6 = 912 WE. stündlich per 1 qm. Steht aber der Heizkörper frei im Locale, so wäre die allgemeine den Heizkörper umgebende Lufttemperatur des zu beheizenden Raumes in üblicher Weise zu Grunde zu legen, welche 0° beträgt und man hätte (105° — 0°).-12 = 1260 WE. als Transmissions-Ergebniss. Selbstverständlich ist diese Berechnung nur annähernd richtig. Denn weder im zu beheizenden Raume, noch im Gehäuse ist die Lufttemperatur, respective ihre Differenz gegen die des Heizkörpers für die Transmission allein massgebend, da bezüglich der Strahlung im ersteren Falle die Temperatur der Wände des Locales und im letzteren Falle die der Gehäusewände in Betracht zu nehmen wäre. Da aber bis zur Stunde keine ausreichende Zahl von Versuchen vorliegt, welche nähere Aufschlüsse geben, so muss sich mit der approximativen Berechnung begnügt werden.

§ 42. Transmissions-Coefficient für Dampf in Wasser. Die Transmission von Dampfschlangen an Wasser, ein Fall, der z. B. bei dem Haag’schen Dampfwasserofen vorkommt, beträgt die lOOfache der Transmission an Luft. Es condensiren nämlich stündlich per 1° Differenz der Dampftemperatur gegen die des umgebenden Wassers 2 kgr. Dampf per 1 qm., entsprechend

10) . . 536-5.2 = 1073 WE.

Caston und Amos in London fanden für senkrechte Dampfrohre 11) . . k = 921

§ 43. Transmissions-Coefficient für umkleidete Dampfrolire. Ist

d = dem lichten Rohrdurchmesser, 5= der Wandstärke und ö' = der Stärke der Umkleidungsschichte, ferner aT = der Temperatur-Differenz von Dampf und Luftumgebung und k = dem Transmissions-Coëffieienten des nicht umkleideten Rohres, so beträgt der stündliche Wärmeverlust

k

. (d -f- 2 5 -}- 6') 7c. a T . g- WE., worin angenommen ist, dass sich

12) .

der Transmissions-Coefficient durch die Umkleidung auf das Fünftel verringert, und (d —[— 2 ö -f- ö') den Durchmesser von Mitte zu Mitte der Schichte bezeichnet.

0-48 m.

§ 44. Heizwirkung eines Sulzer’schen Dampfwasserofens. Wir werden die Heizkraft eines Sulzer’schen Dampfwasserofens einer Analyse unterziehen und legen derselben folgende Annahmen zu Grunde: Durchmesser des Mantels

„ inneren Rohres

0-26 „ 1*60. „ 1*206 qm. 0-653 „

13) . .

Höhe des Cylinders...........

14)    . . Heizfläche des Mantels..........

15)    . . Heizfläche des Circulationsrolires.......

Beides in der Höhe des Dampfraumes, übereinstimmend mit den Heizflächen des Wasserraumes.

Der obere, sowie der untere, einen Kreisring bil-

16) . . dende Boden des Hohlcylinders.......

Fünf Standrohre im Wasserraume mit 5 cm. Durchmesser, 0-8 m. hoch, an Heizfläche für Dampf an

0-138 „

17)    . . Wasser

18)    . . Wasserquerschnitt nach Abzug dieser Standrohre . 0-128 „

19)    . . Wasserquantum ...

20)    . . Temperatur des Dampfes

21)    . . Temperatur des Wassers:

anfänglich .... im Mittel ....

0-628 „

102-5 cbdm. = 102-5 kgr.

UKF

100°

im Abflüsse

05 05

22) . . Temperatur in der Zimmerluft:

+ 20° +18° +18° + 23" + 29" + 32°

in der Ofenhöhe...........

am Fussboden...........

23) .

( Temperatur der Luft im Circulationsrolire unten I in der mittleren Höbe des Wasserkörpers .

I in der mittleren Höbe des Dampfraumes ( oben an der Ausströmung- in den Zimmerraum Nach den Resultaten der Tabelle VI b giebt die convexe Fläche eines Cylinders mehr Wärme an die Luft ab, als eine Ebene, daher sicherlich die Hohlfläche eines Cylinders, wie in unserem Falle das Circulationsrohr, an Transmission noch weniger leisten wird, wofür aber keine Erfahrungs-Coöfficienten vorliegen. Wir werden dieselbe jedoch ohne erheblichen Fehler als Ebene behandeln und erhalten aus genannter Tabelle für h = 0-8 m., als der Höhe des Wasserraumes, p. p. B == 2'495, wofür wir

24) . . B = 2*4 nehmen.

Aus obigen Temperaturangaben erhalten wir

25) . . T — t = 97 — 23 = 74°, daher nach der Tabelle VI6 prop. 111-4 als Coefficient hervorgeht, wonach

26) . . 111-4.2-4 = 267-36 WE. per 1 qm., oder zufolge 15)

27)    . . 267*36.0-653 qm. = 174-6 WE. für die Wasserheizfläche erhalten wird. In der Höhe des Dampfraumes erhalten wir

28)    . . T — t = 100 — 29 = 71°, und ähnlich wie oben 105-86 als Coefficient, wonach sich wie ad 26) 105-86.2‘4 = 254*06 WE. per 1 qm. oder

29)    . . 254⁻06.0"653 qm. = 165*93 WE. für die Dampfheizfläche ergiebt. Somit beträgt die Wärme-Abgabe an Luft im Circulationsrohr nach

27) und 29)

30)    . . 174*6 + 165-9 = 340*5 WE. stündlich. Die Mitteltemperatur

= 25°, und die Zimmerluft besitzt

im Hohlraume beträgt

+ 20°. Von beiden eine Luftsäule von 1 m. auf 0° reducirt, giebt nach Tabelle III c 0-9161 und 0-9317, daher eine Differenz von 0 0156 m. Das Rohr hat nach 13) 1*6 m. Höhe. Da sich aber die ausströmende Luft noch eine gewisse Höhe auf der grösseren Temperatur erhält, so nehmen wir eine Luftsäule von 2 m. an und erhalten demnach 31) . . H₀ = 2.0 0156 = 0*0312 m. als Ueberdrucksäule. Unter der Voraussetzung, dass die circulirende Luft bei ihrem Einströmen durch die Oeffnungen im Ofensockel denselben Querschnitt findet, wie im Hohlcylinder des Ofens, findet die Formel

18 + 32

s j 2 g H₀

Äfü+sc]

32) . • M₀ =

Anwendung, welche aus der in Formel-

Tabelle III, ad Post 2 gegebenen, hervorgebt, wenn h₀ = 0 und sämmtliche Werthe von S einander gleich gesetzt werden. Für 25° ist

026²

A = P0916. Der Querschnitt dieses Rohres ist --j- - k = 0*053 qm. Für

33) . . C— D

0-369. Für die Contraction im hori-

die Reibung im Rohre hat man, wenn aus Tabelle III b der ungünstigste Werth aus Colonne 4 genommen wird, K = 0'057 oder rund =0 06, somit nach Fall 5 b aus Tabelle III a 0-06 L 006.1-6

0-26

zontalen Durchflusse durch die Oeffnungen im Ofensockel und für die rechtwinkelige Wendung nach aufwärts, mit Rücksicht auf Fall 1 und 4a der Tabelle lila, C=l"367 und C=l. Man erhält somit XC = 2*736. Die Substitution der letztangeführten Grössen in 32) giebt

2.9-81.0-0312

34) . . M₀ = 0 053

1-0916.3-736 1 cbm. Luft von 0° bedarf 0⁻3 WE.

= 0-0203 cbm. per 1 Secunde.

zur Erwärmung um 1°, und die Erwärmung erfolgt von —J— 18° auf —J— 32°, d. i. um 14°, daher nimmt die Luft per Stunde auf

35) . . 0'0203.0-3.14.3600 = 307 WE., was nahe genug mit der ad 30) ermittelten Wärme-Abgabe übereinstimmt. Die Annahme der Erwärmung auf -f- 32° entspricht daher den thatsächlichen Verhältnissen.

Für die Luftbestreichung des Unterbodens sei h = ^-048 =0-24.

Hiefür giebt die Tabelle VI b gleichwertig zu einer senkrechten Ebene B = 2⁻68. Die Heizfläche hat circa 94°, die Luft -j- 18°. Somit hat man T —1 = 94° — 18° =76°. Der p. p. Coefficient ergiebt sich aus genannter Tabelle mit 115 2, daher 115-2.2-68 = 308*7 WE. per 1 qm. Mit Rücksicht auf 16) erhält man

36) . . 308-7.0 138qm. = 43WE.

Die Strahlung nach demFussboden in ihrer erwärmenden Wirkung auf die durchziehende Luft nehmen wir schätzungsweise wie ad 36) an mit

37) . . 43 WE.

Es kämen somit zur Transmission ad 30) noch die ad 36) und

37) hinzu, was jedoch die Temperatur der circulirenden Luft wenig ändert. Der ringförmige Oberboden mit 0T38 qm. strahlt gegen die Wände und Decke. Wir nehmen hiefür durchschnittlich 100 — 20= 80°an.

Aus Tabelle Via erhält man 118-5.1-04.3-71 = 457*2 WE.per 1 qm., somit

38) . . 0'138 qm. 457*2 = 63 WE. Die Strahlung des Hohlraumes gegen oben sei circa ¹/l0, somit gleich

Für die Mantelfläche in der Höhe des Wasserkörpers haben wir 0-48

0 24, h = 0-8, T — t = 97 — 20 = 77°, ferner aus Tabelle VI &

B = 2*64, und der p. p. Coefficient = 117, somit 117.2*64 = 308*9 WE. per 1 qm. Für die Strahlung ist nach Tabelle Via 112,94 der p. p. Coefficient, 1*04 der Correctionsfactor und 3*71 der Strahlungswerth, somit 112*94.1*04.3*71 = 435*9 WE. Man erhält daher zusammen 308*9 -j- 435*9 = 745 WE. per 1 qm. oder

40)    . . 745.1*206 qm. = 899 WE. stündlich für den mitWasser gefüllten Theil. Für den Dampf hat man T — t=100 — 20=80° und ähnlich wie oben 122*6.2*64= 320*66 WE. für Luftberührung und 118*5.104.3*71 = 457*2 WE. für Strahlung, daher zusammen 320*66 -f- 457*2 = 777*9 WE. per 1 qm., somit im Ganzen

41)    . . 777*9.1*206 qm. = 938 WE. stündlich für den Dampfmantel. Die Resultate 30), 36), 37), 38), 39), 40), 41) ergeben eine gesammte Wärme-Abgabe des Ofens von stündlich

42)    . . 2357 WE. Ohne Einrechnung der Böden besitzt der Ofen 1*306 -f- 2*412 = 3*718 qm. Heizfläche. Die Differenz der Temperatur des Dampfes und der Luftumgebung ist 100 — 20 = 80°. Man hat daher den durchschnittlichen Transmissions-Coëfficienten

43) .

8 WE. per 1° Temperatur-Differenz des Dampfes

2357

' 3*718.80

gegen die Luftumgebung, 1 qm. Heizfläche und 1 Stunde. Von obigem Wärmequantum entfallen auf die Mantelfläche 1943 und auf die Hohlfläche 414 WE. Die Coëfficienten ergeben sich daher respective mit

44). .

414

= 4 WE. und

1943

10WE.

1*306 qm . 80°

Die Standrohre haben zufolge 17) 0*628 qm. Heizfläche und trans-mittiren nach der Tabelle XIII d

2*412.80

45) . . 0*628(100° — 97°). 921 =1735 WE. per Stunde an das Wasser. Der Dampfraum giebt annähernd die Hälfte der ad 42) berechneten Wärmequantität, d. i. 1178 WE. stündlich an das Zimmer ab. Nach Tabelle I entsprechen 536*5 WE. 1 kgr. Dampf, daher 1178 * 536*5

46) .

2*2 kgr Condensationswasser in den Wasserraum des

Ofens abgehen. Angenommen, es fliesse das Wasser aus dem Ofen mit (100 — 2 x) Temperatur-Graden ab, so besitzt es im Mittel des Wasserkörpers (100 — x) Grade, und die Temperatur-Differenz gegen den Dampf ist=x. Man hat dann analog zu 45)

47) . . x. 921.0*628 = 578*39x WE. dem Wasser durch Transmission, und zufolge 46) 2 x. 2*2 = 4*4 x WE. durch Condensation zukommend, was zusammen 578⁻8 WE. giebt. Der Wasserkörper des Ofens giebt 1178 WE. bei der Temperatur-Differenz von 97 — 20= 77° von Wasser und Luftumgebung an den Zimmerraum ab. Daraus ergiebt sieb

ll 78

-    - = 15'3 WE. als Coefficient per 1°. In unserem Falle beträgt

diese Temperatur-Differenz (100 — x) — 20 = 80 — x, und daher die Transmission (80 — x) 15-3 = 1224 — 15-3 x. Die Gleicbsetzung mit obiger Relation 47) giebt 578-39 x= 1224— 15*3 x, woraus x=2° folgt. Es wäre somit das Wasser mit der Mitteltemperatur von 100 — 2 = 98° anzunehmen, wogegen wir nahe übereinstimmend 97° voraussetzten.

§ 45. Heizwirkung eines Haag’schen Dampfwasserofens. Die Berechnung der Transmission eines Haag’schen Dampfwasserofens (Fig. 295) ist ähnlich der eines Salzer’schen. Es kommt nur die Wärme-Uebertragung von der Dampfschlange in die Wasserfüllung noch in Calcul. Nimmt man eine Dampfspannung in der Schlange zu 3 Atmosphären (2 Atmosphären Ueberdruck) an, welcher nach Tabelle IV b die Temperatur von 134° entspricht, und nimmt man zufolge annähernd den lOOfachen Coëfficienten der Gesammtheizfläche des Ofens an, so giebt die Schlange (134° — T).100kWE. stündlich per 1 qm. an das Wasser ab, dessen Temperatur wir mit T bezeichneten. Es wird der Dampfschlange ge

wohnlich der Ofenheizfläche gegeben, somit hat man als in das Wasser übergehend (134 — T) 100 k WE. entfallend auf 1 qm.

Ofenheizfläche. Diese letztere giebt aber an die Luft ab (T — 20)kWE. Für den Beharrungszustand erhält man aus der Gleichsetzung:

Yq (134 — T) 100 k = (T — 20) k, T = 124°. Diese Temperatur entspricht

nach Tabelle IV b einer Dampfspannung von 225 Atmosphären. Hiernach entsteht im Ofenraume eine Spannungsverminderung von 3—225

~ Atmosphäre gegen die in der Schlange herrschende Spannung. 4:

§ 46. Wärme-Reservationsvermögen der Dampfwasseröfen. Wir denken uns einen Raum mit 390 cbm. Inhalt, welcher zur Beheizung auf T = -f-20° bei t = — 20° des Freien im Beharrungszustande einer stündlichen Wärmemenge von

48) . . 3600 WE. bedarf.

Ist die innere Wandtemperatur = —|—14*5° und die der Fensterfläche = -f- 8°, so wäre die Transmission (nach den im VI. Abschnitte gegebenen Theorien) mit respective

49) . . (20 —14-5) 243 = 11-7 WE. und (20 - 8)2-9 = 34-8 WE. per 1 qm. und 1 Stunde zu berechnen. Das Resultat für die gesammten Flächen sei

50) . . 1400 WE.

Wir denken uns nun eine plötzliche Einstellung der Beheizung und ein Herabgehen der Zimmerluft-Temperatur auf 17°, somit eine Mitteltemperatur von l/₂ (20 —17) = 18*5°; wogegen die Wärme der Wandflächen in der gedachten kurzen Zeit constant bleibt. Die ähnliche Rechnung wie ad 50) ergäbe dann etwa 1000 WE. per Stunde.

Da aber die allfällig vorhandene Scheidewand und die Decke, wenn sie gegen permanent und gut beheizte Räume grenzen, wärmer als die nunmehrige Zimmerluft sein werden, so geben sie an diese eine gewisse Wärmequantität ab, die wir mit

51) . . 370 WE. ansetzen.

Somit erleidet die Zimmerluft, welche wegen eingestellter Heizung . keinen Zufluss an Wärme durch den Apparat erhält, einen Verlust von

52) . . 1000 — 370= 630 WE. auf die Stunde gerechnet, vorausgesetzt, dass der Apparat nahezu kein Wärme-Reservationsvermögen hat.

Erfolgt die Abkühlung auf -j- 17° in Z Stunden, so hat man 630 Z WE. als Verlust. Wird die specifisclie Wärme der Luft mit circa 0’3 angesetzt, so werden durch Abkühlung um 3°. 390 cbm. 0'3 = 351 WE. frei und man hat 630 Z = 351, d. i.

53) . . Z = 0‘56 Stunde.

Zieht man die ad 30) bis 42) gewonnenen Zahlen in zwei für Luftleitung und Strahlung getrennte Summen zusammen, so findet man respective k' = 3’9 und k"=4T

Wir haben aber in unserem Falle zufolge 50) 1400 WE. durch die Luft und mit Rücksicht auf 48) 3600—1400 = 2200 WE. durch Strahlung an die Wände, Fenster etc., was mit dem Verhältnisse von k' : k" allerdings nicht genau übereinstimmt.

= 5 qm. als erforderlich, wenn 110° die Dampf-

54) .

Wir nehmen einfach den Gesammt-Coëfficienten k' -j- k" = k = 8 und erhalten eine Heizfläche von 3600

' (110 — 20)8

temperatur bezeichnet. Dementsprechend erhält man

55) .

3-11 =k'.

1400

• (110 —20). 5

Die Temperatur von Ofen und Luft beträgt 110 — 20 = 90° im Beginne und (110 — a) — 17 = 93° — A nach der Abkühlung von 20° auf 17°, wobei A die Abkühlung des Ofens bezeichnet. Die mittlere Differenz beträgt daher 9L5 — und die Transmission mit Rücksicht auf

54) ist ^91*5—    5.8 = 3660 — 20 a per Stunde, und

wenn wir es

vorläufig mit einer Zeit von 2'3 Stunden versuchen, so beträgt die Wärme-Abgabe des Ofens

56) . . 2*3(3660 —20 a) = 8418 —46 a Wir nehmen auf jeden Quadratmeter Heizfläche 20 kgr. Wasser und bestimmen daher die Wasserfüllung mit 5.20=100 kgr. Der Wärmeverlust bei einer Abkühlung im A Grade beträgt daher 100 A und die Gleichsetzung mit obigem Resultate giebt 8418 =46 A = 100 a,

woraus

57) . . A = 57-7° folgt.

Die Wärme-Abgabe des Ofens an die Luft beträgt mit Rücksicht

f 55) ähnlich wie ad 56) 2*3 ^91*5 —    5.3 11 = 3273 — 17*9 A oder

nach Substitution aus 57)

58) . . 3273

Wäre der Ofen beheizt geblieben, so würde an die Luft die dem Beharrungszustande ihrer Temperatur entsprechende Quantität von 2*3.91*5.5.3 11 = 3273 WE. übergegangen sein. Dieselbe erlitt daher einen Verlust von 3273 — 2240= 1033 WE., was nach ähnlicher Rechnung wie ad 53) eine Abkühlung um

au

1033 = 2240 WE.

= 3° verursacht und mit der

1033

351

53)

Voraussetzung übereinstimmt, daher die Annahme von 2*3 Stunden zum richtigen Resultate führte. Hieraus geht im Vergleiche zu hervor, dass die Abkühlung der Luft, welche nach Einstellung der Beheizung bei Vorhandensein eines Heizkörpers ohne Wärmereservation nach 0*56 Stunden erfolgt, durch die Nachwirkung des Dampfwasserofens selbst bei der vorausgesetzten tiefen Aussentemperatur von — 20° sich erst nach 2*3 Stunden einstellt. Offenbar vermag die reser-virende Wirkung des Wasserkörpers nachhaltiger zu wirken, wenn die Aussentemperatur ein wenig tiefer ist. Es ist in Rücksicht zu nehmen, dass bei Dampfwasseröfen die abgekühlten Wassermassen zu erwärmen sind, daher behufs schneller Anheizung die Heizflächen der Dampfkessel reichlicher zu bemessen sind. Sobald in unserem Falle die Lufttemperatur des Raumes kleiner als 14° geworden, geben die Wände Wärme an die Luft ab und beginnen als Wärme-Reservatoren zu wirken.

§ 47. H. Fischer’s Thermometer zur Bestimmung der Heizflächen -Temperaturen. Eine richtige Bemessung der Heiz- nnd Wandflächen-Temperaturen hat seine Schwierigkeiten und man hat hierzu verschiedene Thermometer construirt, von welchen wir das von Prof.

H. Fi s cli er construirte in Fig. 296 folgen lassen. Wir geben die Erklärung desselben mit Fisclier’s eigenen Worten: Auf die Rohrwandung A ist die

Fi<r. 296.

KU

j!

Flange des einem Habngehäuse ähnlichen Körpers B geschraubt. Die Thermometerfassung E, deren unterer Theil hahnenkükenartig gestaltet ist, passt genau in B und wird mittelst der Kappe F nieder-

gehalten.

Gr

B ij

'pnn

Die Abdichtung erfolgt durch einen Gummiring c; dieser wird aber von zwei halben, sich dicht an den Thermometerhals legenden Bogenplatten a getragen. Im Falle einer nothwendigen Ausbesserung wird die Fassung E mittelst des Handgriffes G so gedreht, dass der Wasserzutritt zur Kugel geschlossen wird. Sodann kann das Thermometer herausgezogen und die Reparatur vorgenommen werden. Dieser Apparat giebt die Temperatur des betreffenden Heizmediums (Dampf oder Wasser) an, welche offenbar etwas höher ist als die der Heizfläche. Ver-

tieft man an irgend einer Stelle die Heizfläche und giebt in die Vertiefung Oel oder eine andere schwer siedende Flüssigkeit, so kann man durch Eintauchen eines Thermometers in dieselbe gleichfalls die Temperatur des Mediums erfahren, die aber einen etwas geringeren Grad angeben wird, weil die gedachte Vertiefung beständig Wärme nach aussen aussendet. Nachdem aus der Spannung des Dampfes dessen Temperatur bestimmbar ist, so genügt für diesen Zweck auch ein Manometer.

Das Thermometer wird demnach zumeist bei Wasserheizflächen angewendet. Auch für die Temperaturbestimmung von Luftheizflächen ist dasselbe dort anwendbar, wo die Luft keine zu hohe Temperatur besitzt.

§ 48. Allgemeine Coëfficienten für Ermittlung des Heizfläehen-Erforderuisses. Zur approximativen Ermittlung des Erfordernisses an Dampfheizflächen sind folgende Daten dienlich: Für Zimmer, deren Temperatur auf —j— 15° bis -j-17° zu erhalten, rechnet man 2 bis2,4qm. Dampfheizfläche per 100 cbm. Luftraum und für geringer zu beheizende Werkstätten 17 qm. für denselben Luftraum. Dr. Wolpert giebt für je 100 WE., welche per Stunde zu entwickeln sind, eine Heizfläche von 0T1 qm. an.

Berechnung der Dampfleitungen.

§ 49. Bestimmung des Durchmessers der Dampfrohre. Bezeichnen wir wieder mit 'W die. latente Wärme und mit q das Gewicht des Dampfes per 1 cbm., so giebt die Condensirung von 1 cbm. das Quantum von qW WE. ab. Zur Erzeugung von W Wärme-Einheiten

cbm. Dampf

per Stunde sind daher- mithin per Secunde ^

erforderlich. Da aber ein gewisser Tlieil durch Transmission in Verlust geräth, den wir durch y Percente ausdriicken, so erfordern W nutzbare Wärme-Einheiten ein Quantum von

3600 qW

b+wj)w

cbm. Dampf.

3600 q. W

Bezeichnet d den lichten Durchmesser in Meter und v die Dampf-

b+TSÖ*)*

geschwindigkeit, so hat man

3600 q W

d² 7T

—-j— v, woraus

.    Y b+isö?)

d~ f 3600.. q. W . v Für 100 d, d. i. für den Rohrdurchmesser in Centimeter und bei Vernachlässigung der Decimalen, erhält man

59) . .

.4. W

0-0188

Y (1 ⁺ iSö?)W

60) . . 100 d = 2 \    --"5~-.....

'    q . W . v

Für ein Erforderniss von stündlich 40.000 WE., 2 Atmosphären

absoluter Dampfspannung und 20 m. Dampfgeschwindigkeit erhält

man mit Rücksicht auf den aus Tabelle XIII b zu entnehmenden

Werth von q und wenn 15 Percent Wärmeverlust in Rechnung gebracht worden, nach obiger Formel 100 d = 2 J/

1-15.40000

= 12, d. i.

0-1202.522.20

d in Centimeter gleich 12, oder in Meter gleich 0T2.

Wenn alle übrigen Verhältnisse gleich bleiben, so verhalten sich nach 59) die Durchmesser d und d' für die Wärme-Erfordernisse W

und W'

a. i. wie ]/W:KW'=jV^-:|Vw

W'

W'

Nachdem ^ und die erforderlichen Gewichtsmengen Q und Q'

bezeichnen, so hat man

61) . . d:d'=KW: 1/W =1/Q: 1/ Q'

Bezeichnen s und s' die Querschnitte der Dampfrohre in Quadratmeter, so erhält man wegen s : s' = d²: d'²

62) . . s:s' = W:W'=Q:Q'

§ 50. Spaiinungsverluste des Dampfes in den Rohrleitungen.

Wir wollen in den nachfolgenden Calculationen folgende Bezeichnungen für irgend eine Stelle des Rohres einführen:

Q = der stündlich zu befördernden Dampfmengen in Kilogrammen; q= dem Gewichte per 1 cbm. Dampf in Kilogrammen; H= der Dampfspannung in alten Atmosphären im Heizkörper; T= der Dampf temperatur; W= der latenten Wärme des Wasserdampfes, d. i. gleich der Wärmemenge, welche bei Condensirung von 1 kgr. des Dampfes frei wird; t= der Temperatur der Umgebung des

ob Pt¹

Rohres; k= dem Transmissions-Coëfficienten des nicht umhüllten und

gleich dem des umhüllten Rohres ; d = dem inneren Durchmesser des Rohres in Meter; s= dem inneren Querschnitte in Quadratmeter; ó = der Rohrdicke und 6' = der Stärke der Umhüllung, beides in Meter; K = 0U288 = dem Reibungs-Coëfficienten; S C = der Summe derWider-stands-Coëfficienten. Ferner sei: L= der Rohrlänge in Meter; h= dem Spannungsverluste des Dampfes in Folge der Widerstände, die ge-sammte Rohrlänge betreffend, in alten Atmosphären; P = dem Spannungserfordernisse zur Erzielung der theoretischen Druckkraft; v = der Geschwindigkeit des Dampfes per 1 Secunde.

Für die zunächst in Betracht kommende kleine Rohrlänge aL führen wir die Bezeichnungen aSC und Ah ein. Man hat somit als

stündliche Dampfmenge — cbm., also per Secunde ^ -

cbm. und

V 3600q * S 3600qs 360(100.s)q 100 Q

V ~~ 36 (100² s) q

63) . .

= 2-778

, d. i.

(lOO² s)

— Man hat ferner:

v²

100² Q²

/ 1 V Q²

\100²s/ q²

2 g “ 2.9-81.36² (100² s)² q² 2.9-81.362 Diese Relation stellt die Höhe einer Dampfsäule vor. Für 1 qm.

v²

100²

Grundfläche hat dieselbe ein Gewicht von q —    ^ ^ ^

/ l V²Q ²

1.100² s/ q

\100² s/ "100/

100²

1 V²

iÖÖ2q 2g 2.9-81.362 Nachdem einer alten Atmosphäre das Gewicht vonl‘033296kgr.perlqcm.

100²

oder auf 1 qcm. reducirt

rH CT

entspricht, so erhält man

__

2.9-81.36².1-033296 1100/ 1100² s/

d. i.

64) . . P = 0-381

/    1    \2 / Q V² 1

1100²~s/ ifööl q Atmosphären als die zur Er-

zielung der Geschwindigkeit v erforderliche theoretische Druckspannung. Hierin ist

65) . . 100² s

(100 d)2 4 K

gleich dem Querschnitte eines Kreises vom

lOOfachen d.

Nimmt man vorerst, wie schon erwähnt, nur ein kurzes Stück aL des Rohres in Betracht, in welchem die Grössen Qs und q als constant bleibend angesehen werden können, so hat man für die Reibung

^    0-0288. A L

•    d :

66) .

wozu noch andere Widerstände C', C" wegen

Krümmungen, Ventilen etc. hinzukommen. Die gesammte Summe wird durch die schon erwähnte Grösse aSC dargestellt; somit

(ïôk)Wfû£c

67) . . h = P . A S C = 0-381

In der ganzen Länge L des Rohres ändert sich aber, wie schon bemerkt, das Dampfquantum und die Dampfspannung, in Folge Con-densirung und Druckverlust. Wir bezeichnen die betreffenden Grössen im Anfangs- und Endpunkte des Rohres, beziehungsweise mit Q,, q,

und Q₂, q₂, wonach an Stelle der Grösse    “

— der Mittelwerth

zu setzen ist. Die Substitution in 67) führt zu

68) . . h = 0-191

/ 1 Vvp uülyi i /Qlvh

\100² s/ ' LllOO/ q, ' * 100/ q₂1

Die Rohroberfläche ist (d -f- 2 6) tc . L.

Der Wärmeverlust beträgt daher (d-j-2 ô) ttL k (T — t) WE. per 1 Stunde, was einem Dampfquantum oder einer Wärmemenge von

kgr. oder

A W = (d -f- 2 <$) Tr L k (T — t) WE. entspricht, nachdem wir unter W die latente Wärme des Dampfes verstehen.

Ist das Rohr umhüllt, so ist die Oberfläche bis zur halben Dicke der Umhüllung zu rechnen, wonach man, wenn für die Umhüllung nur 1 Fünftel des Transmissions-Coëfficienten genommen wird,

69) . .

AQ

(d 2 6) ot L k (T — t)

(d-f-20 + 5'MT — t)L-i

70) . .

aQ =

A W = (d -f- 2 ó -j- o') 7r (T — t) L erhält.

o

kgr. oder

Zu dem ad 68) berechneten Werth e von h ist schliesslich noch der ad 64) dargestellte Werth bezüglich jener Stelle des Rohres zu ermitteln, an der er ein Maximum wird, nämlich

(AVI

1100/ q

max

71) . . max P =0-381

In unserem angenommenen Falle haben wir daher im Heizkörper, d. i.

72) .

an der Verbrauchsstelle H Atmosphären, am Rohrende, an dessen Einmündung im Heizkörper H 4 max P Atmosphären und im Beginne H -f- h -f- max P Atmosphären als Spannung.

d. i.

Qi

In den meisten Fällen kann man die Verschiedenheit von —

qi und vernachlässigen, und namentlich auch deshalb, weil es bei

I_JL_VIAVi

\100² s/ 1100/ q:

derlei Rechnungen auf eine mathematische Genauigkeit nicht ankommt. Man kann dann die weit einfacheren Formeln benützen, welche aus 71) und 67) folgen, nämlich

und

73) . . max P = 0381

74) . . h=maxP .SC

§ 51. Beispiele hierüber. Die nunmehr entwickelten Formeln wollen wir auf einige Beispiele anwenden, machen jedoch noch aufmerksam, dass die auf Grund der Tabelle IV & angefertigte Hilfstabelle XIII b eine wesentliche Bequemlichkeit für die Berechnungen bietet. Dieselbe enthält auch bezüglich der Wandstärken für die Rohre und die Dicke der Umhüllungen die nöthigen Daten.

Ein Rohr von 100 m. Länge, 0‘05 m. Durchmesser, 0’009 m. Wandstärke und 0‘03 mm. Umhüllungsdicke habe stündlich 120 kgr. Dampf von P2 Atmosphären Spannung in die betreffenden Heizkörper einzuführen. Somit ist auszumitteln, mit welcher Spannung der Dampf in das Rohr einzutreten habe.

Nach obigen Zahlen haben wir

75) . . L = 100, d = 0-05, 0 = 0-009, 5' =0-03, H = 1-2, Q₂ = 120 und gesucht werden h und max P. Nach Tabelle XIII6 hat der Dampf bei der besagten Spannung 105° Temperatur q₂ = 0'6692 kgr. Gewicht per 1 cbm. und 533 WE. latente Wärme. Beträgt im ungünstigsten Falle die Temperatur der Umgebung des Rohres -}-E>⁰? so hat man T —t=105— 5 = 100°, und die Substitution in Formel 70) giebt,

wenn k = 13 gesetzt wird, A Q, =

(0-05 4-2.0-009 + 0-03) tc. 100.100.¹³/₅

533

d. i. A Q. = 15.

Es wird daher

76) . . Q₁=Q₂ + aQ = .120 + 15 = 135 kgr. Die Substitution in Gleichung 65) giebt

52

76 a) . . 100² s = -j- tu = 19 635 '    4

Für die Reibung erhalten wir nach Gleichung 66) 0-0288.100

= 57-6. Nimmt man noch zwei Krümmungen per

90° an, so giebt die Tabelle lila, C' = V₂ und C" = V₂. Somit hat man 77) . . £ C = 57*6+ V₂ + V₂ — 58*6. Die Substitution der obigen Daten und der ermittelten Werthe in Gleichung 68) giebt

0-05

78) . . h = 0-191

19-635²

58-6

0053

r/135\21    /120\2    1    1

LI 100/ q+llOO/ 0‘6692J

d-0’063, woraus man qi

79) . . qt [h — 0-063] — 0*053 = 0 erhält. Die Gleichung 78) nimmt nach den Näherungsformeln 73) und 74) den Werth 80) . . h = 2.0-063 = 0-126 an.

Die zweite genauere Gleichung 79) ist übrigens einfach aufzu-- losen, zumal man den Werth von h höchstens bis auf die zweite Decimalstelle genau zu wissen benöthigt. Man erhält z. B. für h = 0'2 0-137 qt— 0*033 = 0. Die Dampfspannung von II = 1-2 erhöht sich dabei aufH+h = l*4, dem nach Tabelle XIII b q, =0*8065 entspricht. Obige Gleichung geht daher über in 0-137.0-8065 — 0-053 = +0"058. Für h =01 erhält man auf dieselbe Weise qt [h—0-063]—0*053 = — 0 025.

Die Regula falsi giebt 0*2 —0*1 :25 + 58 = x : 25, woraus x = 0-03 erhalten wird und sich

81) . . h = OT + 0’03 = 0*13 ergiebt, was mit dem Resultate 80) stimmt. Das der Spannung von H+h = T2+0T3 = T33 Atmosphären entsprechende proportionale Gewicht per 1 cbm. berechnet sich aus Tabelle XIII5 mit q! =0-769. Die Gleichung 71) giebt

max P = 0-381

max

85) . .

19-635²

/_Qt\2 1 _1-35²

\ioo;

/ q \2 1

\iOÖ/ q‘    den Beginn des Rohres hat man

é %A2 liooj

ö;₁-i I er

0-769

1-2²

= 2-37, und für das Ende

0-6692

= 2-15.

Der erstere Werth ist daher das Maximum, und man erhält 0-381

Mit Rücksicht auf 85) und 77) stellen sich daher die folgenden Dampfspannungen heraus:

max P

19-635²'

Im Heizkörper H = 1*2 Atmosphären.

86) .

Am Kohrende H -f- maxT = L2 -f- 0 02 = L22 Atmosphären. Im Rohrbeginne H -f- h -j- max P = 1*2-|-0- 13 -|- 0’02 = 1*35 Atmosphären.

Strenge genommen müsste nun die Rechnung wiederholt werden, indem man nun Qt = L22 Atmosphären setzt, die Temperatur T entsprechend der Mittelspannung von 1*22 und 1-35 Atmosphären annimmt, endlich auf Grundlage dessen A Q,, respective Q₂ bestimmt. Allein die Differenzen dieser Resultate gegen die ad 86) gefundenen Werthe sind verschwindend klein. Unseren Calculationen zufolge wird dem Dampfe durch die Bewegungshindernisse ein Theil der Spannkraft entzogen und nähme dann ein grösseres Volumen ein, als seiner Temperatur entspricht. Das sich im Rohrsystem stets bildende Conden-sationswasser wirkt jedoch wieder sättigend auf den Dampf. Unser Calcul stützt sich daher in Uebereinstimmuug mit dem von Prof. H. Fischer aufgestellten Calcul auf stets gesättigten Dampf.

§ 52. Beispiele hierüber. Wir wählen nun als Beispiel ein nacktes Rohr mit sehr kleinem Durchmesser und verliältnissmässig grosser Leistung und setzen : L = 100, Qt = 150, H = 4 Atmosphären, d = 0'025 und 6 = 0-003. Hieftir giebt die Gleichung 74)

= 36, wobei aus Tabelle XIII b

(0-025 + 2.0-003) Tr. 100.144°, 13

505

für H = 4 Atmosphären, T = 144° entnommen, t = 0 gesetzt, somit T — t mit 144 in Rechnung genommen wurden. Ferner giebt diese Tabelle

q, = 2T12. Somit hat man

Die Reibung beträgt:

87) . . Q₂ = 150 — 36 = 114.

88) . . C =

0-0288.100

0025

= 115-2.

Ferner hat man:

2-5²

89) . . 100² s Die Substitution in 73) giebt:

¹    . 115-2

h = 0-191

4-91²

= 4-91.

r/150\² J_ /114\²1 1 L" 100/ 2*112 ' IlOO/ q₂J

90) . . = 0-972 -f

1-186

q₂

oder q₂ [h — 0'972] — 0"186 = 0,

woraus

= 1-944.

91) . . h = 2-07 erhalten wird.

Die Näherungsgleichung wie ad 84) giebt zufolge 90) h = 2.0-972

durchführt. Demzufolge nehmen wir mindestens zwei Theile, jeden zu ^ an, und erhalten dann drei Punkte 1, 2 und 3. In Punkt 1 ist

Q₁₌=150, qt=2T12 und Ht=4 Atmosphären, wie früher. Für aQ

erhält man aber nur den halben Werth, nämlich A Q = 18, somit

Q₂ = 150— 18 = 132. Ebenso reducirt sich auch die Reibungszahl 115-2

auf die Hälfte. Daher hat man für die Strecke von 1 bis 2

1-5² , 1-32²] 115-2    n a \ qci a'-ok a

I d. i. q₂[h — 0-486] — 0-795 = 0,

lq =0*191

JL[_

4-91² L2-112

also

q₂

92) . . h, =0-97

Ht—hi =■ 4 — 0*97 = 3 03 Atmosphären, wofür die Tabelle XIII b q₂ = 1-638 giebt.

Für Punkt 2 hatman jetzt Q = 132, q₂ = 1-638, H₂ = 3-03. Dieser Spannung entsprechend ist für die Strecke von 2 bis 3 T=134° = T—t

(0-025 4- 2.0-003) tr. 50.134.13

und W = 513. Somit: aQ =

513

= 16-5

Mithin Q₃ = Q₂ —a Q = 132-16-5 = 115-5.

1    115-2T1-32² . 1-155²

2 L 1*638

Man hat daher: h₂ = 0-191

4-91²'

q₃ [h — 0-485] — 0-609 = 0,

93) . . h₂ = 1*03 Atmosphären und q₃ = 1*120 gefunden wird.

woraus

33

oder

Aus obigen Zahlen erhält man: ² 1    1-5²

/ 0,2^

lioo/

Mithin ist

qt 2-112

= 1-065,

/QsV

l 00/

115-5²

rH

1-120

= 1-191

m ax

(m)    = 1*191, also nach Gleichung 71)

94) . . max P = 0‘381 ■jgp " 1*191 =0-02 Atmosphären.

Die gefundenen Zahlen führen daher zu folgendem Ergebnisse : Die Dampfspannung nimmt ab von Punkt 1

bis 2 um............

und von 2 bis 3 um.........

Die theoretisch erforderliche Druckspannung ist max P............

ht = 0*97 Atmosphären h₂ = 1-03

= 0-02

95) . . Erforderniss zusammen .    .

Im Beginne sind vorhanden......

2⁻02 Atmosphären

Somit verbleiben für 96) . . den Ort des Verbrauches.....

1-98 Atmosphären

§ 53. Spannungsverluste im gesammten Rohrnetze. Wir bedingen in der nachfolgenden Calculation die Einhaltung einer gleichen Geschwindigkeit im gesammten Rohrnetze, was jedenfalls vortheilhaft ist. Man hat sich hiebei das gegebene Netz, wie z. B. A B F G C D E, in einzelne Fäden (Fig. 298) aufgelöst zu denken, deren jeder zu einem der Endpunkte A,G,C und E führt. Jeder dieser Stromfäden wird nachMass-gabe seiner Länge, Biegungen, Verengungen etc. einer anderen Druckkraft P, P' oder P'' bedürfen, um die erforderliche Dampfmenge abftihren zu können. Angenommen, es würde P" grösser als die beiden übrigen sein, so müsste man auf den ganzen Querschnitt A (Fig. 297) mit dieser grösseren Kraft wirken. Dadurch würden zwar die mit 1 und 2 bezeichneten Fäden (Fig. 298) stärker gedrückt als nöthig, daher in denselben der Dampf gedrosselt werden müsste. Hat man daher in einem derartigen Netze den Faden ausgemittelt, welcher der grössten Druckkraft bedarf (in Fig. 298 der mit 3 bezeichnete), so genügt es zu ermitteln, welcher Druckkraft derselbe bedarf. Wir verstehen hier unter Druckkraft die in vorigen Paragraphen mit h bezeichnete Widerstandskraft, inclusive der mit P bezeichneten Kraft zur Erzeugung der Geschwindigkeit. Da die Geschwindigkeit v, und

y2

daher auch die Geschwindigkeitshöhe ^ des Dampfes in allen Punkten

eines Querschnittes dieselbe ist, so haben auch alle Fäden an dieser Stelle dieselbe Geschwdndigkeitshöhe. Um daher diese Höhe allenfalls im Punkte I (Fig. 298) des Fadens 3 kennen zu lernen, hat man an dieser Stelle I (Fig. 297) die hiermit gleiche Geschwindigkeitshöhe

Das Erforderniss ergab sieb in der ersteren einfachen Rechnung ad 91) mit 2*07 Atmosphären und unterscheidet sich gegen das ad 95) bei genauerer Rechnung gefundene nur um 0*05 Atmosphären. Man kann sich demnach umso mehr auf die einfache Rechnung beschränken, als dieselbe ein etwas grösseres, also der Sicherheit mehr entsprechendes Resultat ergiebt. Nach Formel 63) erhält man:

j4r — = 0-566^

4*91 q

150

v = 2*778

vt =0*566

v₃ = 0*566

2*112

115*5

—. Man hat daher für den Anfangspunkt 40*2 m., und für den Endpunkt

- = 54*5 m. Die Geschwindigkeit nimmt daher gegen

das Rohrende um 10*3 m. zu, nachdem in Folge der durch die Widerstände reducirten Spannkraft der Dampf ungeachtet des durch Transmission erlittenen Verlustes schliesslich doch ein grösseres Volumen einnimmt.

v² _KuL v²

" 2g "4S“ 2g

KL v²

Tabelle III a hat man daher als Reibungswiderstand im Sector 3 KuL v²

D 2g

ö—, welcher Werth mit dem

V²

für das volle Rohr AB zu bestimmen. Die Widerstandskraft^—

2g

für

Biegungen, plötzliche Richtungsveränderungen etc. an der Stelle I des Fadens 3 (Fig. 298) stimmt daher mit der in I (Fig. 297) vorkommenden überein. Bezüglich des Reibungswiderstandes denken wir uns ebenso wie im Abschnitte „Warmwasserheizung” den Querschnitt in Sectoren 1, 2, 3 getheilt (Fig. 299), deren jeder einem der drei Fäden entspricht, in welche wir die Dampfströmung auflösen, wobei offenbar die Querschnitte dieser Sectoren den Dampfquantitäten entsprechen, welche den betreffenden Fäden zukommen. Die Reibung im

Fig. 297.

->■

->

Fig. 298.

Fig. 299.

P->

ÆÈk

mm

\4r~D----V

£ L ^2

gesammten Rohre beträgt C ^ = g- . Im Sector 3 ist mit Rücksicht auf die Bogenlänge u, dessen Querschnitt S aus der Propor-D² TU

—t— : S = D fr : 4 u bestimmbar, welche S

tion

v²

-Ą- ergiebt. Nach

D u 2 g

obigen übereinstimmt. Somit hat man einfach die Widerstände für das volle Rohr zu bestimmen, und es haben dieselben für jeden der Fäden Geltung, in welche man sich den Dampfstrom aufgelöst zu denken hat. Man wird demnach folgenden Vorgang beobachten:

1. Zuerst bestimmt man für jeden Endpunkt des horizontal und vertical sich verbreitenden Rohrnetzes, d. i. für jede Verbrauchsstelle die Wärmequantität W, welche der betreffende Heizkörper zu liefern hat.

2.    Hiermit ist auch bekannt, wie viel Wärme der Dampf durch jeden Rohrtheil (AB, B D, BF etc. [Fig. 297]) zu transportiren hat. Es kann daher mittelst der Formel 65) und mit Benützung der Proportion 67), in welch ersterer die Grösse cp einstweilen zu vernachlässigen ist, der Rohrdurchmesser d für jede einzelne Strecke bestimmt werden. Hierbei ist für v eine bestimmte Grösse anzunehmen und die latente Wärme W, sowie das specifische Gewicht q des Dampfes constant für die Spannung beizubehalten, welche derselbe je nach dem gegebenen Programme im Beginne des Rohrnetzes oder an der Verbrauchsstelle besitzen soll.

3.    Nunmehr können nach den Formeln 74) und 75) die Wärmeverluste A W bestimmt werden, welche jede Rohrstrecke durch Transmission erleidet.

4.    Mit Einbezug dieser Verluste sind jetzt unter Benützung der ad 1) und 2) ermittelten Wärmemengen für jeden Anfangs- und Endpunkt der Rohrstrecken die Wärme- und Dampfquantitäten W und Q zu bestimmen und mit Hilfe dieser die ad 2) ausgemittelten Rohrdurchmesser zu rectificiren.

5.    Wie nun mittelst der in § 50 vorgetragenen Formeln die Spannungsverluste jeder Rohrstrecke bestimmt werden können, ist aus den in §§ 51 und 52 durchgeführten Beispielen klar. Nach diesen gegebenen Normen ist das nachfolgende Beispiel durchgeführt.

§ 54. Beispiel. Fig. 300 versinnlicht eine Rohrverzweigung am Dachboden, in deren Beginne, Punkt 1, sich das Steigrohr befindet,

Fig. 300.

3»' 7 J?» ₀ n

5™

—^10ln

2/

,3 10™'

m'

Vi ©-

und an deren Ausläufern 5, 6, 8, 9 die Fallrohre nach den Geschossen abgehen. Aus Fig. 301 entnehmen wir das vom Reducir-ventil in 0 beginnende und nach 1 aufsteigende Hauptrohr, ferner die vorgenannten Fallrohre, welche die in Schraffirung angezeigten Dampföfen speisen. Wir finden z. B., dass das Rohr 6 im II. und I. Stocke, dann im Mezzanin (M) und zu ebener Erde (E) je einen Ofen zu

ùooo

<7000

Oefen abzugeben haben. Der gedachte Fallstrang Nr. 6 hat im Ganzen 20.000 WE. abzuführen. Es ergeben sich demnach folgende Erfordernisse:

Fall sträng

4000 WE. 20000 „ 11000 „ 5000 „

Nr.

a 9    ......

„8......

40000 WE.

versorgen hat. Die Zahlen rechts von den Oefen, wie z. B. 4000, 5000, 5000 und 6000, bezeichnen die Anzahl Wärme-Einheiten, welche die

Fig. 301.

—71-

'"TT--

-7\"

l'Sm

75"

X ÏÏ.

ih"‘

_Y-

hm

so'6¹"

6'5m X I

.5'S,rv

3000

hooo

590«

XII

5'5VI

\snoo

ml

x M'

3Sm

M5000

pj *000

97) . . Zusammen .

Aus diesen Zahlen setzen sieli die Wärmemengen zusammen^ welche jeder Rohrzweig abzuführen hat. So z. B. hat die Strecke 2:3 (Fig. 300) die Wärme für die Stränge 6 und 5, d. i. zusammen 24000 WE. stündlich abzuführen. In den Strängen selbst haben die einzelnen Theilstrecken Verschiedenes zu leisten. Im Strange 6 (Fig. 301) hat die Strecke II .1 den Dampf für die Oefen im I. Stock, Mezzanin und Ebenerde abzuführen, entsprechend einer Summe von 16000 WE. Die nachfolgende Zusammenstellung enthält die diesfälligen, alle Rohrstrecken betreffenden Detaile.

98) . . Steigrohr 0—1 40000WE.

99)    . . Rohrstrecke 1—2, 40000 WE.; 2—3, 24000; 3-4, 4000; 4-5, 4000 ; 2—7, 16000; 7—8, 5000; 7—9, 11000; 3—6, 20000 WE.

100)    . . Fallstrang 6, 6—II 20000 WE., II—I 16000, I-M 11000,

M—E 6000 WE.

101)    . . Fallstrang 8, 8—1 5000 WE., I-M 2000 WE.

102)    . . Fallstrang 9, 9—II 11000WE., II-E 6000 WE.

103) . . Fallstrang 5, 5—II 4000 WE.

Wir bedingen eine durchgängige Dampfgeschwindigkeit von v = 20m. per Secunde und nehmen eine Dampfspannung von 2 Atmosphären im Beginne des Steigstranges an. Zum Zwecke der approximativen Vorberechnungen sehen wir von der Abnahme der Dampfspannung in den Rohren ab und bringen daher die der Spannung von 2 Atmosphären entsprechenden, aus entnehmenden Werthe q = D120, T = 121° und W = 522 WE. in Rechnung. Die Formel 60) giebt dann, wenn vorläufig von der Grösse cp

Tabelle III b zu

abgesehen wird, 100 d = 2 j/^

1T2.522.20

104) . . Für W =40000 erhält man: 100 d = 0'0185.200, das ist 100d=3*7m. oder

= 0-0185 ]/W

105) . . d = 3-7cm.

Für irgend eine andere Wärmequantität erhält man mit Rücksicht auf Formel 61) 3*7 : d = 1/40000 : ]/W, woraus

1-85 ]/W d— 100

106) . .

folgt.

Für das Hauptrohr ist W = 40000, daher zufolge 105) d = 3‘7 cm. ist. Für irgend einen Zweig, z. B. den in Fig. 300 mit 2.3 bezeich-neten, hat man nach 99) W= 24000 zu setzen, wofür Formel 106)

107) .

= 2‘9cm. giebt.

,    1-851/24ÖÖÖ

‘ d “ 100

Auf diese Weise ergeben sich folgende Rohrdurchmesser:

Für den Steigstrang 0—1 d = 3’7 cm.

Für die Fallstränge

108) . .

Wir nehmen an, es seien alle Rohre gut umhüllt, und es

erlange die Umgebung derselben im äussersten Falle die Temperaturtiefe von 0°, so dass die Differenz gegen die Dampftemperatur im Maximum T —1 = 121°—0° = 121 erreiche. Hiernach lassen sich die Wärmeverluste aus Formel 75) berechnen. Man erhält allenfalls für die Strecke 3—4, Fig. 300, wofür d = 1’2 cm. = 0 012 m. eben gefunden

13

wurde, und L = 10 m. ist, aW = (0 012 -f- 2.0'003    3’03) % . 121.10 —

o

= 474WE. Für die Fallstränge berechnen wir keine Verluste, indem wir voraussetzen, dass ihre Transmission an die Räume als Heizwirkung zu rechnen sei und mit Rücksicht darauf die Ofenheiz-

flächen etwas reducirt werden, so dass beide zusammen die für die einzelnen Fallstränge angesetzten Wärmequantitäten transmittiren. Auf die angegebene Weise erhält man folgende Verlustziffern:

Rohrstrecke

0—1

1-2

2-3

3—4

109) . .

4-5

2—7

7—8

7-9

3—6

AW = 3363WE.

110) . . Zusammen 6277 WE. Das Netto-Wärme-Erforderniss ist 40000 WE., daher beträgt das

111)    . . Brutto-Erforderniss 46277 WE. Die Verlustziffer von 6277 giebt demnach zum Netto-Erfordernisse einen Zuschlag

Stündliches

Erforderniss

112)    . . von 15 Percent. Es wäre daher in Formel 60) im vorliegenden Falle durchschnittlich 9 — 15 zu setzen. Für den Rohrzweig 5—4 benöthigt man in Punkt 5 nach 103) 4000 WE. Auf der Stecke von 4 — 5 gehen zufolge 109) 237 WE. verloren, daher werden in Punkt 4 benöthigt 4000 + 237 = 4237 WE. stündlich. Die ähnlichen Berechnungen für alle End- und Abzweigpunkte des Netzes führen zu folgenden Ergebnissen:

In Punkt

. 46277 WE. . 42914 „

. 42192 „

. 25587 „

. 20490 „

. 11000 „

. 20409 „

. 20000 „

Nr. 0............

» 1............

„ 2, vor der Abzweigung .    .    .    .

„ 2, nach der Abzweigung .

„ 3, vor der Abzweigung .    .

„ 3, nach der Abzweigung

„4............

n 5............

„ 7, vor den Abzweigungen .

„ 7, zum linksseitigen Zweige .    .

„    7, zum rechtsseitigen Zweige .

„ 8, Zweigende........

., 9, Zweigende........

„ 3, zur Abzweigung.....

,    „    6, Zweigende........

Nach diesen rectificirten Zahlen wäre nun mittelst der Formel 106) eine abermalige Bestimmung der Rohrdurchmesser vorzunehmen. Man findet dabei aber nur geringe Differenzen, welche auf die Durchmesser einiger Rohrstrecken einen Einfluss haben, und zwar erhält man Für das Steigrohr 0 — 1 114) . . , Für die Strecken 3 —2

n n    v    -    3    .

d = 4 cm.

d = 3‘8 cm. d = 3 cm.

Die übrigen in 108) zusammengestellten Durchmesser bleiben ungeändert. Die weitere Rechnung betrifft die Ermittlung der Spannungsverluste. Wir wählen als erstes Beispiel das Steigrohr vom Punkte 0 bis 1 und haben

fFür PunktO, H = 2 Atmosphären, W = 522WE., q = l‘12 nach den früheren Voraussetzungen; W = 46277 WE. nach 61) 46277 522

Für Punkt 1, durch Rechnung erst zu bestimmen.

11) . . Wt, qi von Hi abhängig; W = 42914 WE. Ferner für die Strecke 0 — 1

116) . . L = 30610 = 46-6 m., aus Fig. 301; d = 004m.

Der Einfachheit halber nehmen wir aber auch für Punkt 1 die Werthe von Wi q und W an, die für Punkt 0 gelten. Das Resultat des Spannungsverlustes ergiebt sich dadurch unbedeutend grösser, was sogar im Interesse einer grösseren Sicherheit des Ergebnisses gelegen ist. Wir wenden demnach die Näherungsformel 74) an und erhalten

/    1    \²/88*65\2    1

ll00²s' l 100 /

Mit Rücksicht auf 65) und 116) erhält man

(100.0*04)2 _

4 w

115) . .

117) . . h =0*381

118) . . 100² s

Ferner hat man als Reibung 0-0288 . L 0-0288.46-6

0-04

= 88-65 kgr. stündlich.

1-12

= 12-57

29-23

Endlich als Widerstand in etwa 3 Krümmungen C'=3.05 =

119) . . Zusammen .    . SC = 30"7

1-5

Die Substitution von 118) und 119) in 117) giebt

/    1    \² /88*65\2 i

112-57/ \ 100 /

120) . . h = 0-381

1-12

30-7 = 0-052

Es erleidet daher der Dampf in der betrachteten Strecke eine Einbusse an Spannung von 0-052 Atmosphären, und es verbleiben in 1 gegen Punkt 2 noch 2 — 0-052 = 1-948 Atmosphären als activ. Man wird nun für die Weiterführung der Rechnung H = P948 setzen.

Die Tabelle XIII 6 giebt hiefür die Proportionalwerthe q= 1-093 und W = 528*2. Aus Uebersicht 113) ist für Punkt 1, W = 42914 zu ent-

42914 528*2

(100.0*038²). -

nebmen. Man hat dabei* Q,

= 81*2. Weiters bat man mit Rück-

sicht auf 109) 100² s

11*34. Endlich beträgt die

Reibung

0*0288 * 10“

0*038    ...............

und wenn wir einen U-förmigen Compensator als eingeschaltet annehmen, der Widerstand für 4 Krümmungen, à 0*5, zusammen

7*6

2*0

S C = 9*6

Aehnlich wie oben ad 120) erhält man

/ 1 y /81*2\²

111*34/ IlOO/

j ₍|(>;) 9*6 = 0 011 Atmosphären.

In Punkt 2 sind daher noch wirksam 1*948 — 0*011 = 1*937 Atmo-

h = 0381

Sphären. Die Linie des grössten Widerstandes ist diejenige, welche die grösste Länge aufweist, weil in unserem Falle durchaus dieselbe Geschwindigkeit herrscht. Wie aus Fig. 300 und 301 zu entnehmen ist, stellt sich die Linie 0.1.2.3.6 . II. I. M . E als die längste Linie dar. Die vorstehend begonnene Rechnung ist daher in dieser Linie fortzuführen und das Schlussresultat ist für das Druckerforderniss massgebend, welches für das ganze System in Rechnung gezogen werden muss. Die Fortführung der Rechnung führt zu den nachstehenden Resultaten, worin bezüglich der Widerstände in der Strecke 3.6 eine Krümmung und ein Ventil, und vor dem Ofen, Strang b, ebener Erde gleichfalls ein solches angenommen ist. Für die Ventile, als offen-stehend gedacht, wurde C = 0*3 angesetzt.

II

Strecke

0-1

1-2

2    — 3

3    — 6 6 —II II —I I — M M - E

1*948

1*937

1*928

1*908

1*893

1*881

1*865

522

528*2

529*5

530*6

533

534*8

536*3

538*2

1420

1*093

1*087

1*083

1*072

1*065

1*058

1*05

46277

42914

25587

20490

20000

16000

11000

6000

88*65

81*2

48*3

38*6

37*52

29*92

20*51

11*15

30*7

96

5*8

10*66

8*41

7*8

8*34

12*35

0*052

0*011

0*009

0*020

0*015

0*012

0*016

0026

93*66    0*161 |

Zufolge 64) wird die Geschwindigkeitshöhe aus der Formel

Summe . .

0*381

/ 1 V / Q V 1

\100² s/    q gründen, aus welcher wir durch Multiplication

mit E C die Wertlie von h ermittelten. Es ist aber der obige Ausdruck für jene Rohrstrecke als massgebend zu nehmen, bezüglich welcher derselbe ein Maximum wird. Dies findet in unserem Falle in der letzten Strecke ME statt, in welcher derselbe den Werth 121) . . max P = 0002 erreicht.

Somit hat man in Rücksicht auf das gefundene summarische

Resultat

122) . . 0T61 -f-0 002 = 0T63 Atmosphären als das Druckerforderniss zur Ueberwindung der Widerstände und Erzeugung der Geschwindigkeit und es besitzt der Dampf im betreffenden untersten Ofen noch eine Spannung von

123) . . 2—0063= 1*837 Atmosphären. Hätte man den Werth 0-381

/ 1 \³ /88‘65\² 1

1-2

112-57 / l 100 /

welcher sich aus dem ersten Exempel ergiebt, als allgemein gütige Geschwindigkeitshöhe angenommen, was bei Rohrnetzen, in welchen annähernd gleiche Geschwindigkeiten herrschen, zu keinem bedeutenden Fehler führt, so ergäbe sich mittelst des in obiger Tabelle für £ C ausgewiesenen schliesslichen Werthes h=P:S C=0-0017.93*66 =0-159 als Druckverlust und somit

124) . . 0-159.0-0017=0-1607 Atmosphären als erforderliche Druckkraft; wogegen genauer ad 122) 0"163 Atmosphären gefunden wurden. Man gelangt daher durch eine einfache Rechnung zu einem wenig differirenden Resultat, dessen Genauigkeit für die Praxis hinreichend ist. Es ist wohl selbstverständlich, dass für die Ausführung nicht immer genau die theoretisch bestimmten Rohrdurchmesser zu Gebote stehen. Man wird daher die nächstgrösseren der vorhandenen Durchmesser und oft auch für mehrere berechnete Abstufungen der Rohrweiten einen gleichen Durchmesser, entsprechend der grössten dieser Weiten, wählen. Nachdem bis jetzt für die Bestimmung der Rohrdurchmesser durchaus Dampf von derselben Spannung (2 Atmosphären) angenommen wurde, in Wirklichkeit aber eine Abnahme der Dampfspannung stattfindet, so. ist die Rechnung nicht vollständig genau. Die grösste Abnahme findet am unteren Ende des vom Punkte b abgehenden Fallstranges statt. Dieselbe ist zufolge der früher mit-getlieilten Uebersicht der Resultate 0-161 Atmosphären, so dass die Dampfspannung daselbst nur noch 2—0*161 = 1-839 Atmosphären beträgt. Hiefür giebt die Tabelle XIII& die Proportionalwerthe q= 1-036, W = 541-3. Aus 100) folgt W. 6000. Man erhält hiermit wie ad 104)

100 d =

6000

1-036 • 541-3.20

= 1-46, wogegen in 108) d = l‘4cm.

gefunden wurde. Die Differenz beträgt kaum einen Millimeter. Wir fügen schliesslich noch hei, dass in dem Falle, als die Dampfspannung, welche ursprünglich mit 2 Atmosphären gegeben war, in sogenannten neuen Atmosphären (1 kgr. per 1 qmm.) zu verstehen gewesen wäre, eine Umwandlung in alte hätte vorgenommen werden müssen. Der Unterschied beträgt circa 3 Percent. Man hätte daher H = P97 anstatt H = 2 in Rechnung zu nehmen gehabt.

Bestimmung der Dampfkesselgrössen.

veröffentlichte Tabelle, die wir in III c in einer etwas geänderten Form geben, sehr interessant. Der Autor bezeichnet die Quantität Dampf, welche der Kessel per 1 qm. seiner Heizfläche stündlich zu erzeugen hat, für den Grad seiner Inanspruchnahme als massgebend und unterscheidet in dieser Hinsicht 4 Abstufungen, nämlich:

§ 55. Leistungsfähigkeit der Kessel bei verschiedener Intensität der Beheizung. Wir haben bereits bei Beschreibung der einzelnen Dampfkesselsysteme die Verdampfungsleistung per 1 qm. Heizfläche, den Kohlenbedarf per 1 kgr. Dampf und die Grössen angegeben, in welchen die betreffenden Kessel angefertigt werden. Abgesehen aber von irgend einem bestimmten Systeme erscheint es belehrend, in die Verschiedenheit des Nutzeffectes einen Einblick zu erhalten, welche durch eine mehr oder weniger intensive Feuerung erzielt wird. In dieser Hinsicht ist eine durch v. Reiche in seinem Werke

per 1 qm. Heizfläche

1.    stark geschont, bei Erzeugung von stündlich 10 kgr. Dampf

2.    massig „    „

3.    massig angestrengt

4.    stark    „

Dabei zeigt sich, dass der Nutzeffect ein desto grösserer ist, je mehr der Kessel geschont wird, d. i. je mehr Heizfläche demselben für eine gewisse Leistung gegeben wird. Erzeugt man mit 1 kgr. Kohle x kgr. Dampf, so pflegt man dieses Resultat als xfache Verdampfung zu bezeichnen. Man sieht nun aus der Tabelle, dass unter Voraussetzung der gleichen Kohle im Falle 1 eine 9fache, im Falle 4 aber nur mehr eine 6fache Verdampfung erreicht wird. Die 6. Colonne der Tabelle XIII c zeigt, was übrigens der Natur der Sache nach nicht anders sein kann, dass die Rostfläche im Verhältnisse zur Heizfläche desto grösser sein muss, je mehr der Kessel angestrengt wird, weil die erhöhte Inanspruchnahme auch die Vergrösserung der Kohlenquantität erfordert, welche stündlich zu verbrennen ist.

§ 56. Bestimmung der Kesselgrösse. Ist die Wärmequantität ermittelt, welche die Beheizung bei der tiefsten Aussentemperatur stündlich benöthigt, so ist es ganz einfach zu ermitteln, wie viel Kilogramm Dampf irgend einer verlangten Spannung (Q kgr.) per 1 Stunde zu erzeugen seien, da die Tabelle XIII b die latente Wärme bei verschiedenen Spannungen angiebt. Für starke Schonung hätte man 10 kgr. Dampf per 1 qm. Heizfläche und eine 9fache Verdampfung nach Tabelle XIII c zu berechnen, wonach man eine Heizfläche

von qm., eine Rostfläche von ~ 3r -— 3-. 10 A    36 10    360

und ein stündliches

Kohlenquantum von 9 Q kgr. unter Voraussetzung einer mit der west-phälischen Kesselkohle gleichwerthigen Kohle als erforderlich erhält. Hat man bereits eine bestimmte Kesselconstruction vor Augen, deren Güteverhältniss und deren Dimensionsverhältnisse bekannt sind, so kann der Rechnung eine bestimmtere Gestalt gegeben werden. Wir führen hierüber ein der Praxis entnommenes Beispiel an. Bei Versuchen, die mit Tenbrink-Apparaten angestellt wurden, ergab sich ein Güteverhältniss von s =0*79. Wir wollen rund s = 0*7 annehmen. Die dabei verwendete Saarkohle hatte eine Brennkraft von 7375 WE. per 1 kgr. Nehmen wir eine Dampftemperatur von 105° an, so geben die Formeln des I. Abschnittes ein Wärme-Erforderniss von 606*5— 0*305.105 = 638*5 WE. für Verwandlung von 1 kgr. Wasser von 0° in Dampf von 105°. Setzen wir nun voraus, dass das rückkehrende Condens-wasser in eine Cisterne gelangt und von da aus in den Kessel mit 50° Temperatur gepumpt wird, so wäre das Erforderniss für Erwärmung von 0° auf 50° in Abzug zu bringen, und zwar nach genannten Formeln mit 50 -|- 0*00002.50² -f- 0*0000003.50³ = 50*1. Mithin verblieben als Netto-Erforderniss 638*5 — 50*1 = 588*4 WE. Hierzu wäre die Ent-

10

wicklung eines Wärmequantums von 588*4 . — = 588*4-^-= 840 WE.

8*8 kgr. Dampf produciren und die Verdampfung wäre daher

nöthig. Somit könnte 1 kgr. Kohle von der obangegebenen Brennkraft 7375

840

eine 8*8fache.

Die Rostgrösse war für die normale Verbrennung von 50 kgr. per 1 qm. und Stunde eingerichtet. Das Verhältniss der Rostfläche

zur Heizfläche war

consu-

—tq-. Die Rostfläche hatte 1*25 qm. und

mirte daher bei normalem Betriebe 1*25.50 = 62*5 kgr. Kohle. Bei forcirtem Betriebe erhöhte sich das Quantum auf 1*25.75 = 93*75 kgr. Mit Rücksicht auf die Heizfläche von 49 qm. resultirt daher per 1 qm. und

62-5

Qq-75

= 1-28 bis —j-—= 1*91 kgr. Kohle.

Stunde ein Kohlenconsum von —r^

49

Mit Rücksicht auf Tabelle XIII c gehörte daher der Kessel in die Kategorie der stark geschonten und ausnahmsweise in die der massig geschonten.

Auf Grund des nun bekannten Güte Verhältnisses, der Rostgrösse und Yerbrennungsmenge können in gegebenen Fällen für die gleiche Kesselconstruction ganz einfach die Dimensionen ermittelt werden.

§ 57. Morin’sche Formel für die Dimensionirung der Kessel. Morin gab für die Ermittlung der Kesseldimensionen die folgenden allgemeinen Formeln an:

120 a) . . K = 0*66n bis 0'594n cbm.

121a) . . K' = 0-40 n bis 0*264 n cbm.

122a) . . 1 = 4 bis 10m.

123 a) .

Hierin ist K = dem Kesselraume, K' == dem. Wasserinhalte, 1 = der Kessellänge, Q, = der stündlichen Dampfmenge in Kilogramm und n = der Anzahl Pferdekräfte. Um die Anwendung dieser Formel zu zeigen, wählen wir das von Ferrini gegebene Beispiel, in welchem die Dimensionirung eines Zweiflammrohrkessels mit 660 kgr. stündlicher Verdampfung zur Aufgabe gestellt wird. Die Wasserfüllung soll bis zum Mittelpunkte des Kessels reichen. Wir haben somit als Heizfläche

und als Kesselraum

133

124«) . . F =^D7rl-f-2dxl = 7ul^ï?_}_2d| 125) . . K

1 -J- 2    1 = TV 1    -J- ferner nach Formel 123)

126) .

660

33

= 20 Pferdekraft.

Nach Tabelle XIII c, und zwar nach den daselbst angegebenen

Durchnittsresultaten erhält man als Heizfläche, wenn 20 kgr. Dampf per 1 qm. gerechnet werden,

660

127) . • F =    = 33 qm.

Endlich ergiebt sich nach 120)

128) . . K = 20 c, wobei die Grösse c innerhalb 0'66 und 0*594 schwankt. Die Gleichsetzung von 124) und 127), dann von 125) und

128) giebt 1    -j- 2 d^

= 33 und r. 1

(t+I)

= 20 c, woraus

33

20 c

2+2d

D²

d²’

d. i.

129) . . 33D² — 40cD = 160cD — 66 d² folgt.

Wird nun versuchsweise d = 0’5 und c = 0 6, letzteres unterhalb der gesetzten Grenzen von 0‘66 und 0594 liegend, substituirt, so erhält man 33 D² — 24 D — 31*5 = 0 und daraus

130) . . D = 1-4 m.

Die Substitution von D = 1*4 und d = 0-5 in Gleichung 124) giebt

131) . . F = wl(^-f 2.0*ö) = 5-341

Die untere Substitution von c=0*6 in Gleichung 128) giebt

132) . . K = 20.0-6 = 12 cbm.

Aus 127) in Verbindung mit 131) erhält man 33=5*341, d. i.

133) . . l = 6*2m.

Dieser Werth liegt aber innerhalb der in 122) gegebenen Grenzen und ist daher zulässig. Hiernach hat die obige Annahme von c = 0*6 zu einem zulässigen Resultate geführt und ist daher selbst zulässig.

Verschiedene Dampfheizsysteme.

§ 58. Damplwasserheizung. Wenn die Erhitzung- des Wassers für Warmwasserheizungen nicht durch Feuerluft, sondern durch Dampf erfolgt, so führt dieses System den Namen Dampfwasserheizung, und es bildet dasselbe eine durch Dampf activil’te Warm WaSSer-

heizung. Die betreffenden Wasserkessel erhalten entweder

Fig. 302.

Ük

r.

< P"

Dampfschlangen im Innern oder es werden dieselben von einem Dampfraume umgeben. Kessel der letzteren Art sind inFig. 302 € dargestellt. Der Dampfraum A bewirkt die Erwärmung des im ZwischenraumeBB circulirenden Wassers. Letzteres steigt bei C im Hauptrohre auf und gelangt abgekühlt durch das Fallrohr bei D wieder in den Kessel

zurück. Die Dampfzuströmung D erfolgt bei F und das Condens wasser fliesst bei E wieder zur Speisung des Dampfkessels zurück.

Der Vortheil dieses Systèmes besteht darin, dass bei einer grösseren Anlage die localen

Approximative Kosten etc. — Charakteristik der Dampfheizanlageii.

643

von

Feuerstellen für Beheizung der Wasserkessel gänzlich entfallen und mittelst Dampfzuleitung von einem Centralpunkte, d. i. dem Dampfkesselhause aus, die Beheizung aller Wasserkessel besorgt werden kann.

§ 59. Dampfluftheizung. Das eben Gesagte gilt auch für eine durch Dampf activirte Luftheizung. Die einzelnen Apparate, aus Schlangenrohren bestehend, wie wir dieselben bereits kennen gelernt haben, wirken als Caloriferen, deren Erwärmung von einer Centralfeuerstelle, nämlich der Dampfkesselanlage erfolgt. Selbstverständlich werden die Dampfluftheizapparate ebenso wie gewöhnliche Caloriferen in ein Gehäuse eingeschlossen oder mit Mauerwerk umgeben, somit in eine Heizkammer eingeschlossen. Die letztangeführten Apparate für Dampfwasser- und Dampfluftheizung finden sich nach dem Projecte des renommirten Constructeurs Celling im Wiener Justiz-palaste ausgeführt.

Approximative Kosten der Dampfheizanlagen.

§ 60. Die Kosten der Dampfheizungen sind je nach der Ausstattung sehr verschieden. Man kann für eine vorläufige Kostenangabe den Betrag von etwa 145 Mark per 1 qm. Dampfheizfläche annehmen. Im Falle einer theilweisen Ausstattung mit Dampfwasseröfen, je nach der Anzahl der letzteren, können 160 bis 170 Mark per 1 qm. Heizfläche an maschinellen Arbeiten mit Kesselmauerwerk und Schornstein in Vorberechnung genommen werden.

Charakteristik der Dampfheizanlagen.

§ 61. Die erste Idee einer Dampfheizung rührt von W. Cook aus dem Jahre 1745 und der erste Versuch hierüber von J. Watt 1784 her; die factische Anwendung der Dampfheizung rief jedoch J. Hyle 1791 in das Leben. Von da an gewann dieses Heizsystem in zunehmendem Grade an Ausbildung und Anwendung.

Nach Tabelle I enthält 1 kgr. atmosphärische Luft 0'2377 WE. per 1°; daher bei einer in der Regel vorkommenden Erwärmung um 40° sich 9‘508 WE. ergeben, wonach zur Transportirung einer Wärme-

Einheit

9-508

0T05 kgr. Luft erforderlich sind. Die Formel-Tabelle

desselben Abschnittes I zeigt aber, dass 1 kgr. Dampf von 100° bei seiner Condensirung 536-5 WE. abzugeben vermag,- daher sich per

Wärme-Einheit blos

5365

0-00186 kgr. heraussteilen. Mit Rücksicht

auf die zu Grunde gelegte Annahme ist daher bei gleichem zu trans-

portirenden Wärmebedarfe der Luft das

0-105

= 56fache Gewicht

0-00186

erforderlich. Bei Wasserheizungen ergäbe sich ungefähr das eilffache Gewicht. Nach Prof. Trélat’s Berechnung nehmen die Dampfheiz-

des Platzes ein, der für Luftheizungsapparate nöthig

apparate nur

ist, und es sind Dampfapparate 75mal leichter, als die für Wasserheizungen.

Aus diesen charakteristischen Daten erhellt wohl von selbst, dass dort, wo es sich um Centralanlagen grossen Umfanges handelt, die Dampfheizung an Schnelligkeit und Leichtigkeit des Wärmetransportes, und hinsichtlich eines minimalen Raumbedarfes der Apparate alle anderen Heizsysteme weit übertrifft. Hierzu kommt noch der Vortheil, dass der Heizapparat an einem beliebigen Punkte des Gebäudes oder auch ausserhalb desselben aufgestellt werden kann, da der Dampf auf enorme Distanzen geleitet werden kann. In Cocport (Staat New-York) wurden im Winter 1877—78 von einer Centralstelle aus 200 Häuser geheizt. Besondere Vortheile gewährt dieses Heizsystem in Fabriken, woselbst für den Maschinenbetrieb ohnedem schon Dampfkessel vorhanden sein müssen, von welchen der abziehende Dampf zur Heizung benützt werden kann.

Für monumentale Gebäude muss dem Dampfheizsysteme der Vorrang gegeben werden, denn der Betrieb inclusive der Kohlenmanipulation wird dadurch concentrirt, die Kellerlocalitäten können für andere Zwecke disponibel bleiben, weil sie nicht mit Feuerungsanlagen besetzt und auch nicht durch Kohlen- und Aschentransporte bestaubt werden. Endlich wird es für derlei Objecte auch in architektonischer Hinsicht meist von Vortheil sein, das Aufführen einer grösseren Anzahl von Rauchfängen zu ersparen.

Für Anlagen grösserer Art sind daher die Leistungen und Vorth eile des Dampfheizsystemes durch andere Systeme nicht zu erreichen. Dagegen sind die Anlagekosten theuer, und zum Betriebe sind sachkundige Heizer nöthig. Auch ist eine entsprechende Vorsicht im Betriebe nöthig, weil durch Ausserachtlassungen Gefahren hervorgerufen werden.

Bei Gebäuden kleineren Umfanges werden daher gefahrlose und einfach zu bedienende Systeme, die zudem auch ungleich geringere Herstellungskosten verursachen, zweckdienlicher sein.

XIV. ABSCHNITT.

Die Gasheizung.

§ 1. Die Heizung mit dem sogenannten Wassergase ist der mit Leuchtgas ähnlich, unterscheidet sich aber von jener wesentlich durch die billigere Beschaffenheit des Gases. Insoferne verspricht dieselbe für die Zukunft, wenn einmal die Erzeugungsart sich noch vervollkommnet haben wird, eine allgemeinere Anwendung zu Heizzwecken im Grossen. Wir wollen uns hier nur insoweit mit dieser neuartigen Heizart befassen, als es nöthig ist, um einen Begriff von dem Wesen derselben sich bilden zu können.

Die Zusammensetzung des Wassergases ist folgende: Wasserstoffgas Grubengas Kohlenoxyd .

Kohlensäure .

Luft .    .    .

48 bis 53 Volumpercent,

Für die Erzeugung desselben stellt Fig. 303 und 304 den Strong-schen Ofen mit einer von Löwe angebrachten Modification schematisch dar. In dem ersten Stadium des Betriebsbeginnes wird nur das Luftrohr b und das Rauchabzugrohr i geöffnet. Nun wird die Kohlenschichte e der Generatorkammer angezündet. Durch b wird Luft eingeblasen und durch i zieht der Rauch ab. Dadurch gelangt die Kohle allmählich in Gluth. Während dessen wird auch f geöffnet und Luft eingeblasen, welche die aus der Kohlenschichte kommenden und die Dampfkammer g überströmenden Rauchgase zur Verbrennung bringt. Endlich gelangt die Füllung g, aus feuerfesten Stöcken bestehend, auch in Gluth.

Dann werden die Luftrohre b und f, sowie auch der Rauchabzug i geschlossen. Es werden nun die Rohre g und d offen gehalten. Der durch d einströmende Dampf zieht durch die glühende Füllung g, wird überhitzt und es erzeugt sich das Wassergas während der Durchströmung durch die Kohlenfiillung e. Das Wassergas nimmt seinen Weg durch die aus feuerfesten Stücken bestehende Füllung c, giebt

Fig. 303.

SK

Har

mm

an diese einen Theil der Wärme ab und strömt durch das Rohr a

Fig. 304.

-Br

mi

v-

--

11«

1«

einem Röhrenkessel zu, dessen Wasserfüllung das Gas vollständig abkühlt.

Die Gluth in c und g nimmt allmählich ab. Im geeigneten Momente ist daher bei d und a wieder zu schliessen und die frühere Operation, nämlich das Einblasen von Luft durch b und f und die Abführung des Rauches durch i, d. i. der Verbrennungsprocess der Füllung e wieder in Thätigkeit zu setzen. An Hilfsapparaten sind erforderlich:

Ein Gebläse für den Luftzutrieb zu b und f, ein Vorwärmer für diese Verbrennungsluft, wozu die Wärme des abziehenden Rauches auszunützen ist, und ein Dampfkessel, welcher den durch d einzuführenden Dampf unter Benützung der Wärme erzeugt, die in besagter Weise dem abziehenden Wassergase entzogen wird, endlich ein Gasbehälter.

Nach Angaben, die dem Verfasser zugekommen sind, wären für die Beheizung von etwa 200.000 cbm. Räumen 600 cbm. Wassergas per Stunde erforderlich. Zur Erzeugung wäre ein Doppelofen von 20 qm. und 4 m. Höhe, ein Dampfkessel für die stündliche Erzeugung von 230 kgr. Gas und zwei Gashehälter nöthig. Die beiden letzteren Apparate würden beziehungsweise 4 und 100 qm. Platz erfordern.

Die Heizkosten mit Wassergas stellen sich weit geringer heraus als die mit Leuchtgas. Das Wassergas ist sehr rein, daher sich in den beheizten Räumen keine schädlichen Verbrennungsproducte entwickeln. Die Beheizung mit Wassergas bringt aber eine Gefahr für die Menschen hervor, weil Ausströmungen durch undichte oder aus Versehen offen gelassene Hähne nicht bemerkt werden. Denn dasselbe ist geruchlos, wogegen Ausströmungen von Leuchtgas sich zumeist noch rechtzeitig durch den Geruch ankündigten. Man hat daher durch geringe Beimengung des letzteren Gases, etwa von 1 Percent, dem Wassergase einen Geruch zu geben versucht. Man verringert die Gefahr auch dadurch, dass man Wassergasheizungen so einrichtet, dass gleichzeitig eine beständige Ventilation stattfinde, und zwar in dem Masse, dass im Falle des Offenlassens eines Hahnes die Ansammlung im Raume k einen gefährlichen Grad erreichen kann. Dadurch werden aber die Heizkosten vermehrt. Man hat ferner das Kohlenoxyd des Wassergases in Kohlensäure zu überführen gesucht und dieses letztere durch Kalk absorbiren lassen, um Wassergas zu erhalten, welches von diesen Gasen frei ist. Das so entstehende Wasserstoffgas vermehrt zwar die Erzeugungskosten, wogegen aber die übermässige Ventilirung und der hiermit in Verbindung stehende Wärmeverlust vermieden werden kann. Im Jahre 1879 wurde in der Stadt Yonkers durch die Yonkers Fuel Gas Company bereits eine Centralbeleuchtung mit Wassergas eingeführt. Weitere zwei grosse Gesellschaften bildeten sich in New-York zur Versorgung anderer Städte. Eine Beleuchtung mit Wasserstoffgas wurde in Frankreich in der Stadt Narbonne eingeführt. Ist einmal die Gaserzeugung so wie die erforderliche Ungefährlichkeit der Gasheizung erreicht, so muss diesem Systeme ein sehr bedeutender Vorzug eingeräumt werden. In einer Stadt, die auf solche

Weise beheizt wird, verschwindet der Kohlen- und Aschentransport, es verschwindet die Unzahl von Schornsteinen, sowie die Ausströmungen von schädlichen Verbrennungsgasen und das Ausstossen von Russ. Es blieben dann die Wohnungen und die Strassen rein von Russ, Kohlen- und Aschenstaub, und es würde auch die Luft nicht verunreinigt werden. Manche andere Vortheile ergäben sich noch. So z. B. die Bequemlichkeit des Heizens, da die betreffende Manipulation keine andere als die des Anzündens einer Gasflamme wäre. Die leichte Regulirbarkeit und, wenn erforderlich, das plötzliche Einstellen der Heizung. Das reinliche Aussehen der Häuser, deren Höfe, Gesimse etc. nicht mehr geschwärzt würden, wäre ebenfalls ein beträchtlicher Vorth eil. Prof. H. Fischer hat in einem interessanten Vortrage, welchen er gelegentlich der Generalversammlung deutscher Gesundheits-Ingenieure zu Hamburg hielt, vergleichende Berechnungen über die Kosten verschiedener Heizsysteme gegeben, aus welchen hervorgeht, dass die Wassergasheizung weitaus die billigste ist. Wir schliessen diese Berechnungen nachfolgend an:

Abladen, Anfahren, Einträgen und Verstauen . . .

2 Pf.

Anfeuern, einschliesslich der Späne etc., dann Schüren . . .

.    28 M.

Zusammen

giebt für 1 kgr. Kohle . ................

1 kgr. Kohle liefert 7200 WE. Hiervon werden bei Kachelöfen höchstens 30 Percent nutzbar, d. i. 2160 WE. Für Er-

10Ö0

2-8 Pf.

zeugung von 10000 WE. werden daher benötliigt,

2160

= 4‘63 kgr.

2) . . à 2-8 Pf. giebt........

Die Erzeugung von 1 cbm. Wassergas in der Dichte von

von 0*8 kgr. Ueberdruck kostet.............

Das Zusammendrücken des Gases kostet.........

33 Pf.

und die Zinsen, die Abschreibungs- und Unterhaltungskosten der Leitung betragen

3-17 Pf. 0-30 „

. 1*50 „

Zusammen . . 4'97 Pf.

1 cbm. wiegt 1*2 kgr. und 1 kgr. liefert 4780 WE., daher ergeben sich per Kubikmeter 5700 WE. Hiervon werden

80 Percent, d. i. 4560 WE. nutzbar. Die Erzeugung von 10000 WE. erfordert daher

10000

4560

= 249 cbm.

3) . . à 4-97 Pf., d. i. . . .

Vom Leuchtgase liefert 1 kgr. 10100 WE., wovon 80 Percent 8080 WE. betragen. Obige Wärmequantität erfordert 10000

. . 11 Pf.

daher

den factisch bestehenden Preisen zu rechnen sind.

8080

= 1237 kgr., die mit 21 Pf. per 1 kgr. nach

4) . . Mithin 1-237 kgr. à 21 giebt .... 26 „ 1 kgr. Dampf mit 130° giebt 515 WE. bei seiner Verdichtung

ab. Bei 7facher Verdampfung wird erfordert^ kgr. Kohle

^X2 . . .

ZU

dem obberechneten Preise von 2 Pf., somit Die Zinsen, Abschreibungs-, Erhaltungskosten und Bedienung

0-29 „

der Kesselanlage i Pf.

0-14 „

Dampf und Wassergas haben unter den angenommenen Dichten das gleiche Gewicht von 1*2 kgr. per 1 cbm. Aber der Dampf besitzt bei der Temperatur von 130° einen grösseren Ueber-druck, nämlich 1-7 kgr. per 1 qcm., wogegen der Ueberdruck des Wassergases nur 0*8 kgr. beträgt. Die Geschwindigkeiten verhalten sich aber wie die Quadratwurzeln aus den Ueberdrücken. Daher langt man zur Befördei’ung des gleichen Volum en quantum s Dampf mit Röhren von kleinerem Durchmesser aus. Dagegen aber sind die Dampfleitungen kostspieliger, denn sie erfordern Compensations-Vorrichtungen, Condenswasserableiter und Umhüllungen zum Schutze gegen zu grosse Wärmeverluste. Die daraus entspringenden Mehrkosten verschlingen wieder die Ersparungen an Rohrdurchmessern. Wir berücksichtigen daher blos das Kubikmass, indem wir von dem Vorth eile der grösseren Gesell ■windigkeitshöhe

cbm., 1 cbm. desselben im

absehen. 1 kgr. Dampf hat

gleichen Betrage wie 1 cbm. Wassergas bezüglich der Zinsen etc. gerechnet, erfordert 1'5 Pf. Wir haben somit per 1 kgr. Dampf

1-2

1-5

1*2 '

1*25

Zusammen . .

1*68

Die Nutzleistung von 1 kgr. Dampf beträgt —7O°/₀

= 360-5 WE. Für 10000 WE. sind daher nöthig = 27-74 kgr.

10000

3605

5) . . à 1-68 Pf., giebt

46-6 Pf.

Die gefundenen Resultate geben folgende Uebersieht der Kosten-quote für die Anlage und den Betrieb der erwähnten Systeme, redu-cirt auf die Erzeugung einer stündlichen Wärmemenge von 10000 WE.

100 Percent

Die Dampfheizung . . „ Leuchtgasheizung . „ Kachelofenheizung „ Wassergasheizung

46-6 Pf.

26

56

13

11

28

24

ii

Hierbei ist aber zu bemerken, dass die Zahl für Kachelöfen zu klein ist, weil darin die Ziffer für Zinsen, Erhaltung etc. fehlt. Prof. Fischer hat deshalb vermieden, hiefür etwas in Anschlag zu nehmen, weil diese Oefen in der Regel mehr weniger auch als Austattungs-Gegenstände hergestellt werden, und somit die Kosten mit dem Bedürfnisse in keinem constanten Verhältnisse stehen. Die obigen Resultate lassen die Wassergasheizung in günstigem, die Dampfheizung aber in sehr ungünstigem Lichte erscheinen. Die Ursache hiervon ist die kostspielige Zuleitung bei Dampfheizungen, welche mit dem Factor 1-25 in Rechnung gestellt werden musste. Rechnet man für 10000 Einwohner stündlich 2000 cbm. Wassergas, welches mit 20 m. Geschwindigkeit

-jr qm, als Rohrquer-

zugeleitet wird, so erhält man nur

schnitt, welchem ein Durchmesser von 20 cm. entspricht. Rechnet man ferner für eine Wohnung 30000 WE. als stündlichen Maximalbedarf so giebt dies nach der früheren Berechnung 3.2-19=6-57 cbm. als Erforderniss. Wenn dieses Quantum mit 6 m. Geschwindigkeit zugeführt wird, so bedarf das Leitungsrohr zur Wohnung blos eines Durchmessers von 20 mm. Daraus ist zu entnehmen, wie einfach und leicht die Rohrverzweigung in einem mit Wassergas zu beheizenden Hause herzustellen ist.

2000

20.3600

Formel-Tabellen.

Post- 1 Gleichung

Nr.

Formel

Nr.

tH

co

~d

DO

OO OS

t° R. = (t + V₄ t)° C. t° C. = (t + i/₅ t)<> R.

L = 1 (1 -f a t)

¹ ^ ’ L/

L (1-f-aT)

⁼ 1 + at ’

co

tH

OO

V : Y' = b : 760 s : s' = 760 : b

DO

so

DO

T-uacoio

DO

SO

00

Cd CO T-l tH

-^lOCO T-l 1-1 tH

Formel-Tabelle

Yor-

zum I. Abschnitte.

begriffe.

Bezeichnung

t° R. bezeichnet t° Réaumur t° C.

t° Celsius

Anmerkung

approx. = L -L a (T — t) L

Nach dem Mariotte’schen Gesetze bei con-stanter Temperatur der Luftart

V = 1 (1 - 0-000164 t)

W = [606-5 + 0 305 t] WE. = W + u>

'606-5 - 0-695 t — 0-00002 t² - 0-00000031³] WE

606-5 - 0-6951 — 0-2

approximativ — [606'5 — 0‘695 t] WE.

“=[*+°-²(isô) + °'⁸(ik)s]

WE.

Ss fl f¹

= Länge bei 0°

= „    „ t°

_ .,    „ T°

= Ausdehnungs-Coefficient per 1°

= specifisches Gewicht bei 0°

= Gewicht eines Kubikdecimeter bei t°

zu Post 2

zu Post 3

V = Luftvolumen bei 760 mm Barometerstand V' =

s = sp. Gewicht der Luftart bei 760 mm. Barometerstand s* = „

1 == Barometerablesung bei t°

P = Réduction auf die Ablesung bei 0°

1.    Im vorliegenden Buche sind ausschliesslich nur Celsiusgrade zu verstehen, und wurde daher dieBezeichnung C° weggelassen.

2.    Werden unter L, L' und 1 Volumen anstatt Längen verstanden, so ist für a der Volumen-Ausdehnungs-Coëfficient zu nehmen.

3.    Für die Bildung von Dampf mit 100° aus Wasser von 0° gelten die beistehenden Formeln

W = 637 WE. w = 5365 „ o = 100-5 „

WE.

t = Temperatur

w = latente Wärme des gesättigten trockenen Wasserdampfes

u> = Wärmemenge (Elüssigkeitswärme) zur Temperaturerhöhung des Wassers von 0° auf t°

W = Wärmemenge zur Verwandlung von 1 kgr. Wasser von 0° in Dampf von t°

Latente Wärme eines Kilogramm Wassers von 0° —79-4WE.

■KU

= 0-051 v²

gt ²

v —    2 g h

Qh = Q

v²

g = 9 81 = Fallgeschwindigkeit am Ende der ersten Secunde = Beschleunigung der Schwerkraft v = Fallgeschwindigkeit am Ende der t= Secunde h = Fallhöhe in Meter

Q = Gewicht der fallenden Masse in Kilogramm Q h = Arbeitsleistung in Meter-Kilogramm Q² v

2g

lebendige Kraft

OS

D- CO

T-l T-1

bewegendes Gewicht bewegtes Gewicht

v = ]/ 2 g‘ h = 2g ™ 1

Gewicht der Masse bewegende Kraft

9*81 = Beschleunigung der Schwerkraft Beschleunigung der bewegenden Kraft Weglänge, in der Richtung der Kraft gemessen

1 Pferdekraft = 75 Secunden-Meter-Kilogramm 1 Atmosphäredruck = 1-033296 kgr., entsprechend 760 mm. Quecksilberdruck = approximativ 1 kgr. per 1 qcm.

Man rechnet dermalen in der Regel nach sogenannten neuen Atmosphären, entsprechend dem Drucke von 1 kgr. per 1 qcm.

054

Formel-Tabelle II.

Formel-Tabelle

(Bewegung des Wassers

-■Ł.

Formel-Tabelle II.

655

zum II. Abschnitte.

in Leitungssystemen.^

Post-

Gleichung

Nr.

Formel

Bezeichnung

Anmerkung

Nr.

19

'S’ P

cs I bß > iCQ

M²

2g S²

= Abflussmenge in Kubikmeter per Secunde = Querschnitt in Quadratmeter == Geschwindigkeit per Secunde in Meter — Geschwindigkeitshöhe in Meter

20

21

SpC = pC + p' C' + p« C"+ . . .

p = p Hv s p c

P> pS p“ etc. = den Geschwindigkeitshöhen in den einzelnen Querschnitten

C, C', C" etc. == den Widerstands-Coëfficienten P == der zu Gebote stehenden Druckhöhe in Meter

Die Grösse p ist aus den Formeln Post 1 bestimmbar, sobald in einem gegebenen Falle die Abflussmenge M bekannt ist.

p — dem theoretischen Druckerfordernisse, das ist gleich der Geschwindigkeitshöhe im engsten Quer

schnitte

p - S p C = dem summarischen Druckerfordernisse

12

30

s²

31

event. pn =

32

33

34

Pn P Î

P = p + pEC

d⁴

P D*

event. P = p-f

35

-V

2g P

a2 .

event. v =

2g P

d⁴

Erforderniss =

v²

2g

[l -f s c ÿ₂] = 0 051 M²

1 + SC^

Vorhandener Druck = P

Das Erforderniss gleich dem vorhandenen Drucke zu setzen.

= dem kleinsten Querschnitte des Systèmes = dem kleinsten Durchmesser, insoferne das System nur kreisförmige Querschnitte besitzt p = der Geschwindigkeitshöhe im Querschnitte s, das ist der grössten im Systeme vorkommenden Geschwindigkeitshöhe

Sü, eventuell Dn, dann pn haben die Bedeutung der obigen gleichnamigen Buchstaben, jedoch für eine beliebige Stelle des Systèmes C ist die allgemeine Bezeichnung für die Wider-stands-Coëfficienten, deren jeder nach Massgabe der Verhältnisse mit Hilfe der Tabelle IIa zu ermitteln ist

= der zu Gebote stehenden Druckhöhe = der Geschwindigkeit per Secunde im Querschnitte s;

P + P £ C —, event. p+pSC^

Nr. 2 angegebene Bedeutung

(fi

haben die in Post

Sämmtlichc Längen- und Querschnittsmasse in Meter und Quadratmeter.

Die vorstehenden Formeln gelten für den Fall einer gleichen Temperatur, also einer gleichen Dichte des Wassers ; die Bewegung des Wassers erfolgt durch eine Ueberdrucksäule von gleicher Temperatur.

17

60

Y = 1 — 0*000004 t² = 1

4 (—Vt2 \1000/

Y = dem Gewichte eines Kubikdecimeter Wassers von der Temperatur t° in Kilogramm

Nebenstehende Relation wurde von Prof. H. Fischer aufgestellt.

18

20

64

67

]/2gH₄ At s l/2gH₄AT

H₄ = der Ueberdrucksäule von -f- 4°, welche aus der Differenz beider gleichhohen Säulen erhalten wird, wenn dieselben auf die gleiche Temperatur von -f- 4° reducirt werden.

Post-

Nr.

§ j Nr.

20

67

M₄

At~ h

2g H₄

~äT

j h A' _ h, Ai -4- h₂ Aa + . .

*-

> CO

— der mittleren Temperatur der Warmsäule t = dem Volumen, welches 1 cbm. Wasser 4- 4° durch Erwärmung auf T° annimmt = der Geschwindigkeit per Secunde in Meter

von

A und M beziehen sich auf T° Wassertemperatur.

= dem kleinsten Querschnitte des Systèmes M = der Abflussmenge per Secunde in Kubikmeter, welche der Mitteltemperatur T entspricht.

M, = der auf -j- 4° reducirten Abflussmenge per Secunde

Die Grösse v bezeichnet ohne Rücksicht auf die Widerstände blos die theoretische Geschwindigkeit.

Die beiden cirenden Wassersäulen sind zwar gleich hoch, besitzen aber verschiedene Temperaturen.

communi-

j h₂ etc. = den Bestandtheilen der gesammten Säulenhöhe H, mit ungleichen Temperaturen, wobei

h| + ^2 + • • = H.

A',, A à etc. = den aus Tabelle II b zu entnehmenden Coëfficienten, mittelst welchen die Höhen h,, h₂ etc. auf die der Temperatur -j- 4° entsprechenden Säulenhöhen reducirt werden

A'x = dem sich ergebenden Mittel-Coëfficienten, mittelst welchem aus Tabelle II b die demselben entsprechende Mitteltemperatur T gefunden werden kann

22

76

^2g [H (A;— Ai.) —h₄]

2g (AH₄ — h₄)

M₄ =

max

max.

M₄Ae

M²

Erforderniss = -—-4

2g

max

= 0-051

MS [

- S C -1

S² ' S²J

c 1p]

max

S⁷² “

Disponibler Ueberdruck = H₄ (At/ — Ax) — h₄, = AH₄ — h4 Das Erforderniss ist dem Ueberdrucke gleich zu setzen.

M₄ = der Abflussmenge per Secunde, entsprechend der grössten Dichte bei -j- 4° j g = 9-81

H = der directen Höhe der Warm- und Kaltsäulo

T und t — den mittleren Temperaturen ■

Ax und AJ — den aus Tabelle II b zu entnehmenden Volumenzahlen zur Réduction auf die grösste Dichte

A H₄ = der Höhendifferenz beider auf -(- 4° reducirten Säulen

i h₄ = der Summe der allenfalls zu überwindenden constanten Widerstandssäulen

A und S repräsentiren sämmtliche Volumenzahlen und Querschnitte

C repräsentirt sämmtliche Widerstands-Coëfficienten, aus Tabelle II a zu entnehmen A

S C -gj ist die bezügliche Productensumme für das i ganze System

A

max — ist der grösste derartige im ganzen Systeme vorkommende Werth

A₀ = der Volumenzahl für irgend einen Querschnitt S, in welchem das Wasser die Temperatur 6° hat. '

V = der Wassergeschwindigkeit in diesem Querschnitte

für die Warm-und Kaltsäule

Die Warm-, sowie die Kaltsäule kann aus theils aufsteigenden, theils abfallenden Theilen bestehen. In diesem Falle bezeichnet AH₄die algebraische Summe als vorhandene Ueberdrnck-säule von — 4°.

In dem Falle, als zur Grösse C an irgend einÄ Stelle die mittlere Geschw.-

Pn -f-l>n+l

Höhe

gehört, ist

2 Pn W P" +1 7Al setzcn> worüber die betreffenden durchgeführten die nähere Anweisung enthalten.

Die Grösse h₄ ist als unabhängig von den verkommenden Geschwindigkeiten gedacht.

Beispiele

Nr.

Nr.

pag. 3

-r

2gH

H = 0-051 M²

Formel- Tabelle

(Bewegung der Luft

zum III. Abschnitte.

in Leitungssystemen.)

Forme 1

g = 9-81

Bezeichnung

i _j_ s2 s Sl

C ist die allgemeine Bezeichnung für die Widerstands-Coëfficienten, deren jeder nach Massgabe der Verhältnisse aus Tabelle lila zu entnehmen ist

S ist die allgemeine Bezeichnung für die Querschnitts -grossen in Quadratmeter

s = dem Minimalquerschnitte des Systèmes in Quadratmeter

M = der secundlich abströmenden Luftmenge in Kubikmeter

Nebenstehende Formeln gelten blos für den Fall einer durchaus gleichen Lufttemperatur. Der Ueber-druck H soll daher nicht durch Temperatur-Differenzen, sondern durch einen Ventilator erzeugt werden.

— dem Druckhöhenerfordernisse in Meter

= der Geschwindigkeit per Secunde im kleinsten Querschnitte s, in Meter

17

-V

2g [H (AI—A‘r) —h₀]

2g [Ho - hg]

max

max

Mg Ae

S₉

x ==

S a', h _ S a', h

1F ⁼ H

g, C und S haben die obige Bedeutung

H ist die gleiche Höhe der Warm- und Kaltsäule in Meter

Hg = H (A| — A't) — der disponiblen Drucksäule

hg = der Summe der allenfalls vorhandenen constanten von der Luftgeschwindigkeit unabhängigen Widerstände

A, Ae, A[, Aj. — den Volumenzahlen der Luft, die den betreffenden Temperaturen zukommen und aus Tabelle III c zu entnehmen sind

t = der mittleren Temperatur der Kaltsäule

T= „

Mg = Abzugsmenge der Luft per Secunde in Kubik-! meter, auf 0° reducirt

Mg Aq == derselben Luftmenge, jedoch mit der Temperatur e°, welche dem Querschnitte Sq zukommt

Vq = der Luftgeschwindigkeit in diesem Querschnitte

I a' = einem Producte von der Form

Ausgedrückt in Meter einer Luftsäule von 0°.

Formeln

„ Warmsäule

Vorstehende gelten für die Luftbewegung in Folge Temperatur-Differenzen, und für den Fall einer gleich hohen Warm-und Kaltsäule.

1 + 0-003665 T

entsprechend irgend einem Querschnitte, in welchem die Temperatur t vorkommt

h = dem Höhenantheile des Leitungssystemes, in welchem diese Temperatur sich constant erhält

f S a'h = der Summe aller diesbezüglichen Producte x = der Mitteltemperatur

Der Kalt- oder Warmsäule, erstere oben mit t, letztere mit T benannt.

42 *

Post-

Gleichung

Nr.

Formel

Bezeichnung

Anmerkung

Nr.

Wolpert’sche Näherungsformeln.

2gH(T - t) 273 + t

19

für den Ausfluss von warmer Luft in kalte, und

cl/ fcüJT

X 273

-t)

für den Ausfluss von kalter Luft in warme

g, H, T, t haben die obigen Bedeutungen

c = einem die Bewegungshindernisse berücksichtigenden Coëfficienten, nach der Summe derselben schätzungsweise zu bestimmen. Für die häufig vorkommenden Ventilationsfälle ist c = 05 bis 0'3 zu setzen

v = der Geschwindigkeit, welche die Luft im kleinsten Querschnitte per Secunde annimmt, entsprechend der Mitteltemperatur; also im ersteren der obigen Fälle T° und in letzterem t° entsprechend

Diese Formeln gelten für die in Post2 vorausgesetzten Fälle.

pag.52

(1 -f-aTj=2 (1 + a t) T = 273 -f 2 t T —273

T = der Mitteltemperatur der abströmenden Warmsäule

t = der Temperatur des Freien

Erstere Relation drückt das allgemeine Gesetz aus, und die beiden anderen geben die Werthe von T und t an, bezüglich welcher das Maximum der Luftabfuhr eines Schornsteines oder einer Saugesse erreicht wird

Diese Relationen geben blos allgemeine Durch-schnittswertlie an.

18

. 81

R bis

R für H

34-5 m.

20

84 a

! R bis -1 R für H

69-0 m.

S = dem Rauclnangquerschnitte in Quadratmeter an dessen engster Stelle

R = der totalen Rostfläche in Quadratmeter

Vorstehende Regeln ergaben Rechnungsresultate bei Annahme eines Luftheizapparates, auf dessen Rost 1 kgr. Steinkohle stündlich per 1 qdem. totaler Fläche verbrannt wird.

21

Regeln für Schornsteinquerschnitte:

70 qcm. Querschnitt, 8'7 cm. Quadratseite, ausreichend für einen Zimmerofen

140 qcm. Querschnitt, 119 cm. Quadratseite, ausreichend für zwei Zimmeröfen

210 qcm. Querschnitt, 14‘5 cm. Quadratseite, ausreichend für drei Zimmeröfen

140 qcm. Querschnitt, 11*9 cm. Quadratseite, ausreichend für : einen kleineren Küchenherd

In allen Fällen 12 bis 15 cm. Weite als Minimum

25 cm. Weite, Maximum für einen russischen Schornstein 0⁻2 qm. Querschnitt, besteigbar, ohne Steigeisen; bei mehr als 60 cm. Weite sind Steigeisen nöthig.

Nr.

Nr.

16

0-001294 (ß — b Sl = 760 (1 + 0 0036651)

0-000805 b

16

S2

100

16

10

17

15

17

15

17

15

Formel-Tabelle

ÇV erbrennuTigs-

760 (1 4-0 003665 t)

0 001294 (b — b JL) 4-0-000805 b -Ł

S - Sj 4~ s2

b p

Vl~1_ BÏÔÔ

v₂ =

*L_P

B 100

VI + v2 = 1

vi : v2

100

760 (1 + 0-0036651)

_P

100

zum IV. Abschnitte.

P r o c e s s.)

Bezeichnung

B = Barometerstand auf 0° reducirt in Millimeter

t = Lufttemperatur

p*yo — Sättigungsgrad des Wasserdampfes in der Luft b = Maximum der Dampfspannung, entsprechend der Temperatur t, aus Tabelle IV b zu entnehmen

= specifisclies Gewicht der vorhandenen feuchten Luft des Wasserdampfes in der Luft der trockenen Luft von der

s₂ =

s, =

Temperatur

Beide Medien unter dem und

Volumenanfheil der trockenen Luft

des gesättigten Wasserdampfes

B — b = factisch vorhandene Spannung der trockenen Luft

b = factisch vorhandene Spannung des derselb en beigemengten Wasserdampfes (ß — b + b ^ = B = der Spannung der vorhandenen feuchten Luft

Drucke B gedacht, bezeichnen in diesem Zustande v, und v₂ die Volumenantheile, enthalten in einer Kubik-Einheit feuchter, unter demselben Druck B stehender Luft.

21

27

28

QU = G¹

0-480 (t — P) b

689 -P

, wenn P <c0

e“ = e¹ —

0-480 (t — P) b 610 — P

, wenn P > 0

Für P = 0 ist erstere Formel giltig, wenn sich die Thermometerkugel mit einer Eiskruste überzieht, und letztere Formel, wenn dies nicht der Fall ist

t == der Temperatur des trockenen Thermometers

P = „

b = Barometerstand, auf 0° reducirt, in Millimeter e' = Maximum der Dampfspannung, entsprechend der Temperatur t', aus Tabelle IV h zu entnehmen q“ — der vorhandenen Spannkraft des in der Luft vorhandenen Wasserdampfes

„ feuchten

Formel für den Gebrauch des Psychrometers.

43

64

= ”[U-6^+ 35-088^] kgr.

(1 + 0 003665 t) L n

. n Lv = 982-817

cbm.

— Percentenanzahl Kohlenstoff Id i.Gewichtsantheile Wasserstoff Jper 1 kgr. Brennstoff

= dem Vielfachen des theoretisch erforderlichen Luftquantums, welches zugeführt wird t — der Temperatur dieser zugeführten Luft

Post-

Gleichung

Nr.

Bezeichnung

Anmerkung

Nr.

CO

co

Q — (n L — r —■ 1) kgr.

S = 0763 L, K= ^ C, W = 9H=-]-w

q = [0-2164 K -f- 0 2440 S -f 0-2377 (n— 1) L -j- 0-475 W] WE. q approxm. = 0 25 [K -f S -f- (n — 1) L -j- 2 W] WE.

V = [19775 K -f 1-25616 S -f- 1-29318 (n — 1) L -f 0-805 W] 760 (1 + 0 008665 T)

x b -

P = [8080 ~ + 29633 -5- - 636-5 T= P-

W"|

fööJ

WE.

max

b = dem Barometerstände in Millimeter

— dem Verbrennungsrückstande per 1 kgr. Brennstoff

— der theoretisch erforderlichen Luftzufuhr in Kilogramm per 1 kgr. Brennstoff

u L = der nfachen Luftzufuhr

(xx_1) L = dem zugeführten Luftüberschusse

Lv, n L, (n — 1) Lv haben dieselbe Bedeutung, sind jedoch in Kubikmeter per 1 kgr. Brennstoff zu verstehen

Q = dem Gewichte des abgehenden Gasgemisches hei Verbrennung von 1 kgr. Brennstoff

DerWasserdampf entsteht aus der Verbrennung von H zu HO und aus der Verdampfung standtheile, welche sich im Brennstoffe vorfinden.

der Wasserbe-

-1

max T variirt in der Praxis innerhalb 800° und 1200°

= der sich bildenden Kohlensäure = dem „

in Kilogramm

Stickstoffe

—    „    „    „ Wasserdampfe,

bei Verbrennung von 1 kgr. Brennstoff

q = dem Wärmegehalte des abgehenden Gasgemisches per 1° in WE.

V = dem abgehenden Gasgemische in Kubikmeter

T = der zugehörigen Temperatur

max T = der Temperatur der Gase im Momente der Entstehung, d. i. gleich der Anfangs- oder Initialtemperatur — dem pyrometrischen Effecte

Die Grösse q bezeichnet zugleich das Gewicht eines Wasserkörpers, welcher behufs Erwärmung von 0° auf -j- 1° des gleichen Wärmequantums wie das Gasgemisch bedarf.

p = der Wärmemenge, welche 1 kgr. Brennstoff abgiebt, d. i gleich dem absoluten oder calori-

metrischen Effecte

crt

CU

00

Ap — 0-036 n T

n und T haben die obige Bedeutung

A p — dem Verluste an nutzbarer Verbrennungswärme in Folge der Temperatur T des abgehenden Gasgemisches und der nfachen Luftzufuhr, gedrückt in Gewichtspercenten des Brennstoffes

aus-

Die vorstehende Formel setzt Steinkohle von der Zusammensetzung voraus, welche

angegeben ist. Für andere Zusammensetzungenist diese Formel richtig.

in Tabelle IV d

nur

annähernd

Formel-Tabelle

(E rwärmnng

zum YI. Abschnitte.

und Abkühlung.)

Post-Nr.

Gleichung

Nr.

Grundgleichung

Formel

und Bezeichnung

Anmerkung

Luft- und Strahlungstemperaturen übereinstimmend.

Ei nfach e

bei Wind-

Wände

stille.

Die Bedeutung der Buchstaben ist am Schlüsse zu Post 33 angegeben.

T'\

ii

a) Undurchlässig gegen die Luft. 27 W=(T — T')(B + S)

= (T' — t') —

“(t'-m+s,)

L+Bj+S,

W = (T — t) k

Für Mauern kann B = 2TB und B, = 3⁻78 gesetzt werden.

Die Grösse S ist von der Materialsgattung abhängig, ebenso auch die Grösse L.

<M

17

b) Durchlässig für die Luft.

80 W=(T — T')(B + S)

= (T' — t') — -|-(T' ~ t) Js = (t' — t) (B -f- S) (T' — t) Js

a=BTś’b =

S1

82

T'=

= Js

L’“

Luft-und Strahlungstemperaturen verschieden.

[l+(a+b) u»]t+ (l + -) T [1 -f- (a +b) u»] -f- (7 +

W' = (T' — t) co,

W = (T - T') (B + S), k = ^r—

W" = (T — T') co, W = W' —}- W" = (T — t) co

ad a) Mit Rücksicht auf einen etwaigen Oelanstrich von aussen wurde nebst der Grösse B auch der Strahlungs-Coëfficient S für die Aussenfläche als verschieden angenommen, ad Post 2 und 3.

Sind B und S für Aussen-und Innenfläche ungleich, nämlich einerseits B und S, andererseits B, und S,, so sind Mittelwerthe Bx und Sx einzuführen, welche sich aus den Gleichungen

03

18

104

105

k nach Formel Post 1 zu

I²""

bestimmen, dann ist W =

anstatt W = (T — t)‘k

(T — t) B + (T" — t") 8,_ B + S

!t

¹ ( ¹ ₊ ¹ \ „ Bx +S x 2 \B + S B, + SJ — und

h.=A Æ + )= n

Sx 2 VS S. /

bestimmen, und zwar wird Bx = N Sx und

18

a)    Die Wand undurchlässig gegen die Luft.

W= (T — TO B -f (T" — TO S

“(T'-t')h

= (t' — t) B + (t; - t") S

b)    Die Wand ist durchlässig für die Luft. 109 W= (T — TO B -f- (T" — TO S

T

= (T' — tO — + (T' — t) u>

= (f-t)B + (t' — t'O S -)-(T' — t) co p = (T" — T) S q = (t — t'O S

110

T' und W sind vorerst nach

T' und W respective

zu vermehren.

den Formeln Post 2 zu bestimmen, und dann sind

[1 + (a + b) co] p + q

um

[l + (a + b)u>]+(l+£)

und

[l+(a+b)co]-t-^l-f—^

Sx

M(N-j-l)

ad Post 4. ,

Anmerkung wie zu Post 2 und 3.

Post-Nr.

Gleichung

§    ! Nr.

Grundgleichung

Formel

und Bezeichnung

Anmerk u n g

% .2

es <n

mmmmm

⁵⁵ p

-    gcrq

M Cß

% 3

• CD

£

CD

Einfache

bei Wind-

Wände

anfall.

a) Die Wand ist undurchlässig gegen die Luft.

5    16    59

max W = (T — T') (B -f- S) = (T' — t) —

max k =

max W = (T — t) . max k

6 . 17    72

b) Die Wand ist durchlässig für die Luft.

max W = (T_(B -f- S)

max k =

B -J- S ¹ L

Luft- und Strahlungstemperaturen verschieden.

— -j- Js

max W — (T — t) . max k

1 T

U" rr.fr

r'a t

*■

18

107

18

111

a)    Die Wand ist undurchlässig gegen die Luft.

max W = (T — T') B -f (T" — T') S

= (T' — t) — e

b)    Die Wand ist durchlässig für die Luft, max W = (T — T') B -f (T" — T') S

= (T' — t) — + (T' — t) o> p = (T" — T) S

max k ist nach Post 5 zu

bestimmen, dann ist maxW =

(T-t)B-f-(T''—t)S

maxk

B + S

anstatt max W == (T — t) max k zu setzen.

Anmerkung wie zu Post 2 und 3.

max W =

(T — t) -f- a p

a-b

max k =

max W

12

p e/ er

30

Y + “

Mehrfache

bei Windstille In allen Grundgleichungen

istr + Ë+£+-+^

Wände

und Windanfall.

und Formeln, welche für einfache Mauern gegeben wurden, zu setzen.

anstatt —

Im Falle ungleicher Temperaturen von Luft und Strahlung gilt die in Post 3 anstatt (T — t) gegebene Bruchrelation.

Post-Nr.

Gleichung

Grundgleichung

Nr.

Formel

und Bezeichnung

Anmerkung

Wind-

(Doppelwände

stille und Windanfall.

mit dichtem Luftzwischenraume.)

;/ 4

t'

10

13

41

W=(T —T') (B-f S)

= (T' — T") — e

= (T''-t")(|+s)

= (*"—*0 ^

= (t' — t") (Bj + Sj)

Für s ^ 0-03

k=

b+s+e⁺iru⁺u+i04s₁

T+s

W = (T — t) k

Für Windanfall entfällt die letzte der Grundgleichungen, indem t' = t wird.

max k

e'

l e i

b + s ⁺L⁺b~⁺U

1+S

max W = (T — ) max k

11

15

43

Für s = 0-03 W = (T — T') (B -f Sj ₌ (T' — T'O y = (T" — t'O 4-

= (t'_t)(B, —S.)

¹ .e .    ¹    ,e' , i

i + ⁺L⁺0 04 j

W = (T — t) k

S,

■)

maxk

l e 1 e' B + S⁺L⁺0-04⁺I/

max W — (T — t) max k

12

14

ad

Post

Einfache und doppelte

a) Unter Voraussetzung eines dichten Verschlusses.

In den Gleichungen zu Post 1, 3, 5 und 7 ist hiefiir e == o, B, = B

Für einfache Fenster bei W indstille und Uebereinstimmung der Luft- und

Fenster.

und Sj = S zu setzen. Somit:

Für B = S gehen nebenstehende Formeln über in :

und

13

15

„ Ungleichheit

Strahl ungstemp. kt =

W =

•H |<N -H |cm tH |(M

(B S), W = (T — t) k, r    T/y—t“ 1

Lb+tü=TsJ

[(T — t)B-f (T" — t“) S]

k, =B,W = (T —t)B

kl==|[1 +

-|[(T-t)4(T"-t'0]B

W=

Post-Nr

Gleichung

Grundgleichung

Formel

Nr.

und Bezeichnung

Anmerk u n g

iO

tH tH

Für einfache Fenster b eiWindanfall und Uebereinstimmung der Luft- und

„ Ungleichheit

rt

r>

Strahlungstemp. maxkx = (B + S), maxW = (T—t) max k, „    max kj

max W = [(T — t) B + (T" — t") S]

-0+£^]

CO

Für Doppelfenster bei Windstille und Uebereinstimmung der Luft- und

k> = “2

für £

0-03

max kj=2B,maxW=(T - t)2B maxW=[(T—t)+(T"-—t)]B

k2 ⁼⁼TB

max k

ad

17

Pö8t

10

„ Windanfall „

r>

max k₂ = —g

ad

ir+s

—--— für « a 0'03

-4- -i-    ~

i+s

max k₂ =

18

Post

ii

„ Windstille „

5?

k₂

+ S + ÖÖT

für £ ==

00 3

k₂ =

ad

fS

ir ⁺

0*04

19

Post

li

„ Windanfall „

max k₂ = —

für e ^ 0-03

max k₂

2 B ^"004

ad

20 18

Post

Für die Fälle Post 16 bis 20 wird bei Ungleichheit der Luft- und

Strahlungstemperatur W =

ad

eventuell max W

(T — t) B + (T" — t") S "B + 8

(T-t)B + (T"— t)S

k₂

(T— t) + (T"-t'Q

k2

Post

SJ Unter der Voraussetzung eines undichten Versch lu ss es:

B+S

max k₂

maxW—

ô+(^)maxk₂

2

0-03

i?⁷

t'

is

21    17

92

bis

Luft- und Strahlungstemperatur übereinstimmend.

W = (T — TJ (B + S)

= T' — e ) B + (T' — P) S = ü, (₀ -1)+ (e - P) B + (T‘ - tOS = tu (e — P) + (t' -1) (B + S)

Für B — S

3 to

² + 2B

_2T+8t+50 rjv_8T+2t+5o -yy_,rp_tx2p6B+7u)

Ï5 ’    15    ’    5 4B+3Ö»

k = 1' B 1B+-⁷", 5    4B+3«

Windstille vorausgesetzt.

W¹ = (e — t) tu, W" = (T— o) u», W = (T — t) tu

Post-Nr.

Gleichung

Grundgleichung

Formel

Nr.

und Bezeichnung

Anmerkung

CO

to

lO CD

vH vH vH vH vH vH

Die Luft- und Strahlungstemperaturen sind ungleich.

W — (T — T') (B 4- S) 4- p = (T' — e) B -f (T' — t') S = (e — t) 0» 4- (0 — t') B 4- (T' - t') s = (0 — t) cu 4" (t* — t) (B 4" S) 4* T

Für B = S

W=

Î5+F; + demobig6n

1 6B(p+q)+oj(7p+2q)

Werthe von 0, t' =

5e +6t4

P— 4q

5© —6t 4"

4p—q

15

,T' =

Windstille vorausgesetzt.

4B4-3u»

dem obigen Werthe von W

T'

t\

co

CI

Die Luft- und Strahlungstemperaturen sind gleich.

W = (T — T') (B 4- S)

= (T' - 0) B 4- (T' — t) S = (0 — t) u> -4- (0 — t) B 4- (T' — t) S

Für B = S

2T+*(⁵+-tt)

4 to

'S

⁷ + -b

W' = (e -t) «>,

T' =

0 -t- 2 T4-t

,W = (T—t).2B

34-B2o)

7B4-4u>’

k=2B

3B4-2(u

7B44w

■ Windanfall vorausgesetzt.

W" = (T — 0) ui, W = (T — t) cu

<S

0 03

IC

rfä-

00

GO

i-l i-i vH vH

Die Luft- und Strahlungstemperaturen sind ungleich.

W = (T — T') (B -ł- S) 4- p = (T' — 0) B + (T' - t) S = (o — t) uj 4~ (0 — f) B 4- (T; — t) S

Für B = S

F ussboäerv

8 = 7B+4^⁺ °bigem (3B 4" 2 u>)p . .. L7B+4»- ⁺ °blg:em

Werthe von 0, T' =

0 4- 2 T 4- 14-

Für Fenster kannB-S -2 9 angenommen werden.

Werthe von W

jPlafond

Decken-

Constructionen.

IC

o*

Windstille.

eventuell max k =

maxk =

T"

Bi+S

je nachdem ober- oder struction streicht.

V e i    1__

“■ L ¹ Bfj-S

B-f-S

unterhalb eine bedeutende Zugluft über die Con-

Diese Formel ist gleichartigzu der Post 9 gegebenen. Die Kectifieationen für den Fall der Ungleichheit der Luft- und . Strahlungstemperaturen sind nach den Angaben ad Post 1 bis 8 vorzunehmen.

Post-Nr.

Gleichung

Grundgleichung

Formel

und Bezeichnung

Anmerkung

Nr.

05

CO !» O io

W = (T' — T") B 4- (T; — to S = [(T" — P) B -j- (T' — P) S] n = (P — t) (B + S) n

Windstille.

, _T' (B+2S)+t(n+l)(B+S) (n+2) (B + S) + S

W=(P—t)(B+S)n,T''=T< W~(T ~t0S Dachfläche

B    Dachbodenfl.

Unter Voraussetzung der übereinstimmenden Luft- u. Strahlungstemperatur unterhalb der Decke.

Die Formeln ad Post 24 bis incl. 27 setzen eine luftdichte Deckenconstruc-tion voraus.

jirr

,2?!^ ...........

rji IT

rag.

27    20 215

W = (T' — T") B -f (T' — p) S - [(T" — P) B -4- (T' —P) S] n = (p — t) (B 4- S) n = (T — T, ) (B 4- S) — 3 S = T, — T'

°B-pS

— -f s —

B -I- S ‘ L

—|-obigem

Werthe von W

v e

“‘"S

Für die Fussbodenfläche kann B — 2T3, und für die Plafondfläche B = 2⁻07 und 8, in beiden Fällen S = 3⁻6 gesetzt werden. Daraus lässt sich nach „Anmerkung zu Post 2 und 3” eine Mittelzahl für B finden.

Glasdecken.

28    23

'v i e Post

26

Windstille.

TW

-T-

Glasdecken ohne Ueber-dachung sind nach den For ■ mein der einfachen Fenster zu behandeln.

Die nebenstehenden Formeln setzen eine Luftdichtheit der Decken voraus.

29

23

178

W = (T' — T") B 4- (T' — P) S = [(T" — p) B 4- (T' — p) S] n = (P — t) (B 4- S) n = (T — T') (B + S)

Windanfall.

t,_ T'(B+2S)+t (n +1)(B+S) (n4-2)(B + S) + S ’

W= (t'—t) (B -j- S) n, T" = T'

W —(T' —t')S

hï o

J'r/

er.

W = (T' — T") B4(T'-t)S = [(T" — P) B 4- (T' — t) S] n = (T — T') (B, 4- S)

T' =

T(n+1 ) (B₁+S)+t(B+2S)n nB+(n+ l)B₁+(3n + X )S’

max W = (T - T') (Bx -f S,)

Post-Nr.

Gleichung

Nr.

Grundgleichung

Formel

und Bezeichnung

Anmerk u n g

es

Luftdurchlässig

keit von innen nach aussen.

pncr.

30    28 227

W = (T — TO (B -f S) + (T — t) 0> = (T' — tJ) — -j- (P — t) u) “(t'-t) (B + S) + (P-t)u>

(t-f ato)² (T — t) b

(a-f-b)²—a²(l — bo>)T

J s (T — t) — der Wärmemenge, welche die Luft, und

W — J s {T — t) = der Wärmemenge, welche die Mauerwerksmasse nach aussen entführt.

Doppelfenster

Sh

31 ! 17    92

93

für B = S ¹

W = (T — T') 2 B + (T — t) w

— (T' — e) B -)- (T' — t') B 4- (e — t) cu = (9 — P) B-f- (T' — P) B + (e — t) o) = (P — t) 2 B 4- (e — t) cu

Temperatur-

Bestimmung der Wandflächen.

SO

32    16    54

W = (T — T') B -j- (T + 8 — T') S W = (t' — t) B -}- (P — t + 8) S

a_W±3S

B + S

Geltend für Innen- und und Fussbodenflächen.

T und t sind die Lufttemperaturen nahe an der Wand, deren Temperatur zu bestimmen ist.

Die gegenseitigenZeichen-stellungenvon 8 zu beachten.

wobei A = T—T',

eventuell A = P — t ist.

Aussenflächen der Wände, sowie auch für Plafond

Bedeutung der Buchstaben

B, B,, S, S,, L, L', L" etc. aus den Tabellen Via und VI b zu e, e', e“ . . . = den Wandstärken in Meter, e = dem Mauer- oder meter horizontale Bodenfläche zu multipliciren ist, um das Quadrat-T = der Lufttemperatur an der wärmeren, und t = der an der T', T", T,, P, P', e, 8, A sind theils Flächen-, theils Lufttemperaturen, J = der Luftquantität in Kubikmeter, welche stündlich durch die

s = specilische Wärme der Luft per Kubikmeter.

in den Formeln Post-Nr. I bis 32.

entnehmen.

Fensterzwischenraum in Meter, n = dem Coëfficienten, mit welchem je ein Quadrat-mass der senkrecht darüber befindlichen schiefen Dachfläche zu erhalten, kühleren Seite der Wand, Decke, Fensterfläche etc. deren Bedeutung aus den Figuren ersichtlich ist

Mauerporen oder Fensterfugen per 1 qm. Mauerfläche oder Fenstergrösse zieht.

b = X » p = (T" — T) S, q = (t - t") S sind Hilfs-

grossen

Post-Nr.

Figur

Formel

Nr.

Bezeichnung

Anmerkung

W = Transmission per 1 Stunde und 1 qm. Wand- oder Fenster-Fensterrahmen und Sprossen die ganze Oeffnung als Glasfläche k, k,, k₂ = dem Transmissions-Coëfficienten beziehungsweise für W, k, k,, k, gelten für Windstille und max W, max k, max k,, W' = dem Wärme-Erfordernisse der eindringenden Luft zur Erhöhung im Fensterzwischenraume.

W" — dem Wärme-Erfordernisse zur weiteren Erhöhung auf die W = W' 4- W" — dem summarischen Erfordernisse

fläche, wobei in letzterem Falle ohne Rücksicht auf das Quadratmass der gerechnet ist.

Wände, einfache und doppelte Fenster, max k₂ für Windanfall.

der Aussentemperatur auf die der inneren Wandfläche, resp. der Temperatur Zimmertemperatur.

von

T ransmission

durch offene Thüren.

34

24

238

239

W = 0 864 . AT . y W' = 0 288 . AT.]/h₀

= dem Wärmeverluste per 1 Secunde eines längeren = dem Wärmeverluste unter gleichen — der auf 0° reducirten Drucksäule, f = T — t = der Differenz der Luft-

m. im Falle

-L

66 356

357

o_

VI

i m+i 71

Transmission von Heizflächen

Einstromheizfläche.

Der Strom giebt Wärme ah :

W = Qw (T₀ — Tn)

Tm+Tm+1

fk

* T-

—¹ m

T« - T»

T₀

Tm

Tmn

Tn

pasr.

2    67 312

1a

>n

Einstromheizfläche.

Der Strom empfängt Wärme : W = Q w (tn — t₀ )

tm “I“ tm +

Tm -j-1

61+1

7k

= [T

und per 1 m Weite des Oeffnens unter Voraussetzung einer Thürhöhe Offenstehens.

Umständen, jedoch bei einmaligem Auf- und Zumachen, hervorgehend aus der Differenz der beiderseitigen 1 temperaturen beiderseits der Thüre. bei verschiedenen Stromcombinationen.

W — Wärme-Abgabe der ganzen Heizfläche per Stunde.

Q — Gewicht des stündlich abströmenden Heizmediums in Kilogramm w == der specifischen Wärme desselben.

Q' und w' haben dieselbe Bedeutung bezüglich des wärmeaufnehmenden Mediums.

T₀ und Tn sind die Grenztemperaturen des heizenden, t„ und tn die des wärmeaufnehmenden Mediums.

T und t sind die allenfalls constanten Temperaturen der Medien.

von

m.

hohen Luftsäule von t° und T°

CO

00

CD

OO 05 CO CO

to

tm    Kn

Parallelstromheizfläche.

W = Q w (T₀ — T„) = Q' w' (tn - t₀ )

tu tQ tm -f-1 tm

W_rTm+Tm4-l tm-)-tm + l~l

fk L 2    2 J

T„ — Tn

0_

m-Yi 71

05

CD

CHIM CD <X> CD CO CO CO

l'o    7rn.    !)n±i Tn

tn t,, km-(-l tm Gegenstromheizfläche.

W = Qw (T₀ — Tn ) = Q' w' (t„ —t„)

to tn

Tm Tm-f-l

Tm, T,₁₊i. tm, tm4_x sind die Temperaturen in irgem¹ einem senkrecht gegen den Strom gestellten Schnitte.

f = dem Theile der Heizfläche von m bis m -f- 1 in Meter.

k = dem Transmissions-Coëfficienten.

to tm. tm+1 tn

W _[~Tm-)-Tm_|_t tm-j-tm-f-l⁻)

f k L 2    2 J

To -Tn

05 05 05 05 CD 00

m im+i

JL

Tn Tm, Tm+1 T„

to tn

tm tm 4- 1 Für ein Intervall (tm 4-1 — tra) = L (tn — t0 und (Tm-Tm + 1) = L (T₀- T„) imFalle Post3; oder analog (tm- tm+i) = I-(tn—tn) und (Tm— Tm+1) = *-(T₀—T„)im Falle Post 4, gilt für beide Fälle W    1

— ₌ n (Tm - tm ) - i [(To—Tn) + (to-1„]

Tm Tm 4. x

Post-

Gleichung

Nr.

Nr.

Formel-Tabelle

(Natürliche nnd

Formel

zum VII. Abschnitte.

künstliche Ventilation.)

Bezeichnung

Anmerkung

tH    cu

tH    -tH

10

r = [p (1 — mz) -f -1 z ^1 R — a -)- —

CO !-*■

)+maz]

19

17

18

19

j 20

r — £p (1 — mz)4-    ^1

R =A+ FL m J

C = m J (R — A)

C

m = ——-

J (R — A)

«H O

T-¹ jcu

22 | 23

? (P — Pi)

pae\

27    345

278 +1' 273-ft"

= (—) \p₂/

0-29

a == Kohlensäurequantum in Kubikdecimeter, enthalten in 1 cbm. Aussenluft

p — Kohlensäurequantum in Kubikdecimeter, enthalten in 1 cbm. Zimmerluft im Beginne von z r == Kohlensäurequantum in Kubikdecimeter, enthalten in 1 cbm. Zimmerluft am Ende von z R = Kohlensäurequantum in Kubikdecimeter, enthalten in 1 cbm. Zimmerluft im eingetretenen Beharrungszustande

J — Kauminhalt des Locales in Kubikmeter c = Kohlensäurezuwachs per Stunde durch den Aufenthalt von Menschen

m = Coefficient der Ventilirung (mfache Lufterneuerung per Stunde)

z = einem Zeittheilchen als aliquoten Theil einer Stunde

A = Feuchtigkeitsquantum in Grammen, enthalten in 1 cbm. Aussenluft

P = Feuchtigkeitsquantum in Grammen, enthalten in 1 cbm. Zimmerluft im Beginne von z r — Feuchtigkeitsquantum in Grammen, enthalten in 1 cbm. Zimmerluft am Ende von z R = Feuchtigkeitsquantum in Grammen, enthalten in 1 cbm. im Beharrungszustande = Rauminhalt des Locales in Kubikmeter = Feuchtigkeitsabgabe in Grammen, durch die im Raume sich aufhaltenden Personen z und m haben dieselbe Bedeutung wie oben

= dem per Minute zu erzeugenden Dampfgewichte = der Spannkraft des Dampfes, entsprechend dem Sättigungsgrade bei der Temperatur des zu verdampfenden Wassers.

pt = der factisch vorhandenen Spannung, annähernd gleich der Maximaldampfspannung, welche der Aussen-temperatur entspricht

cp (Erfahrungs-Coëfficient) = 055, 0’7 oder 09 bei beziehungsweise wenig, mittelstark oder stark bewegter Luft

t, = der Temperatur des Freien bei dem Barometerstände p,

L = der Temperatur der Luft unter dem Drucke p2 Pi und p₂ in Kilogrammen oder Atmosphären auszudrücken

Wird unter c die Kohlensäure-Ausscheidung per Person verstanden, so ist für J der auf eine Person entfallende Raumtheil, d. i. der Luftkubus, zu nehmen.

Auch für die Grössen C und J ist die obenstehende Bemerkung giltig.

Post-

Gleichung

Nr.

Formel

§    | Kr,

24

CD 00

Formel-Tabelle

(Luft-

zum X. Abschnitte.

łieizung.)

Bezeichnung

Anmerkung

w,w=w[1 + -'j

W = 3 wfürT =+20°,t = - 20°, AT= 20", T + AT-40A Jr, *5’ W = 2 W für T =+20°, t =—20°, AT=40 ", T -b AT=60" J * [X J ₃

AT ==

s M₀

w = dem Erfordernisse für die Erwärmung der Lo calitäten incl. der Verluste durch die Warmluftcanäle in WE.

M₀ = dem Ventilations-Quantum in Kubikmeter per :

1 Stunde, reducirt auf das Volumen bei 0° t — Aussentemperatur T = Innentemperatur

AT = der Anzahl Grade, auf welche die Luft im Apparate erwärmt wird

T 4- AT = der Temperatur der erwärmten Luft s = der specifischen Wärme der Luft von 0° per 1 cbm.

W = dem gesammten, für Heizung und Ventilation stündlich erforderlichen Wärmequantum

32

0-45 F —1-17 gut ventilirte Lehrräume.

I    1 F

II    3 0-45 F —1-17 Treppen, Corridore, Kirchen.

Quadratmeter Heizfläche per 100 cbm.

Quadratmeter Heizfläche für Vestibule,

Nebenstehende Formeln ergehen sich auf empirischem H = Heizflächenantheil per 100 chm. des zu heizenden Wege und geben allgemeine Raumes    Anhaltspunkte.

h — A H — Heizflächenantheil per 100 cbm.

der nebenbezeichneten Räume

F = Summe der Heizflächen des Apparates in Quadratmeter

33

41

42

F F bis —

R =

R = [0 0147 F — 0-047] qm.

150

75

= der summarischen Heizfläche des Apparates m Quadratmeter

= der totalen Kostgrösse in Quadratmeter

44

(147 F—470) : (20 F -f 400)

XR

F und R haben die obige Bedeutung K = Kaminquerschnitt in Quadratmeter

49

117

2g H₀

M₀ =

i;

Allgemeine Relation für Ventilations-Luftheizungen

54

131

55

150

(l+18a)W    20 - t

12-16

A = (20 — t) N A = T — t

T — 16

M„ = Luftmenge in Kubikmeter auf 0° reducirt, per 1 Stunde

H„ = der activen Druckhöhe, ausgedrückt durch die Höhe einer Luftsäule von 0° in Meter g = 9-81

A und B sind Widerstandszahlen, welche nach den Methoden § 39 bis § 49 zu ermitteln sind x = der Weite, auf welche der Warmschuber einer Ventilations-Luftheizung zu öffnen ist

| M == dem stündlich circulirendenLuftquantum von -f-18° W = Wärmebedarf bei — 20° in WE.

T = Erwärmungstemperatur in der Heizkammer t = Temperatur des Freien

A = der Anzahl Grade, um welche die Luft erwärmt wird

N = einer nach den Methoden § 55 zu bestimmenden Constante

Post- Gleichung

Nr.

Formel

Bezeichnung

§ Nr.

8    54    146

55

9    61    176

I M2 _ T' —

— T —

T H₀ - A

Allgemeine Relation für Circulations-Luftheizungen

m₀

t    T — T'

7 M° ■“'•“"■•ir—F

~~2gH.

AT

Relationen für Luftmischung.

m₀ =

m' =

2 g H;

A' +

't »

Die Bedeutung der Buchstaben ist dieselbe wie die zu Post 5 und 6, nur müssen die entsprechenden Werthe nach den Methoden § 54 und § 55 bestimmt werden

T = Erwärmungsgrad der Luft T' — Temperatur der gemischten Luft m₀ = der Zufuhr warmer Luft, auf 0° reducirt, in Kubikmeter per 1 Stunde

m, = Zufuhr der kalten Aussenluft, reducirt auf 0°, in Kubikmeter per 1 Stunde m₀ -{- mó — Quantum der gemischten Luft t = Temperatur der Aussenluft

H₀, A und B sowie H', A' und B' haben dieselbe Bedeutung wie zu Post 5 und beziehen sich auf die Luftzuleitungen für erwärmte und für kalte Luft — der Oeffnungsweite des Warmluftschubers in Meter = der für die anzusaugende kalte Luft in Meter

Zum Gebrauche der Formeln Post 5 bis 9 ist das Detailstudium der bezogenen Paragraphe nötliig.

Formel-Tabelle

(Heisswasser-

zum XI. Abschnitte.

heizung.)

Post-

Gleichung

Nr.

Formel

Bezeichnung

A n merkun g

Nr.

23

I AW

T+ T'

k für nackte Rohre.

fT+T'

~~ 12

'JT

k bis

T 4- T'

or

k für um-

kleidete Rohre

T — Temperatur im Beginne \

„ am Ende } t = der Zimmertemperatur k = dem Transmissions-Coöfficienten, entsprechend den durch T, T' und t gegebenen Temperaturverhältnissen AW — der stündlichen Wärme-Abgabe der betreffenden Rohrstrecke

T' =

irgend einer Rohrstrecke

Für Rohre mit ringsum freier Ausstrahlung kann k = 10 gesetzt werden.

Für die ganze Länge eines Systems kann T = 125° bis 150° als Anfangs- und T' = 60° bis 80° als Endtemperatur, und im Allgemeinen T=150° und T'— 80° gesetzt werden.

4200

bis

4000’

45Ö

bis

540

— Heizfläche der Ofenschlangen in Quadratmeter = Länge derselben in Meter unter Voraussetzung eines äusseren Durchmessers von 35 mm.

= erforderliche Wärme-Erzeugung des ganzen Systems per 1 Stunde

23

10 . A W

y - - w - -

36 S (T — T')’ T — T

AT = —

T, T' und AW haben die obige Bedeutung S = innerer Rohrquerschnitt in Quadratmillimeter v — der Geschwindigkeit des Wassers, reducirt auf das Volumen, welches dasselbe bei 0° einnimmt W=Wärme-Abgabe, entsprechend der Abkühlung des Rohres um 1°

AT — der Temperaturabnahme des Rohres entsprechend der Abgabe von AW WE.

Wird in vorstehende Formeln die Wärme-Abgabe W des ganzen Rundlaufes anstatt AW gesetzt, so entsprechen T und T/ den Anfangs- und Endtemperaturen des Systèmes, und es wird AT = T — T'.

Post-

Gleichung

Nr.

Formel

Bezeichnung

Anmerkung

Nr.

K = 14-8 L bis K = 18-8 L

K = approximative Kosten einer Heisswasser-Heiz-anlage unter den in § 27 angegebenen Modalitäten in Mark

L — Länge der nutzbaren Heizrohre in Meter

25

44

vo =

2g H„

o = der activen Wasserdrucksäule, auf 0° reducirt

= 9-81

maxA-f- 2 C A

= dem inneren Rohrquerschnitte in Quadratmeter s = dem an Stellen von Biegungen möglicherweise etwas verringerten inneren Rohrquerschnitte.

A — dem Werthe 1-faT' für jede Stelle des Rohres, wofür die Werthe entsprechend der Temperatur T' aus Tabelle b zu Abschnitt II zu entnehmen sind = Widerstands-Coëfficient für die betreffenden Stellen, aus Tabelle « zu Abschnitt II zu entnehmen — der Geschwindigkeit per 1 Secunde in Meter, welche sich bei einem der Temperatur 0° entsprechenden Wasservolumen ergäbe

Für approximative Voranschläge können auf je 100 cbm. nutzbare Heizrohre gerechnet werden :18bis24m. Rohre für Ofenschlangen, 12 bis 24 m. nicht nutzbare Rohre im Keller und in den Geschossen, jedoch excl. der Länge des Steig- und Fallrohres, welche von denHöhen abhängig sind, auf welche die Rohre zu führen sind.

Das Verhältnisse ist nach Schätzung anzunehmen.

K = 14-8 L bis 18-8 L

K = den approximativen Anlagekosten einer Heisswasserheizung unter den in § 27 angegebenen Modalitäten in Meter

L = der Länge der nutzbaren Heizrohre in Meter

Formel-Tabelle

("W armwasser-

zum XII. Abschnitte.

łieiznng.

Post-

Gleichung

Nr.

Formel

B ezeichnung

Anmerkun g

Nr.

24

59

m = 10

2g h

max

s-’+SC£

m = der circulirenden Wassermenge per 1 Secunde in Kubikcentimeter

approxim. : m = 10. st

g = 9-81

2 gh

h = der wirksamen Druckhöhe, reducirt auf die grösste Dichte des Wassers (bei -J- 4°) in Centimeter.

Sj = dem proportionalen Querschnitte, d. i. gleich dem auf die Wassermenge m entfallenden Theile des Rohrquerschnittes s, in Quadratcentimeter

y = der Volumenzahl des Wassers, zu entnehmen aus Tabelle 116

C = den Widerstands-Coëfficienten, zu entnehmen aus

Tabelle II«

Wenn durch den Querschnitt s eines Rohres die Wassermenge M fliesst, so entfällt auf die Wassermenge m, welche durch eine Abzweigung fliesst, von diesem Querschnitte s ein Proportionaltheil su zu bestimmen aus der Proportion

(siehe hierüber Gl. 49).

Post-

Gleichung

Nr.

Formel

Nr.

Bezeichnung

Anmerkung

21

44

10 . AW 36 (T — t)

hsaw

für T — t = 25°

SC—„= der Productensumme aus den Volum en-

s,

zahlen und aus denWiderstands-Coëfficienten getheilt durch die Quadrate der proportionalen Querschnitte, bezüglich aller Stellen des Leitungssystemes S C = der Summe der Widerstands-Coëfficienten für sämmtliche Stellen des Leitungssystemes.

m hat die obige Bedeutung

AW = dem Wärmeverluste in irgend einer Strecke des Leitungssystemes (auch die Heizkörper inbegriffen, die allenfalls in dieser Strecke sich befinden) s = dem Querschnitte, in welchem die Geschwindigkeit bestimmt werden soll

v = der Geschwindigkeit des Wassers in Centimeter, reducirt auf die grösste Dichte des Wassers (bei -j- 4°)

24

56

m —10

59

n-[

2 gh

IIin •;

26

68

(? + sc"i7 + vsc';rJ

24

24

approxim. :

m = 10 . n² s,

s₂ = n²Sj S = 1-5² . s₂

2gh

1 + C" + C'

m, g, h, v, st haben die obige Bedeutung C" und C' haben die oben für C angegebene Bedeutung, wobei sich aber C" auf die diversen Widerstände und C' auf die Reibungswiderstände bezieht, n = dem Coëfficienten, durch dessen Substitution den vorstehenden Relationen Genüge geleistet wird = dem theoretisch erforderlichen Querschnitte = dem praktisch anzuwendenden Querschnitte, entsprechend dem l'öfachen Durchmesser des theoretischen Querschnittes

Bemerkung: Die Anwendung der vorstehenden Formeln setzt eine vorläufige Annahme der Querschnitte für das System voraus, aus welchen sich vorerst die Zahl n bestimmen lässt, durch deren Benützung man zur Kenntniss des theoretischen Querschnittes s, und des praktisch anzuwendenden S gelangt

Die Grössen C' sind den vollständigen Querschnitten s entsprechend zu nehmen, und haben die Form

Ci_ *1 C d

worin K den Reibungs-Coëfficienten, 1 die Länge des betreffenden Leitungsstückes und d den Durchmesser desselben, letzteren in Meter oder Centimeter, bezeichnet.

14

16

k; = 7 bis 8 WE. k₂ = 6 WE.

29

k == 20.000 WE.

kt = dem Transmissions-Coëfficienten der äusseren glatten Heizfläche eines Warmwasserofens, per 1 qm., 1 Stunde und 1° Temperatur-Differenz k₂ = dem mittleren Transmissions-Coëfficienten für die äussere Fläche und innere Hohlfläche, per 1 qm., 1 Stunde und 1° Differenz der Aussenfläche und der Luft im Heizraume

k == Wärmeabgabe eines Dampfbehälters an das circulirende Wasser, per 1 qm. Dampfheizfläche und 1 Stunde, bei durch Dampf activirten Warmwasserheizungen

Péclet gibt kt = 7 an, die detaillirte Berechnung führt zu kj = 8.

Vorstehende 20.000 WE. gelten als praktische Regel, die Berechnung führt zu einem grösseren Resultate.

31

78

11250

bis

9375

ein Mittel —

lÖTOÖÖ

= der erforderlichen Heizfläche eines Niederdruckkessels für Warmwasserheizungen in Quadratmeter = der erforderlichen totalen Rostfläche in Quadratmeter

R== iöbis25

Post- Gleichung

Nr.

Formel

Nr.

Formel-Tabelle

X)ampl-

zum XIII. Abschnitte.

łieizimg.

Bez eichnung

Anmerkung

Anlage der Schornsteine.

S = 1 E, S' = f R min H = 16 m., H > 25 d

Nach v. Reiche

Mündungsquerschnitt des Schornsteines für Steinkohle S' = Mündungsquerschnitt des Schornsteines für Holz R = der totalen Rostfläche d = dem Mündungsdurchmesser H— der Schornsteinhöhe vom Roste aufwärts

in Quadratmeter

Man geht auch für Steinkohle auf S = ^

■6 R

in Meter

H > 30 m. für eine Anlage von mehreren Kesseln H = 50 m. für eine Anlage von 8 bis 12 Kesseln

CO

H = 3 24 [S] für Steinkohle H = 2⁻46 [S]⁵ für Holz H = 0-94 [L]\ d = A H, dt = d — 0-013 H e = 0-18 -f 0-015 H, et = 0-18

NachRedtenbacher

H wie oben

g — Stündlicher Brennstoffbedarf in Kilogrammen L — Gasgemisch per 1 Stunde durch den Kamin ziehend, in Kilogrammen d — untere Kaminweite, d, = obere Kaminweite

e = untere, et — obere Mauerstärke des Kamines

Das Maximum des erreichbaren Schornsteinzuges beträgt 30 bis 40 mm. Wassersäule. Hiervon ab-sorbirt der Widerstand der Verbrennungsschichte 10 bis 20 mm.

in Meter

Cn

IO

V =nl

1 — theoretischer Luftbedarf zur Verbrennung von 1 kgr. Brennstoff

= dem factischen Bedarf an atmosphärischer Luft = dem Vielfachen des theoretischen Luftquantums

Blech- und Nietstärken der Kessel.

CO

ïo

CO

8 = 1-3 Dp + 3

o¹ — 1 3 Dp -J- 0⁻3 L -j- 3 (nach Prof. Radinger)

8 = der Blechdicke in Millimeter für den Druck von innen gegen aussen

—    der Blechdicke in Millimeter für den Druck von aussen gegen innen

—    dem Kesseldurchmesser in Meter = dem Atmosphärenüberdruck

= der Entfernung der Absteifungen in Kesselrohren gegen den Druck nach innen.

Nach Schwackhöfer : n = 1-5 bis 1-7 für Gas-und Halbgasfeuerungen n = 2 bis 2 5 für gewöhnliche Feuerungen n == 3 bis 4-5 für unzweckmässige Feuerungen.

Die Atmosphäre zu 1 kgr. per 1 qcm.

CO

OS

d = 4 -j- 1-5 3, a = 10 -f 2d, b = 3d für einfache Vernietung

8 wie oben d = Nietdurchmesser a = Entfernung der Nietlöcher von Mitte zu Mitte

b = Breite der Blechübergreifung

in Millimeter

00

d = 4 + 1-53, a = 10 + 2d, a, = 20 + 3d

a₂

= J/^ a2— (?f) j b = 3d a₂

d, o und b wie vorstehend a = der Diagonalen, a, = der Längsentfernung der Nieten

in Millimeter von Mitte zu Mitte a₂ = der Entfernung der Nietreihen J der Nieten

Post- Gleichung

Nr.

Formel

Bez eichnung

Anmerkung

§ Nr.

Dampfröhren-Durchmesser.

49    65

66

67

100 d =

d : d' = ]/W :    = ]/Q : j/Q

W : W' = Q: Q'

s : s¹

*1*11

W = der Anzahl der stündlich zu transportirenden Wärme-Einheiten

W = der latenten Wärme des Dampfes per 1 kgr. cp = dem Percentualzuschlag zu W als Ersatz der Transmissionsverluste in der betrachteten Rohrstrecke q = dem Gewichte des Dampfes per 1 cbm. in Kilogramm

d = dem Rohrdurchmesser in Meter 100 d = dem Rohrdurchmesser in Centimeter = dem Rohrquerschnitte in Quadratmeter Q = dem stündlichen Dampfgewichte in Kilogrammen v = der Dampfgeschwindigkeit in Meter W', d', s\ Q' die vorstehenden Bedeutungen für eine andere Stelle derDampfleitung, bei constant bleib enden Grössen q, W und v

Für umkleidete Rohre resultirt annähernd cp = 15.

Spannungs- und Transmissions-Verluste in den Dampfleitungen.

©    tH    CM    CO    rH    IO    CO

T—C    T-C    t—I    tH    i-C    t—(    tH

O    CI CO    CO    C3

t- CD t»    t> 1>

100² s =

(100 d)² k

0-381 / i y/ q y q Vioo²g/ v 100 /

00

ln

M- M- h-i- M-to IO CO IO 03 tO H*- O

Q, q, d, s dieselbe Bedeutung wie oben P = dem theoretischen Druckerfordernisse in Atmosphären h = dem Spannungsverluste in Atmosphären

S C = der Summe der Coëfficienten für Berechnung der Bewegungswiderstände in der Strecke L Sh = der Summe aller Spannungsverluste für eine grössere Leitung max P das theoretische Druckerforderniss bezüglich jener Stelle dieser Leitung, welche hiefür die grösste Ziffer giebt

Für eine Strecke von Punkt 1 bis 2 bezeichnen Q, q1( Q₂, q₂ die ähnlichen Werthe wie oben die gleichnamigen Buchstaben

für eine Strecke von L Meter als constant angenommen.

Für die Reibung kann

und für ein

offenes Ventil C = 0"3 gesetzt werden. Für anderweitige Widerstände gelten die Coëfficienten aus Tabelle III a.

0-0288 L

i(_L_V(A)²

q \100² s/ vioo/ \100²s/ LVlOO/ q, • VlOO/ qj

max P = 0'381 max

h = 0-191

SC

0381 / 1 V/QVvr Vlöö^/ lîôô/ " °

Druckerforderniss = S h + max P AQ__ (d + 25)^(T-t)Lk

approxm. b =

in Atmosphären

, AW = (d + 23) « (T - t) Lk

AQ =

K'

(d-ł-28-j-80n(T-t)L|

AW=(d + 23 + 8')rc(T—t)L

o<i

welcher in der Strecke 1, 2 durch Transmission entsteht 3 = der Rohrwandstärke, 8' = der Umhüllungsdicke in Meter

= der Dampftemperatur

= der Temperatur der Umgebung des Rohres = dem Transmissions-Coëfficienten der nackten Rohrwand per 1 qm., 1° Temperatur Differenz und 1 Stunde

AQ = dem Dampfverluste und AW = dem Wärmeverluste

Hiefür gilt Relation 16 für nackte und Relation 17 für umkleidete Rohre.

- 0⁻66n bis 0'594n = 0’40n bis 0‘264n 4 bis 10

031

K = dem Kesselraume K' = dem Wasseraume 1 = der Kessellänge in Meter

Q = dem stündlichen Dampferfordernisse inKilogramm n = der Anzahl Pferdekräfte, welche dem Dampfverbrauche entspricht

in Kubikmeter

Z a li 1 e ii - T a b e 11 e u.

Tabelle la

über das "Verhalten fester, flüssiger und gasförmiger Körper gegen die Wärme.

Anmerkung

Siedepunkt

nach

Celsius-

Graden

Schmelzpunkt

nach

Celsius-Graden

Wärme-Ca-pacität, d. i. Wärme zur Temperaturerhöhung eines cbdcm. von 0° auf 1°

Specifische Wärme, d.i. Wärme zur Temperaturerhöhung eines kgr. vonO⁰ auf 1°

Aus-

dehnungs-

Coëfficient

für

1° Celsius

Specifisches Gewicht, • d. i. Gewicht eines cbdcm. oder eines Liter in kgr.

Benennung

1.    Yorstehende Zahlen geben für feste Körper den linearen,und für tropfbar flüss oder gasförm. Körper den Yolum.-Ausdehnungscoefficient.

2.    Der Flächen- oder Volumen-Coëfficient der gasförmigen und flüssigen Körper beträgt das 2fache und das 3fache des linearenCoëfficienten.

3.    Die genauen Ausdehnungs-Coëfficienten für Quecksilber sind:

0-000182 für Temperaturen von

0° bis 100°

0-000187 „    „    „ 100° „    200«

0-000192 „    „    „ 2000 „    300°.

4.    Die Ausdehnungs-Coëfficienten der festen

Körper sind innerhalb der Grenzen von 0° bis 100u giltig.    Der    für    Eis    angegebene    Aus-

dehnungs-Coëfficient gilt für Grade unter Null.

5.    Die gesammte Ausdehnung von 0° bis 300° beträgt für Eisen 0 00147, für Kupfer 0-00188

6.    Die Angaben für die Luftarten setzen vollkommene Trockenheit, eine Temperatur von 0° und einen bei dieser Nulltemperatur stattfindenden Normal-Barometerstand von

760 mm. voraus.

Für 45° Breite im Meeres-Niveau gelten für die atmosphärische Luft etc., bis Wasserdampf folgende Zahlen als specifische Ge-

wichte: 0-001293,0-001429,0 001254,0 000090, 0 001251, 0 001965 und 0*0008ü4.

oOOST-f

-{-350°

+100°

-f-1300nbisl400°

1600°

1050°bisl200⁹

360°

oOOTX

260°

900°

—39»

+250⁹

oO

0-9223

0-8762

0-9478

0-6555

011848

011379

0-12983

0-09555

0800000

noooo-o

ST00000

STOOOO-O

7-7

7-7

7-3

98-9

0-8468

0-3564

0-7982

0-4529

0-5219

0-5565

0-4938

0-5019

0-4338

0-3402

009515

0-03140

0-0939

00333

0-1977

0-20460

0-27280

0-18940

02410

0-1890

0-000018

0-000028

0-000018

0-000182

0-000009

6-8

11-35

8-5

13-6

2-64

2-72

1-81

2-65

0-T

1-0

0-0001585

variabel

1-8

0*917beiO°

l-Ooei-H⁰

0000308 0-000312 0-000307 0-000306 0-000310 0 000427 0-000382

0-2377

0-2182

0-2440

0-4046

0-2479

0-2164

0-4750

K>-003665

273

0-001294

0-001430

0-001257

0-000090

0-001252

0-001967

0-000805

Stahl .....

Schmiedeisen Gusseisen . . . Zink, gegossen . Kupfer, gehämmert ....

Blei.....

Messing . . . Quecksilber . .

Glas.....

Kalkspat . . .

Gips.....

Quarz .... Gebrannter Thon, Ziegel . . .

Eis......

Wasser .... Atmosphärische Luft .... Sauerstoff . . . Stickstoff . . . Wasserstoff . . Kohlenoxyd . . Kohlensäure . . Wasserdampf .

Tabelle II a

Widerstands-Coëfficienten bei Bewegung des Wassers in Leitungs-Systemen.

Fall Nr.

Gegenstand

Verhüt tniss-zahl

Coefficient

Verhüt tniss-zahl

Coefficient

Anmerkung

M-

I 11-1**

T\dr~p\g

f L

s = Querschnitt des Ansatzes

Rohrquer-

001

C = 1-65

schnitt.

a| ® t"¹

= 0 bis 2 d

0 01

CO

Der Ansatzpersclmitt ist kreisförmig.

Der Ansatzpersclmitt ist rechteckig.

s = Querschnitt des Ansatzes

1 = 0-1 C = 1-57

—If

5

0-2

0-3

1-47

| = o-i

C - 1-55

Rohrquer

schnitt.

o-2

J5>

0-4

1-36

0-5

1-23

0-3

1-44

1-31

0-6

106

0-4

1-16

CO

L = 0 bis 2 <3 *-> 0-01

0-7

0-8

0-9

1-0

0-89

0-68

0-45

0-22

0-02

0-5

0-6

07

0-8

0-9

10

0⁻99

0-81

0-62

0-42

0-22

0 02

p/7>

PL*

IIFlT

h3 |xJ

co

C = 0-49

L^2d

1^0-01

<M •'fi CO 00 O T—i CU CO -fi CO

0-71

0-89

1-16

1-49

1-76

Durch chend Gestaltung Einmündung kann der Coefficient C bis auf circa O'll reducirt werden.

entspre-konische der

*'eT

en

£->0-01

C'=0-97C-0-03

0-95C-005 0-92C-008 0 89C-0-11 0 86C-0 14

* C = 0-05

014

0-37

0-74

JL = 0.6    ;C'=0⁻82C-0-18

0-79C-0-21 0-75C-0 25 0-72C-0-29 0-68C-0-32

Der Werth für C ist aus Fall 3 dem

0-7

0-8

0-9

1-0

Verhältnisse —

entsprechend zu entnehmen.

M- M- M-ł^KIOCO O O O O o o o o

C = 0 99 1-26

186

243

Für cylindri-sche Röhren.

CO

A,

ci

'»

i\.

-iH CM CO -fi lO

ô 6666

0-14

0-16

0-21

o;3o

•3 In

CO NODOO Ó ÓÓÓH

.0-44

0-66

0-98

1-41

1-98

Fall Nr.

Gegenstand

Verliältniss-

zalil

Coefficient

Verhältniss-

zalil

Coefficient

Anmerkung

7a

Jj *

KD

tH 03 CO -<* lO 66666

o o o o o Ô Ô ô Ô ô

CO CO 02 03 CO 05

OO CO

co r- co os o ôèàÔH

o o o o o ÓÓÓÓÓ

CO CO CO K) CO fie- hP- Ü< 05 -3

7b

V = Geschw. pr. Secunde.

K = Reibungs-Co efficient.

C =    FäPe

7/a.

S = Querschnitt U = Umfang

V = 1-3 m.

1-5

K = 0-023 0022

V = 2-0 m.

30

K = 0-021

0-020

Für — bedeutend grösser als 1,

approximativ

„ /S \2

G = im Falle 7/b.

8a

8b

„ P C = —

P

Vs 0-16

Aus C = — folgt P

Verlust C p = P.

0-26

0-81

206

5-52

17-0

97-8

Kreisförmiger Rohrperschnitt. 1=10^=0-85

__ö _ _

0-29

20

0-69

1-56

5-47

17-3

52-6

m ^ co ro ii. S O O O O o g

^■HCOCO'dHlßCOt-OOCsSS li

g Ó666Ó66ÓO S'J®

S II    ^ ^

ff<=*

CD *—<

30 02 0*3 >ß 05 >-, 00 CO »ß CO t-I

3ÓÓÓOÓ

' ooow^co<i^ oo

■ SŚŚŚŚŚ*⁰" ^

vH

CO GO rH CO

© iH cb ô >b

CM OS

2060

486-0

S — vollerWas-serquerschnitt s = Durchflussöffnung.

S = voller Wasserquerschnitt s = Durchfluss-Öffnung.

io

p ri

Kreisförmiger Rohrperschnitt. i=10°-V=0-83

__o ___

0-52

Ai.

20

0.66

1-54

3-91

10-8

32-6

1180

751-0

Rechteckiger Rohrperschnitt. i=10°|=O83 C= 0-45 20 0-66 30    0-50

Rohrquer-

schnitt

1-34

3-54

9-27

249

77-4

3680

s = Durchflussöffnung.

11

toki

Die Ventil-He-bungim Minim, gleich dem halben Oeffnungs-durchmesser.

C=(l-645^-l)²

Rohrquer-

schnitt

s = Durchfluss

öffnung.

12

i = 15°

20

C = 90

62

i = 40°

25

42

45

30

30

50

35

20

60

70

OiO«ßlNI> 6tj Ô>cb CO iH

Rohrquer-

schnitt

s = Durchflussöffnung.

13

Unvoll

ständige

Contraction

Kreisförmiger Rohrperschnitt. £ = 0-2    C'=0 95C-005

0-4

0-6

0-8

10

0-90C-1-10 0-86C-014 0-82C-018 0-79C-021

Rechteckiger Rohrperschnitt.

£= 0-2    C'=0-94C-0-06

0-4

0-6

0-8

10

0 89C-011 084C-0-16 0-80C-0.21 O75C-0 25

U = Umfang der Oeffnung

u =Theil des Umfanges ohnecontra-hirenderWirkung C = Coefficient der vollständigen Contraction.

■a

-2

r3

h-j

O“

■pH

Tabelle llb

über die Yolumveränderungen des "Wassers bei verschiedenen Temperaturen.

(Mit Zugrundelegung der Kecknagel’schen Tabelle.)

Anmerkung

Diffe-

renz pro

oX

Der Coefficient § ist eine variable Grösse und müsste für die einzelnen Temperaturfälle aus den nebenstehenden Zahlen gefunden werden.

Die Zahlen der zweiten Columne, mit A bezeichnet, geben zugleich an, wie viel Kubik decimeter oder Liter Wasser der Temperatur t° das Gewicht von 1 kgr. haben.

221

271

315

376

107

193

522

629

610

671

710

880

930

1020

1230

Eine Volumeinheit Wasser

Eine Volumeinheit Wasser

verkleinert sich bei einer Temperatur-Abnahme von t° bis -f- 4° auf

“X + St~A

Diffe-

renz pro

oX

vergrössert sich bei einer Temperatur-Zunahme von + 4° bis t° auf

A = l + 8 * =A/

Tempe-Diffe- ratur t renz pro

oX

verkleinert sich bei einer Temperatur-Abnahme von t° bis + 4° auf

A'-    ¹    -¹

A-1+8f-Ä

Differenz pro

»X

vergrössert sich bei einer Temperatur-Zunahme von + 4° bis t° auf

A = i + 8t=i

rempe-ratur t

0-998271

0-997152

0-995783

0-991210

0-992231

0-988262

0-983328

0-978106

0-971811

0-965110

0-958666

0-913170

0-926360

0-907860

0-887190

0-862820

iCCDGOHiOGOCOWCOOOOOOO (Mh-HCO^IO^CDGO(M^OOO^-H OJOlCOCO-rHiOiOCOCDC^OOC^

tH Ol CO

HrHH

1-001732

1-002856

1-001231

1-005823

1-007627

1-011877

1-016951

1-022381

1-029003

1-035829

1-013116

1-059992

1-079190

1-101190

1-126780

1-158990

0>0© 40 ©©©©©©©©©©©© CMC\4COCO^lO©C--CO©©CM-bCOaO© tH vH tH vH tH Ol

CÜH'ÄCOCOCOOOQOQCOGOOHGOHOGOCO lO CM vH OJCOiOCOOt>HOCOiOCO^COOOO

vH vH tH tH tH t-H vH vH vH Ol

0-999861

0-999920

0-999961

0-999987

1-000000

0-999991

0-999971

0-999911

0-999891

0-999852

0-999713

0-999661

0-999551

0-999H3

0-999301

0-999153

0-998986

0-998815

0-998665

0-998177

0-998271

1000136

1-000080

1-000039

1-000013

1-000000

1-000006

1-000029

1-000059

1-000109

1-000148

1-000257

1-000336

1-000119

1-000557

1-000696

1-000817

1001015

1-001156

1-001336

1-001525

1-001732

OTH<MCO^HiOSßt>aOC50-'-lC<JCO-t<iO;Dt~OOCi©

H-HriTHrlTH-H-H-H-HN

Tabelle III«

der Druekliöhen-Veränderungen in Luftleitungen.

(Auf Grundlage der von Peel et gefundenen Resultate.)

Formel

Fall

Winkel,

eventuell

Durch-

messer-Ver-

hältniss

Coefficient

Fall

Formel

Winkel,

eventuell

Durch-

messer-Ver-

hältniss

Coefficient

tH

-cs

Ö! CH

Il A

-3

T-l rHC'lCO'tllOCONOOOO Ô ÓÓÓÓÓÓÓÓÓH

co

CO CO O o CO CO CO CO Ol

cp Cpcp^HCpOa-HGOipCO

t-H rlriHiHHrlÓÓOO

a = 80° C — 0-49

100»

120»

140»

150»

160°

170»

180»

CO

a =    0°

10°

20°

0-56

0-78

088

0-98

1-10

1-23

1-366

d

Ol

30°

•t*

Il A

CT

'¥■*

to

Verlust

tH T-KMCO-łiiOCDl^GOOiO

Ö ÓÓÓÓÓÓÓÓÓH

C =0-451

0-45

0-49

0-45

0-42

0-35

0*29 4a

0-21

0-13

0-06

Verlust = Cp

P JP

i = 20» bis 90» C =$sin ² i

40°

60»

80°

100«

140°

180°

COOOCOOi(MiOOO<M>-0

•rH-r-ICMtMcOCOCO'H^H

ooóoóóóóóó

3a

Jr

O¹ C

5°

=0-45

--* 9f

10»

011

20°

004

Verlust

Cp

30°

40°

50°

60°

80»

100»

120»

140»

160»

180»

002

0 00

o-ll

0 56

0-78

0-88

0-93

104

116

4b C = sin ²90 = 1

C = S sin² i für it = i 2 ⁼⁼⁼ i 3

4c C — n sin ²i

1-22 1-366 !Î

3b

i»

0» C

10»

— 00

20»

0-06

Verlust

Cp

30»

40»

60»

016

0-26

0 35

0-45

il IZLl

90°

180»

ro| M-

Formel

^11 Fall

ha

'S

Winkel,

eventuell

Durch-

messer-Ver-

hältniss

Coefficient

Anmerkung

CU

p

i-----

S — Querschnitt U = Umfang K = 0 024

Verlust

0 024UL

In allen Fällen ist der veränderte Druck, als Verlust oder Gewinn:

P — p = ± C p

Der Coefficient K = 0-024 erhält nach Umständen auch andere Werthe, über deren Specificirung Tabelle III b Aufschluss giebt.

1’

er

\JDŹ

Querschnittein Quadrat oder Kreis:

Verlust =

0024L

c3

CO

d£2t

L56/',(J)-a)

-*f3

ÜI &

Druckgewinn = C p

CO

CO

-

-.....

L^6V₂(D-d)

■>

Druckgewinn = C p

s—I

iS¹

O O O Ol O O IO o CO GO O Oł ^ W to K o h-^oooooooo

oooooooooooooooooo^^^^^^^^^ ^

© © Ü c7 co ^ 5h oq    co >o © î>- oo co go od © © ^ co cu 3 S

© ©©©©©©<©©© ©©©©©©<©©©©©©©©©©©©

Die Grössen p und P wurden an jene Stellen der Figuren geschrieben, für die sie zu gelten haben.

Ad Fall 7.

Ist S bedeutend grösser als s, so /S V

wird C p =    --lj pannähernd=P.

Tabelle III b der Reibungs-Coëfficienten K für die Bewegung von Luft und Gasen unter verschiedenen Reibungs- und Geschwindigkeitsverhältnissen.

Werthe von K

Anmerkung

Ges chwindigkeit per Secunde in Meter v

0-1

0-036

0-048

0-072

0-084

0120

0-2

0-030

0-040

0-060

0-070

0-120

0-3

0-028

0-037

0-056

0-065

0-093

0-4

0-027

0-036

0-054

0-063

0-090

0-5

0-026

0-035

0-053

0-062

0-088

0-6

0-026

0-035

0-052

0-061

0-087

0-7

0-026

0-034

0-052

0-060

0-086

0-8

0-025

0-034

0-051

0-060

0-085

0-9

0-025

0-034

0-050

0-059

0-084

1-0

0-025

0-034

0-050

0-059

0-084

2-0

0-024

0-033

0-049

0-057

0-082

mehr als

2-0

0-024

0-033

0-049

0-057

0-081

Für Leuchtgas schwanken die Coëfficienten innerhalb der Werthe, Columne 1 und 2, unter Voraussetzung glattwandiger Rohre.

Für Luft in gemauerten Canälen je nach der glatten oder rauhen Wandfläche gelten als Grenzen die Zahlen der Columnen 2 und 4.

Für die Bewegung des Rauches bilden die Zahlen der Columnen 3 und 5 die Grenzen.

Tabelle III c

über die Ausdehnung der Luft durch die Wärme.

Temperatur in Graden

von 0° auf t°

A = 1-j- a t

Volnmzahl

Differenz per 1°

von t° auf 0°

A' =

1 + at

Differenz per 1°

Temperatur in Graden

von 0° auf t°

A = 1 -j- at

Volumzahl

Differenz per 1°

von t° auf 0°

A' =

1 —{- a t

Differenz per 1°

-20

19

18

17

16

15!

14

13

12,

11

10

5f

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

0-9267

0-9304

0-9340

0-9377

0-9414

0-9450

0-9487

0-9524

0-9560

0-9597

0-9634

0-9670

0-9707

0-9744

0-9780

0-9817

0-9853

0-9890

0-9927

0-9963

1-0000

1-0037

1-0073

1-0110

1-0147

1-0183

1-0220

1-0257

1-0293

1-0330

1-0367

1-0403

1-0440

1-0477

1-0513

1-0550

1-0587

1-0623

1-0660

1-0696

0-003665

1-0791 1-0749 1-0706 1-0664 1-0623 1-0582 1-0541 1-0500 1-0460 1-0420 1-0380 1-0341 1-0302 1-0263 1-0225 1-0187 1-0149 1-0111 1-0074 1-0037 1-0000 0-9964 0-9927 0-9891 0-9856 0-9820 0-9785 0-9750 0-9715 0-9681 0-9647 0-9613 0-9579 0-9545 0-9512 0-9479 0-9446 0-9414 0 9381 0-9349

0-0042

+-20

unrl

21

0-0043

0-0041

0-0040

0-0039

0-0038

0-0037

und

0-0036

0-0035

0-0034

0-0033

0-0033

und

0-0032

22

23

24

25

26

27

28

29

30

31

32

33

34

35

36

37

38

39

40

41

42

43

44

45

46

47

48

49

50

51

52

53

54

55

56

57

58

1-0733

1-0770

1-0806

1-0843

1-0880

10916

1-0953

1-0990

1-1026

1-1063

1-1100

0 0088

0-9317 0-9285 00032 0-9254 0-9223 0-9192 0-9161 0-9130 0-9100 0-0030 0-9069 0-9039

0-9009 _

u nd

0*0031

und

1-1136

0-8980

1-1173

1-1210

1-1246

1-1283

1-1319

1-1356

1-1393

1-1429

1-1466

1-1503

1-1539

1-1576

1-1613

1-1649

1-1686

1-1723

1-1759

1-1796

1-1833

1-1869

1-1906

1-1943

1-1979

1-2016

1-2052

1-2089

1-2126

0-003665

0-8950

0-8921

0-8892

0-8863

0-8834

0-8806

0-8778

0-8750

0-8722

0-8694

0-8667

0-8639

0-8611

0-8584

0-8557

0-8531

0-8504

0-8478

0-8451

0-8425

0-8399

0-8374

0-8348

0-8322

0-8297

0-8272

0-8247

0-0029

0-0030

00029

00028

0-0027

und

0 0028

0-0027

und

0-0026

0-0026

und

0-0025

0-0025

Temperatur in Graden

von 0° auf t°

A — 1 —a t

Differenz per 1°

von t° auf 0°

A' =

Differenz per 1°

Temperatur in Graden

von 0° auf t°

= 1+ at

Differenz per 1°

von t° auf 0°

A' =

Differenz per 1°

+ 59

60

61

62

63

64

65

66

67

68

69

70

71

72

73

74

75

76

77

78

79

80

81

82

83

84

85

86

87

88

89

90

91

92

93

94

95

1-2162 1-2199 1-2236 ;

1-2272 !

1-2309 1-2346 .1-2382 !

1-2419 1-2456 1-2492 1-2529 1-2566 1-2602 1-2639 1-2676 1-2712 ;

1-2749 1 1-2785 1-2822 1-2859 1-2895 1-2932 0-003665 1-2969 !

1-3005 !

1-3042

1-3079

1-3115

1-3152 j

1-3189

1-3225

1-3262

1-3299

1-3335

1-3372

1-3409

1-3445

1-3482

0-8222 0-8197 0-8173 0-8149 0-8124 0-8100 0-8076    0 0024    107

0-8052 0-8029 0-8005 0-7982    0-0023    Hl

0-7958 0-7935 0-7912    00023    114

0-7889 0-7867 0-7844

0-7821    0'0°22

0-7799 0-7777 0-7755 0-7733 0-7711 0-7689 0-7668 0-7646

0-7625    0-0021

0-7603 0-7582

0-7561    0-0021

0-7540 0-7520 0-7499 0-7478 0-7458

0-7438    0-0020    136

0-7418

0 0025

0-0025

und

0-0024

0-0024

und

0-0023

und

0-0022

0-0022

und

0-0021

und

0-0020

-(-101

102

103

104

105

106

108

109

110

112

113

115

116

117

118

119

120

121

122

123

124

125

126

131

132

133

134

135

137

0-0021    138

96

97

98

99

100j

1-3518

1-3556

1-3592

1-3628

1-3665

0-7397

139

0-7377 0-7357 0-7338 0-0019 0-7318

0-0020

140

und

141

142

143

1-3702

1-3738

1-3775

1-3812

1-3848

1-3885

1-3922

1-3958

1-3995

1-4032

1-4068

1-4105

1-4142

1-4178

1-4215

1-4251

1-4288

1-4325

1-4361

1-4398

1-4435

1-4471

1-4508

1-4545

1-4581

1-4618

1-4655

1-4691

1-4728

1-4765

1-4801

1-4838

1-4875

1-4911

1-4948

1-4984

1-5021

15058

1-5094

1-5131

1-5168

1-5204

1-5241

0-003665

0-7298

0-7279

0-7260

0-7240

0-7221

0-7202

0-7183

0-7164

0-7145

0-7127

0-7108

0-7090

0-7071

0-7053

0-7035

0-7017

0-6999

0-6981

06963

0-6945

0-6928

0-6910

0-6893

0-6875

0-6858

0-6841

0-6824

0-6807

0-6790

0-6773

0-6756

0-6740

0-6723

0-6706

0-6690

0-6674

0-6657

0-6641

0-6625

0-6609

0-6593

0-6577

0-6561

0-0020

und

0-0019

0-0019

0-0019

und

0-0018

0-0018

0-0018

und

0-0017

0-0017

0-0017

und

0-0016

0-0016

Temperatur in Graden

von 0° auf t°

A := 1 + at

Differenz per 1°

von t° auf 0°

A' =

Differenz per 1°

Temperatur in Graden

von 0° auf t° A= 1 + at

Differenz per 1°

von t° auf 0°

A' =

1 -4~ a t

Differenz per 1°

j+144

145

146

147

148

149

150

151

152

153

154

155

156

157

158

159

160

161

162

163

164

165

166

167

168

169

170,

171

172,

173,

174

175

176

177

178

189,

180,

181

182

183,

184

185

186

1-5278

1-5314

1-5351

1-5388

1-5424

1-5461

1-5498

1-5534

1-5571

1-5608

1-5644

1-5681

1-5717

1-5754

1-5791

1-5827

1-5864

1-5901

1-5937

1-5974

1-6011

1-6047

1-6084

1-6121

1-6157

1-6194

1-6231

1-6267

1-6304

1-6341

1-6377

1-6414

1-6450

1-6487

1-6524

1-6560

1-6597

1-6634

1-6670

1-6707

1-6744

1-6780

1-6817

0003665

0-6546 0-6530 0-6514 0-6499 0-6483 0-6468 0-6453 0-6437 0 6422 0-6407 0-6392 06377 0-6362 0-6348 0-6333 0-6318 0-6304 0-6289 0-6275 0-6260 0-6246 0-6232 0-6217 0*6203 0-6189 0-6175 0-6161 0-6147 0-6134 0-8120 0-6106 0-6093 0-6079 0-6065 0-6052 0-6039 0-6025 0-6012 0-5999 0-5986 0-5972 0-5959 0 5946

+ 187

188

0-0016

189

und

190

0-0015

0-0015

und

00014

0-0014

0-0014

und

0-0013

191

192

193,

iO    «O    00'

Gî    CTS    C5    C^>    O

tH    tH    tH    t-H    tH

torotorototototorotoi-¹-0< OOTOCnOCflOOrOCP

250

255

260,

to tc

275

280

285

290,

295

300

310

320

330

340,

350

360,

370

380

390

1-6854

1-6890

1-6927

1-6964

1-7000

17037

1-7074

1-7110

1-7147

1-7183

1-7220

1-7257

1-7293

1-7330

1-7513

1-7697

1-7880

1-8063

1-8246

1-8430

1-8613

1-8796

1-8979

1-9163

1-9346

1-9529

1-9712

1- 9896

2- 0079 2-0262 2-0445 2-0629 20812 2-0995 2-1362 2-1728 2-2095 22461 2-2828 23194 2-3561 2-3927 2-4294

0-003665

0-5933

0-5921

0-5908

0-5895

0-5882

0-5870

0-5857

0-5845

0-5832

0-5820

0-5807

0-5795

0-5782

0-5770

0-5710

0-5651

0-5593

0-5536

0-5481

0-5426

0-5373

0-5320

0-5269

0 5219

0-5169

0-5121

0-5073

0-5026

0-4980

0-4935

0-4891

0-4848

0-4805

0-4763

0-4681

0-4602

0-4526

0-4452

0-4381

0-4312

0-4244

0-4179

0-4116

00012

00013

0-0013

und

00012

0-00120

0-00118|

0-00116

0-00114*

000110

0-00106

000102

0-00100

000096

0-00096

000094

0-00092

0-00090

0-00088

0-00086

0-00084

0-00082

000079

000076

0-00074

0-00071

000069

0-00068

0-00065

0-00063

45*

Temperatur in Graden

von 0° auf t°

A = 1 -j- a t

Differenz per 1°

von t° auf 0°

1 -4- n t

Differenz per 1°

Temperatur in Graden

von U° auf t°

A = 1 + at

von t°

Differenz auf 0° per 1» A,

1 4- a t

Differenz per 1°

+ 400,

410

420

430;

440'

450

460

470

480

490

2-4660

2-5027

2-5393

2-5760

2-6126 0-003665

2-6493

2-6859

2-7226

2-7592

2 7959

0-4055 0-3996 0-3938 0-3882 0-3828 0-3775 0-3723 0-3673 0-3624 0-3577 *

0-00061 0-00059 0-00058 0-00056 0 00054 0-00053 0-00050 0 00050 0-00049 000047

-1-500

540

550

560

570

580

590

600

2-8325

2-8692

2-9058

2-9425

2- 9791 30158

3- 0524 3-0891 31257 3-1624 3-1990

0-3530 0-3485 0-3441 0-3399 0-3357 0-003665    0-3316

0-3276 0-3237 0-3199 0-3162 0-3126

0-00047 0-00045 0-00044; 0-00042 0-00042 000041 0-00040 000039 0 00038 0-00037| 0-00036

Tabelle Illd

über die Widerstände der Luftbewegung durch Brennstoffschichten.

Brennstoff

Schichthöhe

Dicke der Brennstoff-Stücke

Stündliches Verbrennungs-Quantum per 1 qm. Rostfläche

Widerstand per 1 qm. totale Rostfläche

Luftsäule von 0°

Gewicht der Luftsäule

Weichholz . .

20

180 bis 250

0⁻77 bis 1-24

1 bis 1-6

Hartholz . .

20

150 „ 200

0-70 „ 0-93

0-9 « 1-2

Torf . .

18

70 „ 120

0-70 „ 0-93

0-9 „ 1-2

Steinkohle . .

10

1 bis 2

60 „ 110

2-32 „ 618

Anthracit . .

10 bis 15

60 „ 130

1-55 „ 3-87

Coke . .

15 „ 25 Centimeter

Centimeter

60 „ 130

Kilogramm

1-55 „ 4-64 Meter

Kilogramm

Tabelle IY a

der im Verbrennungsprocesse wesentlich thätigen chemisch einfachen und zusammengesetzten Stoffe.

Nr.

Stoff

Chemische

Bezeichnung

Specifisches Gewicht, atmosph. Luft = 1

Specifisches Gewicht, Wasser = 1

Absolutes Gewicht per Liter in Gramm

Gewichts-

Ver

hältnisse

Volumina

der

Verbren-

Bestand- nungs-Effect theile

per

in

1 Kilogramm

bei 0° u. 760 mm. Luftdruck

1 Vol. Gas

Einfache Stoff e.

Sauerstoff

(Oxygen)

1-10563 0-00142980

1-10521

1-42980

1-42908

Wasser

stoff

(Hydro

gen)

0-06926

0 06923

0-00008958 0-08958

0-08952

ad Post 2

34462 WE.

bei Verbren-zu flüs-

nung sigem HO

Stickstoff

(Nitrogen)

0-97137

0-97010

0-00125616

1-25616

1-25440

14

29633 WE. bei Verbrennung zu Wasserdampf

Kohlen

stoff

(Carbo

nium)

0-829

0-001073

1-073

Zusammengesetzte Stoffe.

ad Post 4

2473 WE. bei Verbrennung zu CO 8080 WE. bei Verbrennung zu C0₂

Kohlen

oxydgas

CO

CO

0-96740

0-96709

0-00125102

1-25102

1-25050

lGw -Th.C i/aVol.-Th. C 2473 WE.

per 1 kgr. C

mit

mit

1 Gw.-Th O i/aVol.-Th. 0

zu

Kohlen

säuregas

IVol.-Th.CO

C0₂

C0₂

1-52901

1-51968

0 001977501-97750

1-96503

1 Gw.-Th. C i/jjVol.-Th. C 8080 WE.

mit per 1 kgr. C

mit

2 Gw.-Th.O I Vol.-Th. O

zu

1 Vol.-Th.

C0₂

Nr.

Stoff

Chemische

Bezeichnung

Specifisches Gewicht, atmosph. Luft = 1

Specifisches Gewicht, Wasser

Absolutes Gewicht per Liter in Gramm

Volumina

Gewichts-

Ver

hältnisse

der

Bestand

teile

in

Verbren

nungs-Effect

per

1 Kilogramm

i£

1 Vol. Gas

Atmo

sphärische

Luft

1    0-00129318

1-29318

1-29305

In 100 Th.

23 Gew.-Th. O mit

77 Gew.-Th. N

21 Vol.-Th.

O mit 79 Vol.-Th. N zu

100Vol.-Th. atm. Luft

1 Vol -Th. O mit

3- 31 Vol.-Th.

N zu

4- 31 Vol.-Th. atm. Luft

Wasser

HO

773

1000

h₂ o

1 Gw.-Th. H1 mit

1 Gw.-Th. O

1 Vol.-Th.

H mit 1/2 Vol.-Th.

Wasser

dampf

HO

Hj O

0622

0-6218

0-000805

0-805

I 0-8041

10

1 Gw.-Th. H mit

1 Gw.-Th. O

1 Vol.-Th.

H mit 1/2 Vol.-Th.

Leichte

Kohlen

wasser

stoffe,

Sumpfgas

c₂h₄

C h₄

0-55270 0-00071474 0-71474 2 Gw.-Th. C

0-5530

0-71502

11

Schwerer

Kohlen

wasser

stoff,

mit

4 Gw.-Th. H

l/₂ Vol.-Th.

C mit 2 Vol -Th.

13063 WE.

öl

bildendes

Gas

c₄h₄

C₂ H*

0-96720

0-96744

00012508 1-2508

i 1-2510

4 Gw.-Th. C mit

4Gw -Th.H

1    Vol.-Th. C mit

2    Vol-Th.

11856 WE.

¹² ji

Bei Verbrennung von 1 Kilogramm CO zu C02 werden

2403 WE.

entwickelt

*) Dem (runden) Volumenverhältnisse von rund 21:79 entsprechend.

Die kleinen Ziffern gelten für die geographische Breite von 45°. — Die in kleiner Schrift gedruckten Formeln entsprechen der neueren Chemie, in welcher 0 = 16 und C = 12 gesetzt wird.

Tabelle IV &

der Dampfspannungen und Dampf gewichte.

(Aus Dr. Wolpert’s Theorie und Praxis der Heizung und Ventilation.)

Celsius-

Grade

Spannung

in

in

Millimeter Atmosphären

Gewicht in Kilogramm

per

per

Anmerkung

1 cbdcm.

1 chm.

— 20

0-93

15

1-40

10

209

3-11

4-60

4-94

5-30

5-69

6-10

6-53

7-00

7-49

8-02

8-57

10

9-16

11

9-79

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

10- 46 1116

11- 91

12- 70

13- 54

14- 42

15- 36

16- 35

17- 39

18- 49

19- 66

20- 89 22 18

. 23-55

26

24-99

27

28

29

26-50

28-10

29-78

30

31-55

31

33-41

32

35-36

33

37-41

34

39-56

0-00000106 0-00000139 0-00000230 0-00000336 0-00000489 0‘00000523 0-00000559 0-00000598 0-00000638 0-00000681 0-00000727 0-00000777 0-00000827 0-00000882 000000938 0-00000999 0-00001062 0-00001131 0-00001204 0-00001281 0-00001359 0-00001443 000001514 0-00001626 0-00001723 0-00001826 000001937 ! 0-00002050 0-00002159 0-00002295 |j 0-00002427 1! 000002569 000002710 0-00002863 0-00003023 I; 000003191 ; 0-00003366 0-00003551 0-00003743

0-00106 0 00139 0-00230 000336 0-00489 0-00523 0-00559 0-00598 0-00638 0-00681 0-00727 0-00777 0 00827 0-00882 0-00938 000999 001062 0-01131 0-01204 0-01281 001359 001443 0-01514 001626 001723 0-01826 0-01937 0-02050 0-02159 0-02295 002427 002569 002710 002863 0-03023 0-03191 0-03366 003551 0-03743

Die Gewichte je eines Kubikdecimeters reprä-sentiren zugleich die specifischen Gewichte, für Wasser = 1.

Celsius-

Grade

Spann u n g

Gewicht in Kilogramm

in

in

per

Millimeter Atmosphären 1 cbdcm.

per

1 cbm.

Anmerkung

40

41-83

54-90

50

91-98

60

70

80

90

100

105

110

148-79

23309

354-64

525-45

760-00

906-40

1075-37

tH

0-00003951 i 0-03951 0-00005095    0-05095

0-00008272    0-08272

0-00012980    0-12980

0-00019741    0-19741

0-00029088    0-29088

0*00042052    0-42052

0-00059192    0-59192

0-00070113    0*70113

Unter Atmosphäre ist der Druck einer Quecksilbersäule von 760 mm. verstanden.

Die Gewichte je eines Kubikdecimeter reprä-sentiren zugleich die specifischen Gewichte, für Wasser = 1.

111-7

-rH

0-0008602

0-8602

120

1491-28

120-6

127-8

130

2030-28

133-9

139-2

140

2717-63

144

148-3

^    03 02 CO CO

0-0011202

0-0013743

0-0016232

0-0018689

1-1202

1-3743

1-6232

1-8689

b"

0*0021116

0-0023547

2-1116

2-3547

150

3581-23

152-2

155-9

159-2

os y oi

0-0025918    2-5918

0-0028265    2-8265

0-0030596    3-0596

160

4651-62

161-5

165-3

CD c—

0-0032896

0-0035144

3-2896

3-5144

170

5961-66

170-8

175-8

0-0039706

0-0044177

3- 9706

4- 4177

180

7546-39

180-3

0-0048574

4-8574

190

200

210

213

9442-70

11688-96

14324-80

0-009014

9-014

220

230

236-2

17390-36

20926-46

252-5

265 9

Ol CO

o © o

0-013011

0-016770

0-020489

13-011

16-770

20-489

Anmerkung

Zusammensetzung.

386 gr. Kohlenstoff C 400 „ Wasser- u. Sauerstoff in fester Verbindung, HO 200 „ hygroskopisches Wasser 4 „ freier Wasserstoff 10 „ Aschenbestandtheile

Process”.

1000 gr. — 1 kgr. Holz

820 gr. Kohlenstoff, C 100 „ Wasser- und Sauerstoff in fester Verbindung, HO 14 „ hygroskopisches Wasser 36 „ freier Wasserstoff 30 „ Aschenbestandtheile

1000 gr. = 1 kgr. Steinkohle

Vorstehende Resultate gründen sich auf 2fache Luftzufuhr.

Wärme Verlust durch den Abzug der Essengase bei

oOOS

125°

WE.

WE.

510

1078

319

674

Tabelle IV c

Abschnitte „Yerbrenimngs

Durch den Kamin abziehendes Gasgemisch mit der Temperatur von

120°

125°

kgr. Liter kgr. Liter

MAv «ï

(ł39J^g; J9l[OSU^8tUTJOpo)

9.oiiouiouijt?^y OłSnozjg;

2852    10-131 11421 10-181 18525

7587    22-288 24525 22 288 29149

(^^a-^łsraoa^tl) soąosimoSsu*) u^Snozao sap iiupgje duicqsf» uujuy

1118°

1408°

zum

Erzeugtes

Gasgemisch

auf

0° reducirt

kgr. ; Liter

7833

16820

10-131

22-288

Luftbedarf

von

0° Temperatur

Liter

7066

16496

kgr.

9-144

21-318!

HOłsuuejCT

Holz

Stein

kohle

u^qsoj

CCI

Tabelle IV d über die Wärmeverluste, welche durch die abziehenden Essengase und die Verbrennung mit Luftüberschuss entstehen.

(Nach Schwackhöfer.)

Verbrennung mit dem n-fachen

Temperatur der abziehenden Gase

des

150°    200°

300°

400°

450°

theoretischen Luftquantums

Wärmeverlust in Procenten der verbrauchten Kohle

CH O o O CH

16-6

21-8

22-2

249

28-1

32-7

48-5 65-0 72-1

Die vorstehenden Resultate basiren sich auf die Ergebnisse von Ostrauer Nusskohle mit der Zusammensetzung:

75-56 Gew.-Th. Kohlenstoff, C 2-45 1-76 10-39 1-56 8*28

32-8

42-7

481

43-1

57-0

64'0

r>

ii

Wasserstoff, H Stickstoff, N

chemisch gebundene Bestandtheile des Wassers hygroskopisches Wasser Aschenbestandtheile

100

Gew.-Th. zusammen.

Tabelle V a

über die Brennbarkeit, Flammbarkeit und das Strahlungsvermögen

fester Brennstoffe.

Strahlungs-

vermögen

Brennbarkeit

Anmerkung

025

025

0*50

0-55

Rangordnung.

Steinkohle (bituminöse, Backkohle)

Brandschiefer........

Braunkohle (gemeine).....

Dichter Torf........

Sand- und Sinterkohle.....

Anthracit.........

Steinkohlen-Coke......

Das Strahlungsvermögen ausstrahlende Wärme absoluter Wärme-Effect Das Strahlungsvermögen ist bei kurzflammigen Brennstoffen grösser.

Die Flammbarkeit ist von der Menge und Beschaffenheit der der Verbrennung vorangehenden Entwicklung von Destillations-Gasen und Dämpfen abhängig.

Tabelle Yb

über die absoluten Gewichte von Scheitholz per Festmeter in Kilogramm.

(Unter Voraussetzung der Winterfällung, nach den veröffentlichten Ergebnissen deutscher

V ersuchsanstalten.)

Holzart

Scheitholz

Rinden

stück

Herz

stück

Knüppel- ^ holz

Reis

holz

Lufttrocken, 10

Scheitholz

Rinden

stück

Herz

stück

sr

Knüppel

holz

Reis

holz

Gewichtsper-cente Feuchtigkeit im frisch ip“‘ gefällten Zustande

Fichte . .

892

717

881 | 926    457

445

534

511 40 bis 45

Gern. Kiefer .

950

690

937 ! 869

554

503

551

516 35 „ 40

Schwarzkiefer .

855

461

35 „ 40

Lärche . .

929

624

45 „ 55

Weisstanne . .

937

469

35 „ 40

Eiche . .

702 35 „ 40

741

923

968

909

548

669

703

Rothbuche • .

790

878

955 i 930

687

734

696

673 35 „ 40

Hainbuche . .

1019

1045

762

780 20

Birke . .

978

986

734

712 25 „ 30

Linde • .

781

484 45 „ 55

Feldahorn . .

979

717

25 „ 30

Spitzahorn . .

1051

933

741

797

25 „ 30

Anmerkung. Rubrik 1. Scheiter, nämlich Stammabschnitte, ungespalten, mit mehr als 14 cm. Dicke am schwächeren Ende.

Rubrik 2. Knüppel, und zwar Stammabschnitte, ungespalten, mit 7 bis 14 cm. Dicke am schwächeren Ende.

Rubrik 3. Reisig, nämlich Holz von weniger als 7 cm. Stärke.

Rubrik 4. Im jüngeren Baume kann der Feuchtigkeitsgehalt bis aut 60 Percent und darüber steigen.

Tabelle Yc

über die Derbgebalte aufgeschichteter Brennholzgattungen.

Benennung

Beschaffenheit

Percente

von bis

Scheite von Laubholz

stark

glatt

gerade

73

75

schwach

glatt

gerade

68 | 70

schwach oder stark

knorrig

krumm

63

65

Scheite von Nadelholz

stark

glatt

gerade

73

75

schwach

glatt

gerade

68

70

schwach oder stark

knorrig

krumm

68

70

Knüppel von Laubholz

stark

glatt

gerade

68

70

schwach oder stark

glatt oder knorrig

gerade oder krumm

63

65

Knüppel von Nadelholz

stark

glatt

gerade

73

75

schwach oder stark

glatt oder knorrig

gerade oder krumm

63

65

Reisig von Laubholz

vom Stamm

53

55

von Aesten

42

45

vom Stamm

Langreisig

33

35

vom Stamm

Abfallreisig

23

25

Benennung

Beschaffenheit

Percente

von bis

Reisig mit Nadelholz

vom Stamm

Langreisig

58

60

vom Stamm

48

50

von Aesten

Abfallreisig

48

50

vom Stamm

42

45

Stockholz von Laubholz

42

45

Stockholz von Nadelholz

42

45

Tabelle

Yd

über die chemische Zusammensetzung und

(Aus Schwackhöfer’s Lehrbuch der land-

die Heizwerthe verschiedener Brennstoffe.

wirtlischaftlich-chemischen Technologie.)

Post-lNr.

Bezugnahme auf §

Brennstoff

Chemische Zusammensetzung

Specifisch.es Gewicht, d. i. Gewicht per 1 cbdcm. in Kilogramm

Absoluter Wärme-Effect, d. i. Wärme-Entwicklung per 1 kgr.

Anmerkung

2 bis 3

Annähernd für alle Holzgattungen

Die Trockensubstanz: 49*0 bis 52 Percent Kohlenstoff Wasserstoff Sauerstoff Stickstoff Asche

41-0 „ 43

Die Holzgewichte sind aus Tabelle Y bu. V c zu entnehmen.

Die Trockensubstanz:

3986 bis 4000 WE.

Holz mit x Percent Feuchtigkeit entwickelt per 1 kgr.

Für p — 3986 WE. und x = 20 Percent ergiebt sich ein absoluter Wärme-Effect von

20

[p —iro<p+637)]

3986 — 221

WE.

100

(3986 -f 637)J = 3894 WE. per 1 kgr.

feuchtem Holze.

Das lufttrockene Holz:

10 bis 20 Percent Wasser und 18 „ 25 wenn es im Walde liegen bleibt

Holzkohle

85 bis 90 Percent Kohlenstoff Wasserstoff Sauerstoff Wasser Asche

0-28 bis 0-57

7000 WE. durchschnittlich

tO IO IC t-¹-

?>

#>■ rc

» 10

Torf

Lufttrockener Torf.

Im grossen Durchschnitte: 50 bis 60 Percent Kohlenstoff Wasserstoff Sauerstoff Stickstoff hygrosk. Wasser Asche

5 „    6

30 „ 35 1 „ 2 10 „ 20 5 „ 10

Lufttrocken 015 bis 1-04 durch Aufberei-tungaufl'Sbisld zu steigern

Torf mit 10 bis 20 Percent Feuchtigkeit und 5 bis 10% Asche giebt 3500 bis 4500 WE., Max. 5000 WE.

Torfkohle

75 bis 85 Percent Kohlenstoff 2 „    4

10    15

0-23 bis 0-38

6500 bis 7000 WE.

>)

10

Wasserstoff

Sauerstoff

Asche

Der Aschengehalt wechselt von 1 bis 50 Percent.

Torf mit mehr als 20 Percent Asche ist als Brennmaterial nicht verwendbar.

Die Entzündungs-Temperatur ist 200° bei sehr porösen Sorten. Die Verbrennung erfolgt mit langer, stark russender Flamme.

Leicht entzündlich.

Auch bei schwachem Feuer fortglimmend.

Braunkohle

Lufttrockene Braunkohle

mittlerer und guter Qualität. 50 bis 65 Percent Kohlenstoff 1 „ 2 20 „ 30 10 „ 25 5 „ 10

»)

Wasserstoff chem. geh. Wasser hygrosk. Wasser Asche

Stickstoff (selten)

1-2 bis 1-5, Max. 1-8

4000 bis 6000 WE.

Frisch gefördert 30 bis 40 Percent, Max. 60° Wassergehalt.

1 bis über 50 Percent Aschengehalt. Braunkohlen-Coke als Brennmaterial nicht von Belang.

Post-Nr.

Bezugnahme auf §

Brennstoff

Chemische Zusammensetzung

Specifisches Gewicht, d. i. Gewicht per 1 cbdcm. in Kilogramm

Absoluter Wärme-Effect, d. i. Wärme-Entwicklung per 1 kgr.

Anmerkung

8, 9

Steinkohle in folgenden Arten :

.6000 bis 7000 WE, Max. 7500 bis 8000 WE. bei anthracitischen Kohlen

Trockene Kohle, langflammig (Sandkohle)

75 bis 80 Perc. Kohlenstoff 5    ,,    4-5 ,,

19    „ 15 12 „ 5 18 „

20    „

50    „

»p ip

HO o o

-r-i co co

Wasserstoff

Elementar-

Zusammen-

setzung

1-25

„ Sauerstoff ,, Ammoniak Theer Gas

Destillations-Producte als Coke

Fette Kohle, langflammig (Sinter- oder Gaskohle)

80 bis 85 Perc. Kohlenstoff Wasserstoff Sauerstoff

5 bis 3 Perc. Ammoniak „ Theer „ Gas

„ Destillationsrückstände

ro cib

Elementar-

Zusammen-

setzung

1-28 bis 1-30

Lufttrocken 2 bis 4 Percent Wassergehalt, Max. 7 bis 8 Percent.

Gewöhnlich 2 bis 10 Percent, Max. 20 Percent Wassergehalt.

02 bis 2 Percent, Max. 5 Percent Stickstoffgehalt.

Durch Verwitterung vermindert sich der absolute Wärme-Effect, und Backkohlen gehen allmählich in Sinter- und schliesslich in Sandkohlen über.

Anthracite sind hier nicht als besondere Brennstoffgattung aufgeführt, nachdem sich dieselben von gewöhnlichen Glanzkohlen nur durch einen sehr geringen Gehalt von flüchtigen Bestandtheilen unterscheiden. — Die Cokes der trockenen Kohle sind pulverförmig oder höchstens schwach gefrittet.

15 „ 12 20 „ 17 60 „ 68

Flüchtige

Bestand

teile

als Coke

Die Cokes geschmolzen, aber stark zerklüftet.

Fette Kohle (Back- oder Schmiedekohle)

84 bis 89 Perc. Kohlenstoff 5*5 „ Wasserstoff 5-5 „ Sauerstoff Ammoniak Theer Gas

„ Destillationsrückstände

11 »

CO CO GO

r-c i-l CO

„ 10

» 15

» 74

Elementar-

Zusammen-

setzung

Flüchtige

Bestand-

theile

als Coke

1-30

Die Cokes sind geschmolzen bis mittelmässig compact.

Fette Kohle, kurzflammig (Cokekohle)

88 bis 91 Perc. Kohlenstoff

5- 5 „ 4'5 „ Wasserstoff •

6- 8 „ 5-5 „ Sauerstoff

1 Perc. Ammoniak ,, Theer ,, Gas

74 „ 82    ,, Destinations-^

rückstände J

10 bis 5 15 „ 12

Elementar-

Zusammen-

setzung

Flüchtige

Bestand

teile

als Coke

1-30 bis 1-35

Die Cokes geschmolzen, sehr compact, wenig zerklüftet.

Post-Nr.

Bezugnahme auf §

Brennstoff

Chemische Zusammensetzung

Specifisches Gewicht, d. i. Gewicht per 1 cbdcm. in Kilogramm

Absoluter Wärme-Effect, d. i. Wärme-Entwicklung per 1 kgr.

Anmerkung

Magere Kohle od. Anthracit, kurzflammig

90 bis 98 Perc. Kohlenstoff 4* „ 4 5- „ 3

1 bis 0 Perc. Ammoniak 2    „ Theer

„ Gas

„ Destinations-^ rückstände I

Elementar-„ Wasserstoff Izusammen-„ Sauerstoff

Setzung

Die Cokes gefrittet oder pulverförmig.

12 „ 8

82 „ 90

als flüchtige Bestand-theile

als Cokes

Cokes

1*2 bis 1*9

7000 bis 7800 WE.

1 bis 2 Percent, Max. 5 bis 6 Percent Wassergehalt. 4 bis 8 Percent Aschengehalt.

Schwer entzündlich, brennt mit kurzer blauer Flamme und verlangt einen kräftigen Luftzug.

10

Briquettes

1*15

Der guten Steinkohle gleichkommend

5 bis 10 Percent Wassergehalt.

Leicht entzündlich, mit lebhafter, reichlicher Flamme brennend. Als Brennmaterial für die Schifffahrt von Wichtigkeit.

Vorstehende Angaben setzen Briquettes von guter Beschaffenheit voraus.

11

Petroleum

Rohpetroleum 10000 bis 11000 WE.

Rauchlose Verbrennung, jedoch nicht geruchlos. Wird nur ausnahmsweise als Heizmittel verwendet.

10

12

Leuchtgas

Steinkohlengas:

40 bis 50 Volumpercent Wasserstoff Methan Kohlenoxyd

30 „ 40 8 „ 14

77

10000 bis 11000 WE. per 1 kgr. und 5000 bis 6000 WE. per 1 cbm.

Die Verbrennungs-Temperatur bei einfacher Luftzufuhr beträgt 2500 bis 2700°.

11

13

Wassergas

2 bis 15 Yolumpercent Kohlenoxyd Kohlensäure Wasserstoff Kohlenwasserstoff atmosphär. Luft

20 „ 40 50 „ 65

!)

00 cc

1)

i>

Tabelle Y e

übei* die Zusammensetzung einiger Brennstoffe nach Grashof per 1 kgr.

Absoluter

Wärme-

Effect

in WE.

2731

2743

4176

7483

7084

7065

Asche

0-015

0-10

80-0

40-0

0-05

90-0

Hygro

skopisches

Wasser

Chemisch

gebundenes

Wasser

Wasserstoff

Kohlenstoff

Brennstoff

Kilogrammen

0-195

0-40

039

Lufttrockenes Holz

0-25

0-29

0-01

0-35

Luftrockener Torf

0-20

0-03

90-0

0-05

0-205

0-015

0-50

Lufttrockene Braunkohle

60-0

0-03

0-015

0-04

0-80

Steinkohle

0-01

0-85

Holzkohle

0-005

0-87

Coke

Tabelle Yf

über einige Verbrennungsdaten von Brennstoffen, nach Grashof, per

1 kgr.

Brennstoff

Luft-

Erforderniss

Einfache Luftmenge Doppelte Luftmenge m = 2

Gewicht des Gasgemisches

Speci-

fische

Wärme

Gewicht des Gasgemisches

Speci-

fische

Wärme

Holz

4-52

5-50

0-266

Torf .

4-41

5-31

0-268

Braunkohle Steinkohle Holzkohle . Coke . . .

6-32

7-24

0-258

0-250

0-244

0-242

Anmerkung. Die Grössen L und G sind in Kilogramm zu verstehen. Die Grösse c bezeichnet den Wärmegehalt des Gasgemisches per 1 kgr. für jeden Temperaturgrad.

Tabelle Y g

über die Rostbeschickung mit verschiedenen Brennstoffen.

Zur Verbrennung von 1 kgr. per Stunde

Brennstoff

Kost

fläche

Schicht

fläche

Schicht

höhe

Anmerkung

in Centi-meter

in Quadrat-decimeter

Steinkohle . .

7-5

Hartes Holz .

0-54

1-87

15

Weiches Holz

0-36

1-8

15

Torf

0-85

0-85

21

Braunkohle

0-85

0-85

21

Mit diesen Daten sind die in Tabelle III d angegebenen in Verbindung zu bringen, welche theilweise etwas grössere Daten an-giebt.

Coke

0-72

0-72

30

Holzkohle

6-3

6-3

Anthrac. Steinkohle .

0-74

0-74

Tabelle Y la

für die Berechnung der strahlenden Wärme.

W' = 124-72 . S. 1-0077* (1-0077T- * — 1)

Wy — der ausstrahlenden Wärme perl qm. und IStd., S'= dem Strahlungs-Coëfficienten T = der Temperatur der Oberfläche, t — der Temperatur der umgebenden festen Objecte, zumeist annähernd gleich der Temperatur der umgebenden Luft.

T— t W' für t = + 15°,

Corrections-Coefficient

Coefficient

10°

20°

30°

40°

50°

60°

70°

80°

90°

100°

110°

120°

130°

140°

150°

160°

170°

180°

190°

200°

210°

220°

230°

240°

250⁹

11-2. S 23-2. S 36-1. S 50-1. S 65-3. S 81-7. S 99-3. S 118-5. S 139-2. S 161-4. S 185-3. S 211-3. S 239-3. S 269-5. S 302-2. S 337-5. S 375-6. S 416-7. S 461-1. S 509-0. S 560-7. S 616-5. S 676-8. S 742-0. S 812-3. S

1-20

1-29

1-40

1-52

1-64

1-76

1-92

2-07

2-22

239

2-60

2-80

3-02

3-27

3-53

3-81

4-11

4-44

4-79

5-17

5-58

6-03

652

7-03

0°

10°

i 15°

20°

30°

40° I 50°

60°

i 70°

80°

! 90°

100°

Anmerk ung. Die rechtsseitigen Differenzen per 1°.

0-89

0-96

1-04

1-12

1-21

1-31

1-41

1-52

1-65

1-78

1-92

0-007

0-008

0-008

0-008

0-009

0-010

0-010

0-011

0-013

0013

0-014

Polirtes Silber . . . Versilbertes Papier . Polirtes Messing . . Vergoldetes Papier .

Kupfer.......

Zink .......

Zinn........

Polirtes Schwarzblech Verbleites Blech . . Gewöhnliches Blech . Verrostetes Blech . . Neues Roheisen . . . Verrostetes Eisen . .

Glas........

Zerpulverte Kreide

Sägespäne .....

Kohlenpulver . . . . Feiner Sand . . . .

Oelanstrich.....

Papier.......

Kienruss ......

Bausteine .....

Gyps . . .....

Holz........

Wollenstoff.....

Kattun.......

Seidenstoff . . . . . Wasser ......

Oel

S=0-13 « 0-42 „ 0-258 „ 0-23 „ 0-16 „ 0-24 „ 0-215 „ 0-45 « 0-65 « 2-77 n 3-36 „ 3-17 „ 3-36 n 2-91

*    3-32 » 3-53 „ 3-42 „ 3-62 „ 3-71 » 3-77 « 401 « 3-60

*    3 60 „ 3-GO „ 3-68

*    3-65 „ 3-71 « 5-31 „ 7-24

Ziffern der 2. und 4. Colonne bezeichnen die

Tabelle VI a

für die Berechnung der durch schlecht leitende Substanzen trans-

mittirenden Wärme.

w (T-t)L VV =-

W = Wärmedurchgang per 1 qm. und 1 Std., T — t = der Temperatur-Differenz beider Begrenzungsflächen, e — Wandstärke in Meter,

L — Leitungs - Coefficient.

Substanz

L für e — 1 in.

Substanz

L für e = lm.

Holzkohlen aus Glasretorten . . Marmor, grau, feinkörnig . . .

weiss, grobkörnig . . Kalkstein, feinkörnig.....

496

3-48

2-78

2-08

0163

ii

ii

1-69

ii

1-70

Baustein, grobkörnig

1-32,

1-27

Glas

0-88

0-75

Thon, gebrannt.......

Gyps mit Alaun eingerührt .

„    gewöhnlicher, sehr fein

körnig, eingerührt . . . „    (Form-), sehr feinkörnig

eingerührt......

„ gewöhnlicher, eingerührt .

Stärkekleister........

Wasser, stehendes......

Quarzsand .........

Eichenholz, senkrecht zur Faser Nussbaumholz, parallel zur Faser senkrecht zur Faser

0-63 bis 011

0-63

0-52

0-44

0-331

0-425

0-425

0-27

0-211

0-174

0-103

0-173

0-170

0-170

Guttapercha........

Kautschuk........

Fichtenholz, parallel zur Faser .

senkrecht zur Faser j 0-093

Ziegelkörner, sehr fein gesiebt . I 0-165 Ziegelkörner, grobe

0-139

Manganoxyd-Pulver .....

Coke-Pulver........

Eiehenfeilspäne.......

Kork.........

Ziegelmehl, geschlämmt .... Kreidepulver, etwas feucht . . Schlämmkreide, getrocknet, gepresst .........

Schlämmkreide, blos getrocknet

Kartoffelmehl........

Holzkohlen, gepulvert, sehr fein

gesiebt..........

Holzkohlenpulver, gewöhnliches 0'079 Bäckerkohle, gepulverte, sehr

fein gesiebt.......

Sägespäne (Acajou-) .    ...

Holzasche.........

Leinwand, von neuem Hanf . .

von altem Hanf . .    0 043

Kattun, neu . . . . Wolle, cardirte . . Schreibpapier, weiss Baumwolle . . . .

Barchent.....

Luft, stagnirend . Eiderdunen . . . . Druckpapier, grau Wollmolton . .

0160

0158

0143

0140

0108

0103

0-086

0-098

0-081

0-068

0-065

0060

0052

; 0-050 0-044 0043 0-040

0-040

0-040

0039

0-034

0-024

Anmerkung. Diejenigen der letztangeftthrten Stoffe, deren Coefficient mit jenem der Luft nahe übereinstimmt, haben bei jeder Dichte dieselbe Leitungsfähigkeit, weil die in diesen Substanzen enthaltene Luft an der Leitungsfähigheit nichts ändert.

T a-

belle YI6

für die Berechnung der durch Be-

Streichung der Luft transmittirenden Wärme.

W" = 0-552 . B . (T — t)¹’

T = Temperatur des Körpers, t — Temperatur der mit dem Heizkörper in Berührung

kommenden Luft.

B = Coefficient, von der Gestalt und Lage des Körpers abhängig.

W" = transmittirende Wärme per Stunde und 1 qm.

Für senkrechte Cylinder.

r 003451 r

= |o726 + T^||

2-43

0 8758

Vh

r — Radius, h — Höhe des Cylinders.

T-t

Differenz per 1°

Difife-renz per 1°

W"

Differenz per 1°

W"

Differenz per 1°

Werthe

von r

0-5 m. |

1 m.

Werthe von h

2 m.

3 m.

4 m.

5 m.

10 m.

10°

9-4. B

80°

20°

22-2. B

1-28

90°

30°

36-6. B

1-44

100“

122-6. B 141-7. B 161-4. B

150°

2661. B

220«

1-91

1-97

160°

170°

2881. B

310-5. B

2-20

2-24

230°

240°

426-7. B 450-8. B 2-41

0-025 m.

B = 3-47

B = 3 12

B = 2-88

B = 2-77

B = 271

B = 2-67

B = 2-56

0-05 m.

B = 3-23

B = 2-91

B = 2-68

B = 2-58

B = 2-52

B = 2-48

B = 2-38

475-1.B 2-43

0-10 m.

B = 3-06

B = 276

B = 2-55

2-45

B = 2-39

B = 2-36

B = 2-26

40°    52-2. B

1-56

50°

68-7. B

1-65

110° J181-5. B 2-01 120° 2021. B; 2-06

180°

190°

333-2. B

356-2. B

2-27

2-30

250°

499-6. B

2-45

0-20 m.

0-30 m.

B = 2-95

B = 2 65

B = 2-45

B = 2-36

B = 230

B = 2 27

B = 217

B = 2-89

B = 2-61

B = 2-40

B = 2 26

B — 223

B = 214

60°

86-0. B

1-73

130°

2231. B 210

200°

397-4. B

2-32

0‘40 m.

B = 2-86

B = 2-58

B — 2-38

B = 2-29

B = 2-24

B = 2-20

B — 211

70°

104-0. B

1-80

80°

122-6. B

1-86

1400 244-4.B 2-13

!

1500 2661. B 217

210°

220°

402-9. B

426-7. B

Für horizontale Cylinder

B = 2 058 -f

0 0382

r — Radius des Cylinders.

2-35

2-38

0-50 m.

B = 2-84

B = 2-56

B = 2 36

B = 2-28

B = 2-22

B = 219

B = 210

Für kugelförmige Körper B = 1-778 + ^13 r = Radius der Kugel.

0 05 m.

0-1 m. | 015 m.

0 2 m.

0-25 m.

0-3 m.

0 4 m.

0 05 m.

01 m.

0 2 m.

0-4 m.

0-8 m.

2-82

2-44

2-31

2-25

2-21

219

2-15

4-38

3-08

2-43

210

1-94

Für senkrechte Wandflächen.

B = 1-764 +

0-636

Vh

Für senkrechte Wandflächen, h == Höhe der Wandfläche.

0*1 m.

0-2 m.

0 3 m.

0 4 m. 0 5 m.

0’6 m.

1 m.

2 m.

3 m.

4 m.

5 m.

10 m.

3-78

3-19

2-93

2-77

2-66

2-59

2-40

2-21

2-13

2-08

2-05

1-97

CO

Anmerkung

c = Mauerslärke in Meter, k = Transmissions-Coefficient. W = Wärme-Ueberführung per 1 qm., 1 Stunde.

T = Innentemperatur = + 20°. t = Aussentemperatur = — 20°. T — t = 40°.

T'= innere Wandtemperatur, t' — äussere Wandtemperatur.

/§

H Jj

Ś.Jj

Nebenstehende Werthe von W für den Fall von T’' = T und t" = t.

Im Gegenfalle:

[o*4+«?£=!■>]

zu nehmen.

Für T — t— 40°,

[0-44 + 0-014 (T" — t"j W [Beziehentlich auf die Gleichungen 185), 186) und 188).]

Tabelle VI c.

"W ä i* m e - TJ e b e i* f‘ü hrung durch Mauern.

Bei Windstille und ohne Permeabilität.

Die äussere Wandfläche wie nebenstehend, die innere mit Tapeten

oooooooooo iO I> Ci O H H (M co CO ^

-tH tH tH tH tH tH tH

T'

■yy ; Differenz per 0-01 m.

^ Differenz per 0 01 m.

0-220

0132

PI

cb -4i 4s

co o ß

00055

0-0033

O H GO tH O CM il H H

Alle übrigen Wertlie wie nebenstehend.

oooooooooo

HCOixOhQOCSOHHOl tH tH tH tH

.i

z.

'S

tOCO^CTOODtUCDN

^ooor-o^-^coco

^-łr-iOOOOOOO

óóóóóóóóó

oa -^OCUOOCDCOOO-^GO«©

S 66ibóómcc-(ł6i>

WS)OOI>CO©lOlOiO^ —i    tH    ___

0-0036

0-0027

0-0021

0-0018

0-0015

0-0012

0-0011

0-0009

0-0008

2-76

2-40

2-13

1-92

1-74

1-59

1-47

1-36

1-27

1-19

HlMCO^lOCOOCOOS

©©©OOOOOÓ-r-l

H(MC0Tdi0C0l>0DC5O

ÔÔÔÔÔÔÔÔÔ-M

Die Wandflächen in Backstein-Kohmauerwerk belassen oder mit Mörtelputz

T' t'

Differenz per 0‘0l m.

Differenz -yy per 0'01 m.

oooooooooo

GOHCO^»OîDCÛt>t>I>

oooooooooo COQOOH(MCO^tHiOiO tH iH i—! tH tH -H t—ł tH

ooooooooo o

lOC5HCOtHiO)OCOOO

tH tH tH iH tH tH tH rH

oooooooooo

CMiOt-OOrHCMCMCO-H tH tH t-h tH t—l —H

0-212

0132

0-084

090-0

0048

0 036 0 028 0-020 0020

.9

_g

1-2

0-168

0-124

0-092

0072

0056

0-048

0040

0-032

0 028

(MOCO^iUDÇCTÇIM )ó 6 ó-i 6 ob ib cb QOCO>Q-^COCO<MOI(MM

0-0053 0-0033 0 0021 00015 0-0012 00009 0-0007 00005 0-0005

COONCDrIOOCOCOCD

HfflNOOhNOiOfi

MrtHiHHÓÓÓÓÓ

HIMCO^lO©I>COmO

ÔÔÔÔÔÔÔÔÔfH

/-

Mauern

(N^OCO«OOCTCTOW

ń i    h œ ó Ń

OOONCOiOlOtUtUtHCO

00042

0-0031

00023

0-0018

0-0014

0-0012

0-0010

0-0008

0-0007

Ól bl tH -tH t—I tH t-H t—I tH Ö

rlCgffl-tlOONOOfflO

OÓÓOÓÓÓÓÓtH

Anmerkung

Mauerstärke in Meter.

0)

Transmissions-Coëffi-

cient.

max k

max W = Wärme-Ueberführung

per 1 qm. und eine

Stunde.

T = Innentemperatur = + 20°.

t z= Aussentemperatur = — 15°.

’oSS

T' = innere Wandtemperatur,

t = —15° == äussere Wand-

V.

i^-

temperatur.

"4*

Die nebenstehenden Werthe von

max W für den Fall von

max W

T und t

Im Gegenfalle :

0*56 (T" —

Tfł

V*

O

oder für T — t

[0-68 + 0 016 T"] luax W zu nehmen.

35°

Tabelle VI d.

\\rärme-Ueberfülirung d.u.i*cli !Manei*n.

Bei Windanfall und ohne Permeabilität.

ł = A i ri

Differenz per 0-01 m.

max

Differenz per 0-01 m.

T' P = t j max k

Differenz per 0‘01 m.

max

Differenz per 0 01 m.

max k

Die äussere Wandfläche wie nebenstehend, die innere mit Tapeten

0347

0175

106-8

72-1

54-6

oęoo-o

TOTO 0

O (O O O O iß CO Ód -iH

Alle übi’igea Zahlen wie nebenstehend

Mauera aus Kalksteia

oQT— oÇT— oQT— oQT-oQT— oQT-nQT-oQT-(iQT ~ oQT

—    7°

—    2° -f 2°

T65-0

153-7

ul

o9

08

06

oOT

oTT

oTT

0199 0144 0108 0 084 0-070 0 056 0049 0 038

1246

104-7

8-06

795

71-1

641

58-5

53 6

49-8

0 0083 00057 00041 00031 00024 0-0020 00016 00014 0-0009

4-39

3-56

299

2-58

2-27

203

1-83

1-67

1-53

1-42

Die Wandflächen in Backstein-Eohmauerwerk oder Mörtelputz

lOlOiÖLOioäiinioSDiO

iH tH y-i tH tH tH t-H tH tH t-*

ooooo ocrooo (M 00 H Ol ^ iO lO O t"*

tH tH tH tH tH tH t—' iH

.5

COtHthOOOOOO    o

ôôôoôôôôô    »

03'7JÇ5'^'+C^Cp(>lt^Ç:    ³⁰

Śt^Ś^Sc^cośi^iŚŚi =

tH    CÎ

00096 0 0049 0-0030 0-0020 00015 0-0011 00009 0-0007 0 0005

ÓJOIW^WÓÓSÓÓ

H(M«iłi0ON0005

ÔOOOOOÔOOt-I

Mauera

— ooooooooo iO iO iO iO »O lO iO )C )-0 iC

tHy-H-t--<tHtHtHtHt—ItH i—ł

oo®®o®o©o® Cl iO L- O o -- (M CO -H tH tH tH tH tH

0 326 0*203 0136 0098

h- O C5 CO

0-032

O-+tTHiOt^OOiHC0TH

È8È£ëÈ%i$%È

T~* TH

00093

00058

00039

00028

00022

00017

00014

00011

0-0009

CC CO Ól Ćl tH t-H tH t-H tH -rH

HNM-^i.O®l>ODaO

ÓÓÓÓÓOÓOÓtH

Tabelle VU

Wärme-Ueberführnng durch Backsteinmauern

bei Windstille mit Rücksicht auf die Permeabilität.

Anmerkung

Ergänzung von W

‘UIUI f jod

•UIUI J .T9(J

ZU8I8£Ï<3

•ui5[iqn^j UT f

WPHM

•w

.S

2

et

et

ns

5

E-

(T" — T) S

■Sp

q = (t — t") S

Mauerstärke in Meter.

stündlicher Luftdurchgang per 1 qm.

Verlust-Coefficient, bestehend aus dem Trans

missions-Coëfficienten und dem Wärmebedarfe zur

Temperatur-Erhöhung der mit t' Grade eindringenden

- 20°, T — t = 40°.

Luft auf T».

T = 20k t

gesammter Wärmeverlust, theils durch die Mauer

per 1 qm. stündlich entweichend, theils zur Erwär-

mung der mit t° in die Mauer eindringenden J cbm.

Luft auf T».

0-49 p + 0-25 q 036 p + 0⁻21 q 0-29 p + 0-18 q 0-24 p + 0-15 q 0-20 p + 0-13 q 018 P +011 q 016 p + 0-10 q 0-14 p + 0 09 q 0-13 p + 0-08 q 0-12 p + 0-08 q

oll — oll -o91 — o91 — oQl — oQl-otl — oSl -oSl -oOl -

oooooooooo

HCQHOlCO^^lOlO

b—OJOOcOOOOOb—© OC5COONCDIOCOCO l'OlHHOOOOO Ó6ÓÓ666ÓO

-iH'+ICNI^HapOOpcpcp

lb^iÓÓDb-Ó-ĆHĆiibÓ]

COtHOOCOiOiO-^COCOCO

tH t-¹

00177.

00073

00042

0-0026

00020

00015

0-0012

0-0010

00007,

CO CD CO-H )0 lO O CO CO T-l COGO-r-lt~^HCM-rHC5GOOO '^ÔjÔa-H-rHiH-rHÔÔÔ

CO iP    b- -rH CO -H O

O kO CO Ôl 03 tH t—I tH t—( tH

HDlCO^iOCDNOOCSO

Ó6ÓÓÓÓÓÓÓH

mit Tapeten

.2

cf

.2

:c3

03

H3

c3

:§

.2

t und

Die Zahlen der Tabelle gelten direct für t"

Im Gegenfalle ist zur Grösse W die Ergänzung zu

addiren welche die letzte Colonne angiebt.

Die Grössen p und q ergeben sich aus den in der

Rubrik „Anmerkung” enthaltenen Formeln, worin

3 6 für Mauerwerk mit oder ohne Mörtelputz,

3 77 für Tapeten zu setzen ist.

und b

0 42 p + 0-28 q 0-31 p + 0-23 q 0 24 p + 0-18 q 0‘20 p + 0’16 q 0-17 p + 014 q 015 p + 012 q 018 P +0-10 q 012 p + 0 09 q 0-11 p + 0 09 q 0-10 p + 0-08 q

06

oll —

olï — o9T -o9T -o9T~ oQT — oïl — (.81 — oTT -

08 +

08

oOT

oll

13°

oïl

15°

150

16°

16°

^OiOxOOOCOt-—liO O-HiMûOiOiacOCOfM COCÜHOOOOOO OOOÓOOÓÓÓ

lOlH-lHCp-rHCpOCpCMt-

Ô5<32Ô0iÔt-iHcbCMO5cb

-rHOOCOlO^^HCOCOCMCM

lO CCW-IH.OCOO'. /. CO

388888888

oóóóóoóóo

OOCOO®OOCOOHCOt>

aioat>-coT-ioaioot^cD

CTÓJiHiHHHÓÓÓÓ

lOb-CO QOt-COCOiO lOŃrHWHÓOÓOÓ

■H<MCO-*HlOCOb-OOC5©

ćóóóóóóóóh

Tabelle VI/.

Wärme-Ueberführung durch. Backsteinmauern

bei Windanfall mit Rücksicht auf Permeabilität.

Anmerkung

Ergänzung von max W

h-h

:0

-ç

ffl

•raui q jod Z«8-I9J[Jïa

•uiui pjod ZU9J9UIG

max

•mîjiqnQ

«ï f

-=

Ph

.2

ç=

n3

ci

fH?’' T

p = (T" - T) S

e = Mauer stärke in Meter.

J = stündlicher Luftdurchgang per 1 qm.

max k = Verlust-Coefficient an Transmission und Durchlässigkeit.

max W = Verlust per 1 qm. Wand und 1 Stunde, bestehend aus der Transmission und dem Bedarfe zur Erneuerung der mit t° in die Mauer eindringenden Luft auf TO

T — -f- 20°, t — — 15, T — t = 35°.

Die Zahlen der Tabelle geben direct die Verluste für T" = T.

Im Gegenfalle ist zur Grösse max W noch die Ergänzung zu addiren, welche die letzte Colonne für p angiebt. Letztere wird aus der obigen Formel erhalten, wobei für Mauerwerk oder Mörtel S = 3’6 und für Tapeten S = 3‘77 zu setzen ist.

Ph p p p p p P P P_|

ciC3cqi>-*iHi-<cii>c© CO Cp 03 03 03 t—1 t*H tH

óóóóóóóoó

—    15°

—    15°

—    150

—    150

—    15°

—    15°

—    15°

—    15°

—    15°

tH 03 CO CO ^ ^

0-391

0-208

0133

0 093

0-070

0-052

0-042

0-035

136-7

97-6

76-8

63-5

54-2

47-2

O-Sf

37-8

34-3

0-0112 0-0060 0 0037 0-0027

0-0015

0-0012

0-0010

OC5C5(MiOiOOGOGO CM^THGOipcpOlOÇî CO 03 03 tH tH tH v-i t—i Ô

00    00 lO -H C5 I> X3

t-)OlÔCOÔ3Ô3iHTH-H

03CO'+l>OCOb-OOC50

OÓÓÓÓÓÓÓH

■s

P P P P P P P P P* (MfMSOC^CTłC-lO-^ICO -tH

óóóoóóóóó

Ch

CS

EH

.ts

.2

.2

•v

rP

O

.2

rS

'P

P

<D

/

ÏCfl

.2

—    15°

—    15«

—    15°

—    15"

—    150

—    150

—    150

—    150

—    150

-rH 03 CO iO lO O T—I tH tH tH tH tH tH

0-272 0160 0*101 0071 0054 0042 0033 0 008

5-801

760

0-09

49-9

42-8

37-4

33-2

29-9

29-1

0-0079 0-0045 0 0029 00071 0-0015 0-0012 0-0010 0-0002

C0ï^03C003t^iOi0)C0

QHt>^(MOOOOCX)

Ô3Ô3tHtHtHtHÔÔÔ

QOlOOSlOCOHCJOOQO

COÓJtHHHtHÓÓÓ

03C0^Hi0C0t-000łO

ÓÓÓÓOÓÓÓrl

Tabelle YI g.

AVarme-TJeberfuliriiTig¹ durch Fenster.

1. Einfache Fenster bei Windstille.

T == + 20°, t = - 20°, T — t = 40°.

Post-Nr.

Transmissions

zustand

cbm.

Wärmeverlust in WE.

einzeln

zu-

sammln

T'

Eventuelle Correction von W

iw+w

Reine Fensterfläche (Dichter Verschluss.)

2-9

116

116

Ad Post 1 und 2:

Reine Fensterfläche (Undichter Verschluss )

3-9

2-9

116

46-8

162-8

anstatt (T — t) k — W

2. Einfache Fenster bei Windanfall.

T = -f- 20°, t = — 15°, T — t = 35°.

Reine Fensterfläche

(Dichter Verschluss.)

5-8

203

203

-15°

t'-- ± ifm

M.

Ad Post 3 und 4:

Reine Fensterfläche

(Undichter Verschluss.)

8-8

5-8

203 92 4

295-4

-15°

L 2 Jk

anstatt (T — t) k = W

W, eventuell max W = stündliche Transmission per 1 qm. k, eventuell max k = Transmissions-Coefficient.

J = stündlich durch die Undichtheiten der Verschlüsse dringende Luftmenge, w = stündlicher Wärmebedarf zur Erwärmung von J cbm. Luft von t° auf T°. Die ad 2 und 4 ausgewiesenen Gesammtverluste von 162‘8 und 295⁻4 WE. geben

295-4

162-8    , a7 a

= 40 i und

35”

40°

841 als totale Wärmeverlust-Coefficienten.

Unter reiner Fensterfläche ist eine auf die ganze Oeffnungsgrösse bezogene Glasfläche gedacht, ohne Rücksicht auf den Flächenautheil, welchen das Fensterholz in Anspruch nimmt.

Die Transmission mit Rücksicht auf das Rahmholz enthält die Tabelle VI h.

Doppelfenster bei Windstille. T — 4- 20°, t = 4- 20°, T — t— 40°.

Post-Nr

Transmissions

zustand

J chm.

PT

Wärme verlust in WE.

einzeln „a^uraen

T'

t'

Ergänzung von W

W I w W+w|j

Keine Fenster-fläcbe .    .    .

(Luftdichter Verschluss. Ohne Rücksicht auf d. Gewände.)

1-74 69-6

05

zo

OO

i' 0 J¹' rf

te

0° — 8n! ^ [(T — t) + (T" — t")|k anstatt

(T — t) k = W

CD

Keine Fensterfläche .    .    .

(Luftdichter Verschluss. Gemauerte Fenstergewände.)

1-84 73-6

73-6 +7°

_2» — 9» | W + [0-318 p — 0-254 q] anstatt W p = (T" - T) S q = (t — t") S S = 2-9

Keine Fensterfläche . .    .

(Luftdichter Verschluss. Holzgewände.)

1-81 72-5

72-5

:+7°

_l-50

— 9° W + [0-312 p — 0 268 q] anstatt W

i p, q, S wie Post 6.

00

Reine Fensterfläche .    .    .

(Undichter Verschluss. Steinoder Hauergewände.)

3-2

2-00 80-0

24-4; 1044 4-6°

-50

—10° W + [0-345 p — 0183 q] anstatt W p, q, S wie Post 6.

C5

Reine Fensterfläche .    .    .

(Undichter Verschluss. Holzgewände.)

3-2 1-98

79-2

23-9

103-1

+6n

-5°

—10"

W + [0-341 p —0193 q] anstatt W p, q, S wie Post 6

4. Doppelfenster bei Windanfall. T = 4- 20n, t = — 150, T — t = 350.

Post-Nr.

Transmissions

zustand

J cbm.

W ärmeverlust in WE.

einzeln

T'

t'

Ergänzung von W

summen

W | w W+w

10

Keine Fensterfläche .    .    .

(Luftdichter Verschluss.)

0 2-49

87-2

87-2 +5«

-5°

-15«

;;

t -e 6 T'T

I =t

|[(T-t)+ (T- - tj] k

■A

[* + £]k-w

11

Keine Fensterfläche .    .    .

(Luftdichter Verschluss. Steinoder Mauergewände.)

anstatt

(T — t) k = W

0 2-52 88-2

88-2

+50

— 6°

-15°

W -f- 0-434 p anstatt W p, S wie Post 6.

12

Keine Fensterfläche .    .    .

(Luftdichter Verschluss. Holzgewände.)

2-51 87-9

87*9

4-5°

- 6°

— 15°

W + 0-433 p anstatt W p, S wie Post 6.

13

Keine Fensterfläche .    .    .

(Undichter Verschluss. Steinoder Holzgewände.)

2-62 91-7 59-2

150-9 4-4«

— 80

-I50

W -f 0-452 p anstatt W p, S wie Post 6.

Unter reiner Fensterfläche ist eine auf die ganze Oeffnungsweite ausgedehnte Glasfläche gedacht, ohne Rücksicht auf den Flächenantheil des Fensterholzes.

Die Grössen W, k, J, T und t, ferner T" und t" haben die Bedeutung, welche bereits für einfache Fenster angegeben wurde.

Für Windanfall ist max k und max W unter k und W zu verstehen, ö = Temperatur der Luft im Fensterzwischenraume.

T' =

„ inneren Glasfläche.

t' =

Die Transmission mit Rücksicht auf das Fensterrahmholz ist in Tabelle VI h

„ äusseren Glasfläche.

berücksichtigt.

Tabelle YIä.

Wärme-Ueberführung durch einfache und doppelte Fenster mit Rücksicht auf das Fensterrahmholz und mit Benützung der Daten aus

Tabelle VI g.

ad Post Nr.

Transmissions-Zustand

J cbm.

-g-qm. Glasflächen

•5 qm.

Holzflächen

1 qm. Fensteröffnung

Transmissions-Coefficient k

Einfache Fenster bei Windstille.

T = + 20°, t = - 20°, T — t = 40°.

rH

Dichter Verschluss

to

Undichter Verschluss

I    V

I    CO

116 = 92-8

162-8 = 130-2

.400.1-38=11

103-8WE.

2-60

5'

400.1-38=11

141-2 „

3-53

Einfache Fenster bei Windanfall.

T — 4- 20°, t = — 15°, T — t = 35°.

Dichter Verschluss

203 = 162-4

Undichter Verschluss

8-8

295-4 = 236-3

00    00

CO    CO

rH    +

lO    to

CO    CO

tH |lO tH jiO

cp cp

(max)

(max)

1721WE.

2460 „

492

70-3

Doppelfenster bei Windstille.

T = 4- 20°, t = — 20°, T — t = 40°.

Dichter Verschluss (Ohne Rücksicht auf die Gewände.)

69-6 = 55-7

1(200 —0°) 1-38 = 5-5

GT2 WE.

1-58

Dichter Verschluss (Stein- od. Mauerwerksgewände.)

o»| 4-

oc

<*

ot

00

cb

₅ (200 _|_ ₂o) 1-38 = 61

650    „

1-63

Dichter Verschluss (Holzgewände.)

72-5 = 58

Undichter Verschluss (Stein- od. Mauerwerks-gewände.)

3-2

-di ]lO

■4-

CO

OO

ip

Undichter Verschluss (Holzwände.)

3-2

Ot| 4»

CO

rH

00

to

g-(20°+1-5°) 1-38 63-9    „

= 5 9

1(200 + 50)138 90-4    „

= 6 9

Î (200 + 5o) 1-38 = 6-9

89-4    „

1-60

2-26

2 24

(Fortsetzung.

ad Post-Nr.

Transmissions-Zustand

J cbm.

5 qm-

Glasflächen

-gqm.

Holzflächen

1 qm. Fensteröffnung

Transmissions-Coefficient k

Doppelfenster bei Windanfall. T = + 20°, t = — 15°, T — t = 35°

10

11

12

13

Luftdichter Verschluss (Ohne Rücksicht auf die Gewände.) Dichter Verschluss (Stein- od. Mauerwerksgewände.) Dichter Verschluss (Holzgewände.)

Undichter Verschluss (Stein- od. Holzgewände.)

Oi|

oo

IC

698

88 2 = 70-6

R (20° + 5°) 1-38

= 6-9

i(20°-f 6°) 1-38

= 7-2

5"⁸⁷⁹

70 3

150-9 = 120-7

5 (20° + 6°) 1-38 = 7-2

\ (20° + 8°) 1-38 = 7-7

(max)

767WE.

(max)

2-19

(max)

77-8 WE.

(max)

77-5 WE.

(max)

128-4 WE.

(max)

2-22

(max)

2-21

(max)

3-67

Die Postnummern dieser Tabelle correspondiren mit denen der Tabelle Vl^r, und bezeichnen daher die gleichartigen Fälle.

mit

Die Bedeutung der Buchstaben dieser Tabelle, sowie etwaige Correcturen aus Anlass von Temperaturen der Strahlungen, welche gegen die der Luft verschieden sind, finden sich in Tabelle VI^. Die dort für W angegebenen Correctionen sind aber nur 4

Annahme

— rücksichtlich der Holzflächen zu nehmen, deren Flächenantheil nach obiger \ qm. per 1 qm. totale Fensterfläche beträgt.

Tabelle Y li.

Wärmedurchgang- durch Decken mit Inbegriff der Dachungen.

A. Bei dicht geschlossenem Dachboden und annähernder Windstille.

Post-Nr.

Decken-

construction

Temperaturen

T T' T"

t' I t

Stündliche ^ Transm. per _Ï qm.

Transm.-^ Ce efficient

Correction von W

Diebelb oden nach Fig. 29 . . .

Tramboden auf Traversen nach Fig. 30 . . .

Gewöhnlicher Tramboden n. Fig. 28 . . .

Einwölbung auf Traversen nach Fig. 31 . . .

+ 23" +21° -16°

23°    20°

— 13°

23«    20°

-140

-17°

-16"

23°

18°

— 11°

-18° —20°

11-5 0 27

W-0193 anstatt W

-17°

-20°

19-2 0-45

W—0 333 anstatt W

-16°

—17"

—20»

18-4

0-43

W— 0-313 anstatt W

— 14°

— 16°

-200

26-8

0-62

W—0-503 anstatt W

B. Im Falle eines Luftdurchzuges durch den Dachboden.

Post-Nr.

Deeken-

construction

Temperatur

Stündliche ^ Tran8m. per 1 qm.

Transm.-

Coëfflcitnt

Correction von W

Anmerkung

Wie Post 1    , -j-23°

■

Wie Post 2    23°

Wie Post 3    23°

-20° 12-5

— 20ft

—20n

Wie Post 4    23°

-20°

21-5

20-6

30-9

029 W- 0-19 8 ¹ anstatt W 0-50 jW-0‘333 anstatt W

0-48 W—0-318 j anstatt W 072 I W—0-508 anstatt W

Vorstehende Coëffi-cienten sind auch für Windanfall giltig.

II

II

T = Lufttemperatur unterhalb der Decke.

der Plafondfläche.

„ Dachbodenfläche. „ Dachfläche, des Freien.

T' =

T'/_

t' =

W = stündlicher Wärmedurchgang per 1 qm. Dachbodenfläche.

k — Transmissions-Coefficient, bezogen auf die Temperatur-Differenz (T — t).

3 = Temperatur der Luft unterhalb der Plafondfläche, weniger der Fussboden-temperatur des Raumes.

Tabelle VI k.

^Wärmedurchgang durch Untertheilungsdecken

Deckenconstruction

ooerbalb

gepflastert

oberualb

bedielt

Correction von W

Diebelboden......

Tramboden auf Traversen Tramboden gewöhnl. Art Einwölbung auf Traversen

0-28

027

0-48

0-45

0-46

0-70

0-43

[o-37+ 0 68ÏAA']w

0-69

anstatt (T — t) W

k = Durchgangs -Coefficient per 1 qm.

W = stündlich vom unteren Raume durch die Decke nach dem oberen Raume transmittirende Wärmemenge per 1 qm., die auch negativ werden kann.

im unteren Raume.

T = Temperatur der Luft unterhalb des Plafonds |

im oberen Raume.

T" = Temperatur des Fussbodens t = Temperatur der Luft oberhalb des Fussbodens^ t" — Temperatur der Plafondfläche

Tabelle VI/.

Wärmetransmission durch ebenerdige Fussboden.

Construction

Temperaturen

1 emperatur-Differenz

Stündliche Transmission perl qm.

T T' | t

T — t (T —t) k

P_, Transmissions-Coefficient

Anmerkung

Fussboden auf Sclmttlage

+18° +17°

6- 5 WE. 0-65 | W -{- (0 41T—742)

7- 3    „ | 073 1 anstatt W

Unterkellerter

Fassboden.

Wölbung auf Traversen wie

Fig. 31

18°

16°

+ 30

lwfo-37 + 0-63^]

15°    ^ ^    ^

10⁻5    „    0⁻70 anstatt W

Wölbung über einem Keller mit Central-Heiz-apparaten

18°

170

10°

P p

ib ib

n ; 0 63

„ ; o-7o i

dto.

Einwölbung mit Nachmauerung

18°

170

3°

o<

vH CD

>b »b

0-34

0-37

dto.

Einwölbung über einem Ke 11er mit Central-Heiz-apparaten

18°

18°

170

10°

cc

03 CO

ó -h

0 34

0-37

dto.

der Luft über dem Fussboden. des Fussbodens. der Luft im Keller.

„ Strahlungsobjecte im Raume.

im Keller unterhalb.

rt

rt

Von je zwei zusammengeklammerten Coëffi-cienten gilt der obere für einen gedielten und der untere für einen gepflasterten Fussboden.

Tabelle VI m.

Wärmetransmission durch, offene Thüren.

Stündlicher Wärmedurchgang per 1 qm.

Corrigirtes W

Temperatur-Differenz T —t

Trans-

missions-

Coëffi-

cient

10°

144

20°

1-44

30°

1-44

14-4 WE. 28-8 „ 43-5 „ 57-6 „

|^0-37 + 0-63~-Vj

anstatt W.

Bei starkem Luftzuge max k— 1-89 anstatt k = 1-44

T und t gleich den Lufttemperaturen beiderseits der Thüre. T" und t" gleich den bezüglichen Temperaturen der Strahlungsobjeete.

Wärmevei'lnste bei dem OefFnen der Thüren.

400

1-44

Temperatur beiderseits der Thüre

| Olfenstehenlmaliges Auf-

[j einer 2 m. hohen Thüre bei einer Weite des Oeffnens von

u. Zumachen

1 m. 0⁻6m. 1 m. 0'6ra. 1 m. 0 6m.

Anmerkung

auf die Zeitdauer von

T — t Ü 1 Secunde 2 Secunden 18 Secunden

4-20°

20°

20°

10°

0°

0-94

2-71

7-94

5-26

2-91

2-10 1-26 601 3-61 17-65 10-59 11-68 7-01 6-47 3-88

-a    CM    O    CO

®    O    CO    CO    Ci

j    ih    ib    À    (h

^    h    m    w    h

2-51

7-21

21-18

14-02

W = 0-864 A T . V h0 für das gänzliche Offenstehen.

W' = 0-288. AT. V\ für ein lmaliges Auf-und Zumachen.

II

W = Wärmeverlust per 1 Secunde und 1 m. Weite unter Voraussetzung einer Thiirhöhe von 2 m.

AT = T— t= Differenz der Lufttemperaturen beiderseits der Thüre. h₀ = der auf 0° reducirten Drucksäule, hervorgehend aus der Differenz der beiderseitigen 1 m. hohen Luftsäule von t° und T°.

Obige Zahlen wurden für 1 m. und 0'6 m. Weite der Thüröffnung oder des Thiir-öffnens berechnet.

Tabelle VI n.

AVärmednrchgang ćLurcłi Glas deck en.

Gegenstand

Transinissions-Coëfflcient k

Anmerkung

Einfache Glasdecke.

Vor Wind geschützt.....

„ nicht geschützt . .

In dem Falle, als die Glasdecke innen mit Schweiss über-

2-69

5-84

von

deckt ist, beziehungsweise .

| 3-11 I 8-24

Die Correction für den Fall der Temperatur-Differenz von Luft und Strahlungsobjecten ist aus Tabelle VI <7 zu entnehmen, da in dieser Hinsicht einfache Glasdecken und einfache Fenster gleichgehalten werden können.

ro M-s-- -’i

Glasdecke mit Ueberdachung.

Vor Wind geschützt......

„    „ nicht geschützt . . .

Bei Decken mit Ueberdachung

(T_|_ T")

kann die Mitteltemperatur-^--

Ł

anstatt T in Rechnung gebracht werden.

Der Wärmeverlust ist in allen Fällen :

— (T— t) k, eventuell

=[T4^-*lk’

worin

T = Temperatur der Luft unterhalb der Glasfläche,

T" = Temperatur der Strahlungsobjecte im eingedeckten Raume.

t = Temperatur des Freien über der Eindeckung,

W = Wärmeverlust per 1 qm. und 1 Stunde.

Tabelle VI o

über die TVandfLächen -Temperaturen.

Post-

Nr.

Gegenstand

Formel

Wand- oder Fussbodenflächen aus Stein, Ziegel, Mörtelputz oder Holz

2-13 4- 3-6

= 0175 W-f-0'6308

Wandflächen mit Tapeten überzogen .

W -p 3-77 8 2-13 -f 3-77

0-169 W 4-0-637 8

Plafondflächen vom Materiale wiePostl

W 4- 3-6 3

=0-176 W + 0-6348

dto.

dto.

Post2

W + 3-77 3

2 07 -r 3-77

0-171W4-0-645 3

Senkrechte Glasflächen einfacher und doppelter Fenster........

W4-293

2-9 4- 2-9

= 0172 W 4-0-500 3

Glasdecken, einfach oder überdacht .

W -f 2-9 3 2-07 -f 2-9

=0 201W 4-0-5833

Glasdecken, welche mitFensterschweiss bedeckt sind.........

W 4- 5-31 3 A — 2-07 4- 5-31

= 0136 W 4-0-7203

T, T', T" = Temperaturen .der Luft, der Mauerfläche und der strahlenden Fläche gegenüber im wärmeren Raume.

ĆO

t, P, t" = den analogen Temperaturen im äusseren kühlen Raume oder im Freien. T—T", eventuell t" — t =

T — T', eventuell P— t =

W = Transmission der betreffenden Wand, Decke, des Fussbodens oder Fensters stündlich per 1 qm.

Je nach Umständen kann in obigen Formeln das zweite, die Grösse 8 enthaltende Glied weggelassen werden.

Tabelle VI

über die Lufttemperaturen verschiedener Räume und über die Wärme-Ueberführung durch Fenster, Thüren und Decken.

(Nach den von Prof. H. Fischer im „Handbuch der Architektur” [Darmstadt 1881]

gegebenen Daten).

Gegenstand

Lufttemperatur T

Gegenstand

Lufttemperatur T

Schulen.......

Spitäler.......

Werkstätten, Fabriken, Kasernen, Gefängnisse

Treibhäuser.....

Die Temperatur des Freien ausserhalb der Städte ist 1° bis 3° niedriger als die in Städten.

+ 15» bis 18°

IS« n 200

150 „ Igo 20° „ 25°

Sitzungssäle, Hörsäle, Zeichensäle .    .    .    .

Tanzsäle......

Kirchen, Kalthäuser .    .

Synagogen ......

Sämmtliche Werthe von T bezeichnen die Lufttemperatur in Kopfhöhe.

170 bis 200 15° „ 18° IO» n 15o 15° „.20°

Mittel T = T + c (H — 3) (T — t). Hierin ist t = der Aussentemperatur,

= der Raumhöhe in Meter, = O05 bis 045.

Nach Messungen, die der Verfasser vornahm:

In Räumen mit Ventilations-Luftheizung und einer Höhe der Warmöffnungen über dem Fussboden von T9 m., eine Temperaturzunahme von circa 2° für jeden Höhenmeter.

In einem Saale mit der Höhe von zwei Geschossen mit Ventilations-Luftheizung und der vorbenannten Höhe der Warmöffnung bei aussen —10°, für -j- 10° und + 20° Lufttemperatur in Kopfhöhe eine Zunahme von 144° und 0⁻57° per Höhenmeter.

Gegenstand

Transmissions-Coefficient k

Einfache Fenster, wenn sie nicht vom Schweiss bedeckt und nicht

heftigen Winden ausgesetzt sind...........

Einfache Fenster in Aussenwänden...........

Einfache wagrechte Fenster, Oberlichten, unten die wärmere Luft Doppelfenster in Aussenwänden............

3-7

5-1

Doppelte wagrechte Fenster, unten die wärmere Luft .    .

Thüren, einseitig dem heftigen Winde ausgesetzt: aus Eichenholz

1*77

2*6

JJ

aus Tannenholz

Gewölbe...........

Tramdecke, oberhalb die kältere Luft „ wärmere Luft

002 m. stark 0 04 „

0 02 „

0-04 „

2-92

2-2

2-24

1*5

0-71

05

Tabelle VI q

über die Transmissions-EfFeete verschieden gestalteter Heizflächen.

Anmerkung

Formel

Bezeichnung

Heiz object

Post-

Nr.

k' = V/a k k" = ²/₃ k

k' = l¹/₃ k k" = V, k k'" = l'/₆k

k,==k_12k

= durchschnittlicher Transmissions-Coefficient für die Gesammtfläche des Rohres. = Transmissions -Coefficient der unteren Rohrhälfte.

— Transmissions-Coefficient der oberen Rohrhälfte.

Horizontales kreisförmiges Rohr

Zweckentsprechende Rip-penvorspriinge nachMass-gabe der Heizflächen-Temperatur.

Heizmedium Ma*imum des Temperatur Rippen-r    Vorsprunges

T = -f- 400° e = 90 mm.

T = -j- 300° e = 70 mm.

T = -j- 200° e — 60 mm.

e = 85 mm., k' = 0⁻32 k e = 45 mm., k' = 0 41 k e = 30 mm , k' = 0‘47 k e = 20 mm., k':=0 55k

k — durchschnittlicher Transmissions-Coefficient für ein quadratisches Rohr, k' = Transmissions-Coefficient d. unter. Fläche, k" = Transmissions-Coefficient d. oberen Fläche, k"' = Transmissions-Coefficient d. seitl. Flächen

k = durchschnittlicher Transmissions-Coefficient für eine senkrechte Fläche, k' = Transmissions-Coefficient einer geneigten Fläche für die Wärme-Abgabe nach oben. Neigung gegen den Horizont = 60°.

k = Transmissions-Coefficient für die glatte Heizfläche.

k' Transmissions-Coefficient für die Seiten-und Gratflächen der Rippen.

e = Rippenvorsprung.

Horizontales Rohr mit rechteckigem oder quadratischem Querschnitte

Geneigte Heizfläche

Rippenheizflächen

Io

Vorstehende Zahlen sind

als Dimensionen in Milli-

meter zu verstehen

Tabelle VI>

über die Transmissions-Coëfficienten verschiedener Heizflächen.

Post-

Nr.

Gegenstand

Trans-j missions-¹ Coefficient

1 Aus Luft oder Rauch durch eine etwa 1 cm. dicke Thonplatte nach Redtenbacher................. .

2 Aus Luft oder Rauch durch eine Wand von Gusseisen oder Eisenblech ..... .................

7 bis 10

3 Aus Luft oder Rauch durch eine guss- oder schmiedeeiserne Wand in Wasser oder umgekehrt . ...........

13 „    20

4 Aus Dampf durch eine guss- oder schmiedeeiserne Wand in Luft.........................

11 „ 18

5 Aus Dampf durch eine metallene Wand in Wasser . .

800 „ 1000

6 Aus Dampf durch eine bekleidete Metallwand in Luft (nach Isherwood) :

Nackte Wand

14-3

ii

ii

ii

ii

ii

ii

TH co cp iO kb Ó1 Ó3 H tH

1’2 bis 2

7 Kieselgur-Umhüllung 15 bis 30 mm. dick

Tabelle YII«

über die Permeabilität einiger Baumaterialien auf Grund der von

C. Lang gefundenen Resultate zusammengestellt.

Post-

Nr.

Materiale

Porosität, d. i.

Hohlraum-

Percente

Permea

bilitäts-

Constante

Durchschnittliche Verminderung der Permeabilität,

bei Ueberkleidung der Oberfläche

bei

mit

auf

Durch-nässung des Materiales auf

Sandstein

21-6 bis 9-3

0-124

gewöhnlicher Oel-farbe

Backstein

13    „ 31

0-203

Leimfarbe

Gryps

51

0-041

einmaligem Oel-anstriche

Luftmörtel

0-907

zweimaligem Oel-anstriche

Beton

0-258

zweimaligem Oel-anstriche nach 10 Jahren

/13

V.00

Eichenholz über Hirn

0-007

Fichtenholz über Hirn

o-oio

Wasserglas-Ueber-

zug

Tapeten

¹/₄bi.s¹/₂

Die Zahlen der beiden letzten Rubriken sind auf die Posten 6 und 7 nicht

anzuwenden.

Nach einer Zeit der Austrocknung von drei Tagen bei Sandstein und von 5 Tagen bei Luftmörtel stellt sich die ursprüngliche Permeabilität wieder ein.

Backstein bedarf hierzu theils der gleichen, theils längerer Zeit als Sandstein.

Formel Q

■    -- ; hierin Q = durchgehende Luftmenge in Liter per Stunde und

per 1 qcm. Oberfläche.

c — Permeabilitäts-Constante. p — Drucküberschuss per 1 qcm. in Kilogramm, q — Oberfläche in Quadratcentimeter. d = Dicke des Körpers in Meter.

Die Mörtelmenge beträgt ¹/₉ des kubischen Masses bei Bruchstein-, y₅ bis bei Backstein- und y₆ 3is ¹L bei Quadermauerwerk.

Post-

Nr.

OH(MCO^>OtDI>

t—I rH tH tH tH tH tH t—I

Tabelle VII b

über die "Windstärken nach Smeaton.

Geschwindigkeit per Secunde in Meter

Druck per 1 qm. iu Kilogramm

Charakter

Anmerkung

0-448

0-894

1-342

1-790

2-236

4-474

6-710

8-949

11-184

13-423

15-659

17-287

20-133

22-372

26-846

35-795

44-744

0-02957 0-11828 | 0-26021 | 0-46720 0-79742 2-90968 654677 11-63871 18-18548 26-19801 35-64355 46-56075 58-92043 72-74193 104-76613 186-25484 290-96774

kaum fühlbar

eben fühlbar

angenehmer Wind

frischer Wind

sehr frischer Wind

Die Ziffern der dritten Colonne geben zugleich die Höhe der Wassersäule in Millimeter an, die dem Winddrucke gleichkommt.

Formel : c² Pt Qsin²a

starker Wind

sehr starker Wind Sturm

grosser Sturm Orcan

grosser Orcan

jWorin

Q = Fläche in Quadratmeter.

Pt = Gewicht der Luft per 1 cbm. und bei t° g= 9'81.

a — Anfallswinkel des Windes gegen die Fläche.

c =: Geschwindigkeit des Windes per Se-cunde in Meter.

D = Druck in Kilogramm.

Tabelle VII c

über die Kohlensäure-Ausscheidung des menschlichen Körpers.

Individuen

Kohlensäure Ausscheidung per 1 Individuum und 1 Stunde

Anmerkung

Arbeiter während der Arbeit .

23

looo looo cbm'

Bei starker Arbeit.

Eine Versammlung von Männern Versammlung von Individuen verschiedenen Alters und Geschlechtes ........ .

Lehrzimmer für ältere Schüler (über 10 Jahre)......

20

1000

17

1000

13

1000

t»

Lehrzimmer für kleinere Kinder

10

VIIA

über die Ventilirung' verschiedener Locale mit Rücksicht auf die Kohlensäure-Ausscheidungen.

Anmerkung

Werth von J in Kilogramm

K kgr.

=r l]/₆ J cbm.

180 kgr.

tt

tt

et

Kategorie

Werth von R = nTj + a

Werth von m J

c

Werth von —— 1000

Die Beschaffenheit der Aussenluft, entsprechend a = 0 4

Luftbeschaffenheit im Beharrungszustande (Maximum der Luftverderbniss)

Kohlensäure-Aus- Jj Lufterneuerung per Scheidung per Indi- !; .. . , viduum und per Individuum und per Stunde    ||    Stunde_

Localität

1. Kategorie

0 511 pro mille

150 cbm.

cbm.

17

1000

120

72 bis 84

120

tt

tt

2.

3.

tt

tt

tt

0-57    „

100 „

17

tt

1000

??

tt

«3*68 bis 0 64

0 63

60 bis 70 „

100 „

17

tt

tt

1000

23

1000

1 kgr. zu 0-238 WE. per 1°,    1 cbm.

Luft zu 0-285WE. perl⁰ und a = 0 4 angenommen

tt

tt

tt

tt

tt

tt

72

48

72

36

36

30

18

“ f-fl

tt

tt

0-78

60 „

23

tt

1000

tt

tt

tt

-f

5.

U.

?»

tt

880

40 „

17

??

1000

tt

tt

tt

tt

tt

tt

tt

tt

0-73

1-07

107

1-2

1-27

123

60 „

30 „

30 „

25 „

15 „

“ ST

20

tt

tt

(t

et

tt

tt

1000

20

1000

20

1000

20

1000

13

1000

10

1000

Epidemie-Krankensäle .    .

Krankensäle f. Schwerverwundete od. Wöchnerinnen Krankensäle für gewöhnliche Kranke .    .    .    .

Ungesunde Werkstätten

Werkstätten, gewöhnliche

Theater

Längere Versammlungen

Kürzere Versammlungen

Kasernen

Schule für Erwachsene

„ grössere Kinder „ kleinere Kinder

tt

tt

Tabelle VII e

über die Kohlensäure-Production verschiedener Beleuchtungsobjecte.

Stündlicher Verbrauch

Beleuchtungsobject

Gramm

Liter

Lichtstärke in Normalkerzen

Stündliche Kohlensäure-Production in Liter

Anmerkung

Petroleum-Spaltbrenner .

35-5

0-045

10

56-8

Petroleum-Rundbrenner .

50-5

0046

7-6

61-6

Oellampe

22-4

0-025

31-2

Kerze

20-7

11-3

Steinkohl engas-Schnitt-

brenner

140

7-8

92-8

1 cbm. Gas entwickelt 0 9 bis 1-6 kgr. Kohlensäure, 0*8 bis 1'3 kgr. Wasserdampf und 4000 bis 7000 WE.

Steinkohlengas - Flachbrenner .....

127

10

86-0

Tabelle VII f

über die Lichtstärke und das Ventilations-Erforderniss bei verschiedenen

Beleuchtungsobjecten.

Beleuchtungsquelle

Gasverbrauch per Stunde in Kubikmeter

Lichtstärke in Normalkerzen

Werth

von c

Ventilationsgrösse per 1 Stunde in Kubikmeter

Anmerkung

Petroleum-Spaltbrenner . Petroleum-Kundbrenner .

10

56-8

47-3

7-6

61-6

51-3

Oellampe

31-2

26

Kerze

11-3

9-4

Steinkohlengas - Schnittbrenner .....

0-14

7-8.

92-8

77-3

Durchgehends a = 04 R = 1 in Formel 7) des Abschnittes VII

Steinkohlengas -Flachbrenner ....

Tabelle VII <7

über die Feuchtigkeits-Ausscheidung des menschlichen Körpers.

Lebensalter

Stündliche Feuchtigkeits-Ausscheidung

Anmerkung

Minimum

Maximum

8 Jahre . .

15

20

5)

20 bis 40 Jahre Ueber 40 Jahre

^ OO K OOOO

gr.

11

11

11

32 gr. 60 „ 80 „ 80 „

Vorstehende Zahlen sind nicht das Resultat directer Versuche, sondern ergaben sich aus beiläufigen Berechnungen.

Die Ausscheidung etwas abnehmend.

Tabelle VH A über den relativen Feuchtigkeitsgehalt der Atmosphäre in jedem Monate und zu verschiedenen Tageszeiten.

Monat

Sättigungsgrad in Percenten

Anmerkung

Januar . Februar . März .

85

79-9

76-4

April

71-4

Mai

691

Juni . . Juli . . August . September October . November December

69-7

665

661

72-8

78-9

85-3

86-2

Beobachtungsort: „Halle”.

Mittag.....

4 Uhr Nachmittag

8 „

Mitternacht . .

4 Uhr Früh . .

Abends

58-9

60-9

76-3

85-3

90

Tabelle VII i

über die Wärme-Entwicklung des menschlichen Körpers in verschiedenen Lebensaltern.

Alter

W ärme-Entwicklung

Anmerkung

8 Jahre

15    „

20

8 X 6*2 = 50 WE. per Stunde 15 X 6-2 = 93 „

20X6 2 = 124 „

j)

20 bis 40 Jahre

constant 124

Die vorstehenden Zahlen setzen eine Temperatur der umgebenden Luft von -j~ 20° voraus.

Ueber 40 Jahre

Abnahme um circa 1 WE. stündlich per 1 Jahr.

Tabelle Villa

über die Dimensionirung von Kaminen mit Ventilationsschloten nach

Morin.

Rauminhalt

des

Zimmers

Stündlich

aufgesaugtes

Luftquantum

Schornstein-

Querschnitt

Querschnitt

des

Totaler

Querschnitt

Schornstein

aufsatzes

der

Wärme

kammer

100 cbm.

500 cbm.

120

37

150

33

180

37

220

37

260

33

0⁻050 qm. 0-060 „ 0-075 „ 0090 „ 0110 „ 0130 „ 0150 „

0 025 qm. 0-030 „ 0038 „ 0-045 „

0 055 „

0065 „

0140 qm. 0168 „ 0-210 „ 0-252 „ 0-308 „ 0-364 „ 0-420 „

O KO GO    -rH -rH

GO CM O    CO KO

CD CM CM

nd

27 cm.

55 „

Tabelle YIII&

über die Grössenerfordernisse der Meidinger’schen Füllöfen.

Die Füllung von oben

27 cm. 45 „

20 cm.

17 cm.

38 „

Durchmesser des Heizcylinders

„ äusseren Mantels

O O t> lO CO

T—I tH

<M

- ' lO

O

CO

27 cm. 55 „

O O -H    ü H

CM O 00    CO KO

CD CM tH

O KO O    -H -rH

KO F- CD    CO KO

KO tH tH

<3

<15

O -H    CD

O CM tH CM CO H rl

O CO O    KO 05

CM CD KO    CO ^

^ ri rl

O 05 CD CD CO (M CO t—1 tH

28 V2

40

O t> -H    CM -rH

CO ->-1 O    CM CO

W rl H

180

132

120

: 21V₂

O ko cm

CO H O

tH -»H t—ł

<M

iH tH

O 05 CO O 05 GO

tH

Die Füllung von der Seite

27 cm. 45 „

20 cm.

“ 08

O CO GO    ²⁰

h lO CO CM Xv ■rH -h t-h    2

500

208

194

31

46V2

0-^0    H >

S !th    ⁰⁰ 2

O O CO 00 CO -H

CO tH tH

tH ^ CO

CD

-H

or---H    -H CD

tH CO CM    CM CO

CO tH tH

O >0 ■»“¹    —H tH

GO CO CM    -pH CM

T—I tH tH

O 05 iO    O lO

-^H tH O    rl rl

t—I tH tH

O )C H    CM GO

CM CM rH    H H

tH tH tH

=h

O lO 1-1    <M

GO 05 GO QT) tH

O -*H -h

CO CO

00 05

20 cm.

“ 08

o co O    O )0

O tH O    tH t—I

tH tH

oo o 08

"T—i

Heizraum in Kubikmeter

Ofenhölie bei verziertem Sockel „ einfachem

Beides in Centimeter

Coke- \

Kohlen- i FüllunS in KiloSramm

Durchmesser des Heizcylinders

„ äusseren Mantels

Heizraum in Kubikmeter .    .

Ofenhölie bei verziertem Sockel einfachem

Beides in Centimeter

in Kilogramm

I Füllung

Coke-

Kohlen-

rkung. Je nach der Zugregulirang durch das untere Thiirchen kann mit dem Verbrennungsquantum Grenzen von circa 0‘3 kgr. bis 7io ^er Füllung variirt werden.

Tabelle VIII c

über den Nutzeffect der Kamine und Stubenöfen.

Post-Nr.

Nutzeffect

Anmerkung

Nach Morin.

Gewöhnlicher Kamin......

Kamin mit Luftcirculation .... Gewöhnlicher Ofen nicht ummantelt . Thonöfen, mit Holz beheizt .    .    .    .

Schmiedeeiserner Ofen mit Luftcirculation ..........

10 bis 12°/o

33 „ 35% 83 „ 90%

87%

68 bis 93%

Vorstehende Per-cente sind als Theilzahlen der zur Entwicklung gelangenden Wärme zu verstehen.

Nach H. Fischer.

CO

Stubenöfen von Dienstboten bedient:

Minimum..........

Durchschnittlich.......

Maximum...........

Maximum bei grösseren Feuerungen

15 bis 20% 20 „ 30%

40%

50 bis 70%

Vorstehende Per-cente sind v. calori-metrischen Effecte der Brennstoffe zu nehmen.

Stündliche Wärme-Abgabe per 1 qm. Heizfläche

Totale Rostfläche als Bruchtheil der Heizfläche

Nach H. Fischer.

t- 00

05

Dünnwandige Thonöfen.....

Eiserne Oefen mit glatter Heizfläche ...........

Gerippte Heizflächen, Zuschuss zu Post 9 per 1 qm. Rippenflächen. .

1000 bis 1500

1500 „ 2500

600 „ 1000

t\Ê>[ M-

1-

8r

S -IS

Nach Péclet.

Glatte gusseiserne Heizflächen bis .

4000 WE.

Tabelle IX a

über Wärme-Erfordernisse und Transmissionswerthe von Heizflächen

zum Abschnitte „Canalheizung”.

Beziehung

Post-

Nr.

Gl.

Gegenstand

Anmerkung

CO

Für Kirchenbeheizung können per 100 cbm. Kauminhalt im Durchschnitte gerechnet werden:

0⁻66 bis 0*93 qm. Gusseisen-, oder 0’20 bis 0 37 qm. Mauerwerks-Heiz-flächen des Feuerungsapparates.

In der Voraussetzung einer Ummantelung des Apparates und Luft-bespülung im Zwischenräume.

CO

LO M-

Für Ermittlung des Wärmebedarfes von (christlichen) Kirchen ist nach H. Fischer eine Alternativ-Berech-nung durchzuführen und die grössere derselben beizubehalten, und zwar:

1. Alternative. Die Berechnung nach den gewöhnlichen Transmissionsformeln für die geforderte Zeitdauer der Erwärmung mit Zuschlag von 50 Percent.

2. Alternative. Die Berechnung des Wärme-Erfordernisses der inneren Mauerwerksschichte auf die Dicke von 15 bis 20 cm. zur Erhöhung auf die geforderte Lufttemperatur, mit Zuschlag der während der Anheizungszeit erfolgenden Transmission der Fenster und Thüren.

Die Anheizzeit ist Programmspunkt und variirt gewöhnlich innerhalb sechs bis zehn Stunden.

Tabelle Xa über die üimensionirnng von Luftheizapparaten.

(Zu den §§ 32, 33 und 34.)

Apparat

grösse

Heizflächen-Erforderniss

Kaminquerschnitt

Glatte

Heizfläche

für Vestibüle, Corridore, Treppen, Kirchen

für gut ventilirte Lehrzimmer

Totaler Rostquerschnitt

nach

Quadratmass

Durchmesser

eines

quadratischen

Kamines

10 qm.

1 qm.

3 qm.

100

7'7

d — 24 cm.

20 „

0-85 „

2’55 „

-~.F

SM

31

28 „

30 „

0-81 „

2-43 „

.F

75

CO

CM

CO

40 „

0 79 „

2-38 „

~.F

74

O'i

»n

CO

50 „

0-78 „

2 34 „

73

00

CO

il

60 „

0-77 „

2-32 „

il

JL. F

70

52

40 „

Anmerkung. Die vorstehenden Ziffern liefern bios allgemeine Daten. Genauere Ausmittlungen für bestimmt vorliegende Fälle müssten auf Berechnungen des Wärme-Erfordernisses und auf die Erfahrungszahlen hasirt werden, die den speciell zu verwendenden Apparaten entnommen werden müssen.

Tabelle X b

über die Heizflächenwertlie der Caloriferen und Heizfläcben-

Erfordernisse.

Post-Nr.

Gegenstand

Heiz fläch en werthe:

Bei milder Temperatur der Heizflächen können per 1 qm. glatter

Heizfläche gerechnet werden stündlich . . . 2000 WF.

Bei kräftiger Feuerung

. 4000 „

Nach Redtenbacher bis

8000 „

Heizflächen-Erf ordern iss:

Im Allgemeinen für nicht ventilirte Räume per

100 cbm.

circa 1 bis 1'5 qm.

Für gut ventilirte Räume

circa 2 qm

Tabelle Xc

über die approximativen Kosten einer Luftheiz-Anlage.

Bestandtheile

Kosten in Mark

A nm e rk u n g

Gusseisenrohre

19 bis 25

Schmiedeeisenbestandtheile

21 „ 25

Nebenstehende Ansätze gelten für die Stehrohrapparate des Verfassers.

Chamotte-Steine

Mauerwerk der Heizkammern, Luftkammern,

Luftzufuhr- und Warmcanäle im Keller-

geschosse

18

„ 46

Luftschieber in den Localen

29

„ 29

Aufzugthermometer

Zusammen . .

102 bis 140

Hierbei sind folgende Einheitspreise vorausgesetzt :

Die Leistung an Mauerwerk im Kellergeschosse ist wesentlich von der Grup-pirung der Heizräume abhängig, weil durch dieselbe die Länge der Luft-zu- und Abfuhrcanäle und die Anzahl der Luftkammern und Apparate bedingt wird.

Es bewegen sich daher die bezüglichen Kostenansätze innerhalb weiter Grenzen.

1 Metercentner Gusseisenbestandtheile . .

25

Schmiedeeisenbestandtheile

50

Chamotte-Steine

Tabelle XI a

über die Heizwirkung von Heisswasserrohren.

Temperatur

des Wassers im Rohre

der Luft des Locales

Temperatur-Differenz von Wasser und Luftumgebung

Transmittirte Wärme-Einheiten

Transmission per 1° Temperatur-Differenz

per 1 qm. Heizfläche

per 1 1. m. Heizrohr

Proport. Theil per 1°

per 1 qm. Heizfläche

per 1 1. m. Heizrohr

+ 60°

+ 20°

400

70»

20°

50°

396-43

519-54

436

1.35

K = 9-91

1-09

57-1

1-44

10-39

1-14

800

200

600

650-22

71-5

1-52

10-84

1-19

90°

20°

70°

100°

20°

80°

HO»

200

90°

783-01

93404

1087-37

86-7

1-60

12-26

1-24

102-7

119-6

1-69

11-67

1-28

1-77

120°

20°

100°

1248-43

137-3

1-86

12-08

12-48

1-33

1-37

130°

20°

110°

1400

20°

120«

150°

200

130°

1417-25

1595-48

1782-28

155-9

175-5

1961

1-96

2-06

12-88

13-29

13-71

1-42

1-46

1-51

Bemerkungen. Die Rohre sind mit 35 mm. äusserem Durchmesser angenommen und haben daher per 1 laufenden Meter eine Heizfläche von 0T1 qm.

zu

Die in der zweiten Colonne angesetzte Temperatur von —j—20° ist die allgemeine Lufttemperatur des Heizraumes. Der Berechnung liegt die Annahme Grunde, dass die Temperatur der festen Objecte, auf welche die Strahlung der Rohre trifft, mit dieser Lufttemperatur nahe übereinstimme.

Obige Coëfficienten setzen eine freie Lage der Rohre voraus, durch welche die Wärme-Ausstrahlung nach allen Richtungen begünstigt wird.

Tabelle XII«

über die Kosten einer Warmwasser-Heizanlage.

Post-

Nr.

Gegenstand

Gulden

österr. Mark Währ.

Anmerkung

Kesselanlage............

Rohre, Schieber, Hähne, Verkleidungsgitter, Expansionsgefässe und diverse Erfordernisse...........

5.—

10

Die nebenstehenden Beträge sind einer Schulheizanlage entnommen.

13.50

27

Wasseröfen

20.—

40

1.50

Ventilationsklappen in den Localen . .

Summe . .

40.—

80

Tabelle XIII«

über die Dimensionirung von Kesselfeuerungen und über die Verhältnisse und den Effect verschiedener Kesselsysteme.

Post-

Nr.

Gegenstand

Anmerkung

Feuerröste.

der Roststäbe

max 1 m. Länge 5 mm. Kopfbreite \ Minimalquerschnitt der Rost-

10 mm. Kopfbreite 10 mm. obere Spaltweite 20 mm. Kopfbreite 18 mm. obere Spaltbreite Heber 40 mm. Höhe

der Roststäbe für Nuss-, Gries- und Kleinkohle der Roststäbe für Stück-und Würfelkohle

stäbe

40 mm. Höhe

Treppenröste.

63 bis 80 mm. lange Rostplatten in 25 mm. Abstand.

Feuerplatte.

300 bis 400 mm. breit.

Post-

Nr.

Gegenstand

Anmerkung

Feuerbrücke.

12 bis 16 m. Geschwindigkeit des Gasstromes per Secunde.

Circa 12 Percent der totalen Rostfläche als offener Querschnitt über der Feuerbrücke.

l/₃ Durchmesser als Abstand der Feuerbrücke vom obersten Punkte der Wölbung in Flammrohren.

15 bis 20 cm. Abstand der Feuerbrücke bei Aussen-feuerung vom tiefsten Punkte der Kesselrundung, gegen rechts und links bis zur Feuerlinie allmählich abnehmend bis auf 8 cm.

Heizthüren.

Bis zu 600 mm. Rostbreite einfache Thüren.

350 bis 400 mm. Weite |

300 bis 350 mm. Höhe )

der einfachen Heizthüren.

F euerzüge.

12 Percen der totalen Rostfläche offener Querschnitt über der Feuerbrücke.

38 Percent der totalen Rostfläche der 1. Zug.

n 2*    ,,

» 3. ,,

25 bis 20 Percent der totalen Rostfläche der Rauchcanal. 25 „ 20    „

für den Rauchsammelcanal.

30 m. Mengraum der Gesammtlänge aller Züge.

2 bis 5 m. Gasgeschwindigkeit per Secunde in normalen Zügen.

10 bis 12 m. Gasgeschwindigkeit per Secunde in Röhrenzügen.

Dimensionen der Dampfkamine nach Grashof.

Quadratisch gemauert.

32

25

•n

„ Rostflächen aller Kessel

H T, T₂ j V T,

T₂ V

50    0-2

100    03

200

0-5

GO

88 I

0-9

1*7

05 Q H O H

6nibóŃ

H !M W CO CO

H    K    tO    tO    tO

to    OS    o    rf*.    o

CO    DO    M    O)    CO

M- M- M- DO DO tout-~.ro>-*. M- 00 —1 O 05

rl N H Od (M

ÔJ cŃ ob m ob

M- DO 03 CO

œ cd o co

M- 05 O 00

I—1. M. I—Ł

05 CT 05 (->• DO

1-8

2-5

2-9

3-1

150° bis 200° zu erreichendes Minimum von T,

T, =300 bis 500°

bei minderen Anlagen

dem stündlichen Kohlenbedarf in Kilogramm.

Tt die Einströmungs-, T₂ die Ausströmungstemperatur der Gase.

V = der Ausströmungsgeschwindigkeit in Meter per Secunde.

Q = dem Mündungsquerschnitte in Quadratmeter.

H = der Schornsteinhöhe über dem Roste in Meter.

(Fortsetzung.)

Maximal-Dimensionen

Kesselgattung

Kostfläche

Länge

Durchmesser

Heizfläche

Stündliche Dampferzeugung per 1 qm. Heizfläche

Nutzeffect

Anmerkung

Einfacher Walzenkessel .

10 m.

1-25 m.

25 qm.

ad § 14.

Walzenkessel mit zwei

Unterkessel

60 qm.

1 .. 1

2Ö

bis

30

15 bis 30 kgr.

50 bis 60 Percent

ad § 16.

(Gegenstromkessel.)

der Heizfläche

Zweiflammrohrkessel . .

6 bis 10 m.

D = 16 bis 2’2 m.

60 bis 100 qm.

ad § 18.

(Lancasbire-Kessel.)

d = 0*6 bis 09 m.

Die Wandstärken der

Flammrohre max 13 mm. Entfernung der Absteifungen 30 bis 100 mm. (Bis 6 Atmosphären.)

Flammrohrkessel m. Feuer

rohren

100 bis 150 qm.

(Tischbeinkessel.)

70 bis 80 Percent

ad § 19.

Horizontaler

Cylinder-

kessel . .

60 bis 130 qm.

13 kgr.

72 bis 75 Percent

Combinirt mit einem senk

rechten Köhrenkessel .

(Dupis-Kessel.)

Tenbrink-Kessel . .

40 bis 80 qm.

15 bis 18 kgr.

erreichter,

10 bis 12 kgr. mit günstigstem Effect

75 bis 85 Percent

Stündlich 60 bis 100 kgr. Steinkohle oder 100 bis 200 kgr. Braunkohle per 1 qm. Rostfläche in der Schräge gemessen.

Tabelle XIII b

über die Temperaturen, Spannungen und specifischen Gewichte des gesättigten Wasserdampfes, ferner über Wandstärken und Dicke der Umhüllungen von Dampfrohren. (Mit Zugrundelegung der Tabelle IV&.)

Spannung in Atmosphären

Gewicht per 1 cbm. Dampf in Kilogramm

Gewichts-Differenz per '/I0 Atmosphäre

Dampf-

Temperatur

Wärme-Abgabe bei Condensirung von 1 kgr.

Spannung in Atmosphären

Gewicht per 1 cbm. Dampf in Kilogramm

Gewichts-Differenz per */₁₀ Atmosphäre

Dampf-

Temperatur

Wärme-Abgabe beiCondensirung von 1 kgr._

<3

EH

<1

1-0    05919

1-1    0-6456

1-2    0-6992    0 0537

1-3    0-7529

1-4    0-8065

1-5    0-8602

1-6    0-9122

1-7    0-9642    0-0520

1-8    1-0162

1- 9    10682

2- 0    1-1202

2-1    1-1710

2-2    1-2218    0-0508

2-3    1-2727

2-4    1-3235 _

2-5    1-3743

2-6    14241

2-7    1-4739    0-0498

28    1-5236

2- 9    1-5734

3- 0    1-6232

3-1    1-6723

3-2    1-7215    0-0491

3-3    1-7706

4-1 ¹ 21602 4-2    2-2088

4-3 ' 2-2575

0-0487

ilslllgllll gllsSlsSslSSülIlilllll

O T-l <M CO

^ Hji Hs

tH tH r-t T-1

t* IO

■4    ^

T-( T-l

T-l T"I

ZD t-

4-4

4-5

4-6

4-7

4-8

4-9

5-0

51

5-2

5-3

5-4

5-5

5-6

5-7

5-8

5-9

60

2-3061

2-3547

2-4021

2-4495

2-4970

2-5444

2-5918

26387

2-6857

2-7326

2 7796

2-8265 |

2-8731 '

2-9197

2- 9664

3- 0130 3-0596

0-0487

147

503

148

502

149

501

150

501

0-0475    151

500

151

152

153

154

0-0469    154

0-0467

155

156

157

157

158

158

159

500

499

499

498

498

497

497

496

496

495

495

494

Wandstärke der Dampfrohre und Dicke der Umhüllungen nach Prof. H. Fischer.

Rohr

durchmesser

Wandstärke 8

Umhüllungsstärke o'

Anmerkung

Bis

0-044 m. 0⁻003 m. 0-03 m. 0⁻05 m. 0-009 m. 0-03 m.

Schmiedeisen

Gusseisen

und

darüber

Tabelle XIII c

über die Effecte von Dampfkesselfeuernngen nach v. Reiche.

V erhältnisszalilen

Anmerkung

Schlot

querschnitt

Heizfl.

220

Schlot

querschnitt

Rostfl.

Rostfl.

Heizfl.

Sunjdu.rep.i9 ą

1 qm. Heizfläche per Stunde

jdra«Q

ipnonpoid

⁹iq°x

pnumsuoo

uiuibjSo[;x ui gprrałg X Pun 9xPS0 -^soji -uib x -isd ransuoQ-uapio^j

Intensität der Heizung

O

ce

CCI

O

r2

pM

'S

02

:2

£h

CC

O

.15

Versuche

Die Reiche’sche Tabelle wurde vom Verfasser in einer etwas geänderten Gestalt gegeben. Derselbe fügt noch bei:

Die kurzflammige sogenannte Esskohle aus den westphälisclien Revieren hat im Mittel nach Dr. Muck per 1 kgr. 8500 WE.

180

Ï4Ô

100

tH ;CD "»H IlO tH t*H |"^H t—I 1”^ t—I    tH l'rfH

288

88 8

48

fZ

30

08

9facli

8fach

7faeh

6facb

10

99-91

2333

30

111

2 08

4-33

Der Kessel stark geschont .....

O O © a co o

§3

tH

massig geschont .

massig angestrengt

stark angestrengt .

(Fortsetzung.)

Anmerkung

Die erdige Braunkohle aus den

Anhalt’schen Revieren hat nach

Zinken per 1 kgr. 3200 WE.

Verhältnisszahlen

Schlot

querschnitt

Ileizfl.

220

th IsB

ItH

tH I®

jiH

100

Scblot-

querschnitt

Rostfl.

'S

per 1 Stunde nach Schwackhöfer.

rG

.2

"S

oa

.2

JD

rg

a>

bD

ci

Braunkohle 4 bis 20 cm. Schichthöhe.

n3

-s

bD

•/.

(T

/-

■H l^"~ T-( |t> tH |«o t-I [c- tH leo T-I lie rH lc£> tH 1.0 T—ł ItH

g

tH

g

tH

Rostfl.

HeizfL

■s

tH

33-33

-13 -18 -

114

tH

22 8

00

th ça th

15-5

/-

.2

iH

23-3

oo

-g

'h

g

tH

•■g

t©

Sumduivpj9^

pq

S'Afach

3fach

2²/₃fach

27₃fach

-p

-p

2

:0

Ph

JD

ci

*G

•g

1 qm. Heizfläche per Stunde

jduiBQ[

}jtonpojcl

8iqox

pnninsuoo

nnnujSopvj ut Qputng f pun 9qoup -łsoji ⁻rab i jad umsuoQ-uaiqox

Intensität der Heizung

■ë

.-s

16-66

23-33

.2

Versuche

3-33

5-55

8-75

12-85

160

100

200

100

200

300

200

300

450

Der Kessel stark geschont

massig geschont . . .

massig angestrengt .

stark angestrengt . .

Maximal -"V" erbrennun gs -

n ^ ii

Bei geneigten Rösten i

60 bis 70 kgr. stark backende Kohle 4 78 „ 80 „ weniger

Tabelle XIII d

über Transmissions-Coefficienten, Heizflächen- und Kostenerfordernisse für Dampfheizanlagen.

Post-Nr.

Transmissions-Verhältnisse

W ärmetransmission per 1 Stunde, 1 qm.

Heizfläche und 1° Temperatur-Differenz in WE.

▼H

lO

O <35 ÖD

10 cm. weites Gusseisenrohr

20 „

30 „

in freier horizontaler Lage, nach Péclet.

k — 13

Dampfschlangen in Gehäusen.

k = 10 bis 12

Häufig für Durchschnittsrechnungen in Anwendung.

k' = ⁴/₅k

Approximative Verminderung des Transmissionsvermögens, wenn der Heizkörper ummantelt ist oder die Heizrohre in Fussbodencanäle eingelegt sind, aus Daten hervorgehend, die von Valerius gegeben wurden.

k = 1073

Dampf an Wasser mittelst Dampfschlangen.

eines senkrechten

k = 921

k = 750

Dampfrohres.

durch den Boden eines Wassergefasses.

circa 2 bis 4 qm.

circa 1*7 qm.

circa 0T1 qm.

Dampfheizfläche per 100 cbm. Heizraum für Zimmertemperaturen von 15 bis 17°. Dampfheizfläche für massiger zu beheizende Werkstätten.

Dampfheizfläche per stündliche 100 WE. im grossen Durchschnitte nach Wolpert.

9 circa 145 Mark 10 circa 160 bis 170 Mark

per 1 qm. Dampfheizfläche für gewöhnliche Anlagen.

bei theilweiser Ausstattung mit Dampfwasseröfen.

k Raków

In jedem Falle inclusive Herstellung des Kessel-rerkes und des Dampfschornsteines.

Seite Zeile lies :

14

schwerer oder leichter welche bei Ermittlung des Wärmebedarfes für

Seite

Zeile

lies:

81

81

4    28    357°

7    37    V anstatt    V'

8    3 9    Fortin’sche

11    §16 „Schlussbemerkung” a. Paragraphtitel

18    16    nach 19)

(v- V)²

84

90

21

14

90

92

22    23    Geschwindigkeitshöhe

24 Fig.5 S₃, v₃, S₂, p₂ = 0-063, anstatt S₂, S₃, v₃, Pi

26    6    36) bis 43)

28    13    die Ausflussgeschwindigkeit

28    21    Säule

29    19    r

35    14    A't

36    21    M anstatt n und S anstatt s

37    30    Anrechnung

44 Fig. 11 p₂ =6-159

47    37    V anstatt A

48    3    S² anstatt s²

51    20    T anstatt t

51    32    0-54. SX anstatt 0‘54S

52    28    (siehe Ableitung zu Formel 18).

A-r — At

x_ At² At und dl/T A t² A t — (At — A t ) 2 A At

52    31

53

53

CQ    <55

r-i    CQ

0-63

At⁴ At²

anstatt =

x w

M₀ (1 + at)

T²

93

94

94

29    110) anstatt 100)

Die Resultate 112), 113), 114) wären behufs vollständiger Genauigkeit noch mit respestive 1 058, 1 073, 1073 und 1'079X1‘073 behufs Umwandlung von — 15“, 0° und —20° auf +20°. dieselbe anstatt die kein wesentlicher Gewichtspercente

(kalk- und magnesiahältiges Wasser) Destillation gänzlich oder durch Erwärmung zum 0-000805

94

96

96

97

97

97

97

97

98

99

99

98

99

100

106

b anstatt 6 anzunehmen

B, s anstatt B s

0-000805

s₂ :

0-001294

b = B anstatt p = B erhält man für das blosse Vorhandensein von Luft aus 9) s'₃ anstatt s'2 „ebenso” entfällt

1 —j- a t

anstatt : B —

K P b 100

9)

54

X anstatt

vu

54    16

54

38

57 18 u. 27

60

60

21

10

60 18

61

16

65    11

67

68

22

68    33

69

11

1 + £C endlichen Abzug ,,und” anstatt rund beziehungsweise III c und IV c 800°

Tabelle IVc

0 0701 (1 + 800.0-003665) = 0-276

verglichen

gegen rechts

0-00039.0-17 = 0-00007

Formel-Tabelle III, Post 2

III c

fix angenommenen

l + SC

107

107

107

107

110

112

120

121

124

125

38)

70

70    24

71

75

Post 2

wurde oben der Grösse h 185.32-3 k =

~ (200 + 96) a und ~ (96 + 86) a A (+ 14»)

S -=- = 0-367

S²

0-025²

126

128

137

140

140

140

140

140

140

76

76

76

76

77

77    13

80    23

81

5    A (14 + 48) —

4    100) und 103)

26 und 27. S₃² in den zweiten Gliedern der Gleichungen

30    +25-6hA0 =4050-5+ 25-6 h Ae

°'⁹⁵¹ “l'+Te ) + °’⁰⁷⁴]

müssten anstatt mussten 0-024.0-04.5 — 15°

141

144

149

151

151

155

157

157

2t)

Wärmecapacität des Wasserdampfes eine

auf die Werthe von v₂ und vt zu Gl. 15) erhalten wir Wäre dies bei derselben Temperatur nicht der Fall,

eine Verbindung des Sauerstoffes mit den Bestandtheilen des Brennmateriales, welches bei Zufuhr von Luft und Entwicklung von Wärme vor sich geht

der festen Brennstoffe ist (Cellulose und Lignin) einen nicht mit Sauerstoff chemisch „Incrustirung” entfällt Kohlenwasserstoffe u. das Kohlenoxyd Oeffnung B anstatt H 26 bis 28 „weil derselbe Einfluss hat” entfällt

IV    c

V    erbrennungsgefässes sondern mit einiger Abänderung nach Art des Volumhygrometers auch für etwas fettig gemachter Glaswolle In Fig. 22 zunächst J, m' anstatt m.

6 + 2.8 = 22 c anstatt q c Q anstatt J c Q r anstatt p (nL-j- 1 — r)

— t anstatt = t

— C (8000 — 2400) =

5600 C

11

35

15

18

36

16

25

16

19

22

27

41

41

34

40

39

29

81    19

81

20

in Tabelle VII sin² 90

158

158

13

15

e = 1 —

Aetzbarytlösung austitrirt 3800 anstatt 3986 sind Vorkommnisse in der zeigen zum Theile noch Steinkohlenklein

IV    (in § 43 entwickelt) erhält man

V    = [1-9775 . 2-933 + 1-25616 . 8-21+] = 16-4995 eventuell = + 1-29318.10-76 = 30-4141

Durchgangshindernisse Ein anderes Verhältniss

Seite Zeile lie»:

158    17    Holzarten, das harte sowie das weiche

1    merklich anstatt wesentlich

2    oder die Aussentemperatur

177    19    Abstand e'

213    31    148) anstatt 138)

214    24    Bodentemperatur

Seite Zeile lies :

9    178)

533 Fig. 221 Am Zusammenstosse der Rohre B und D, der Buchstabe C zu setzen 4    580.20 = 11600 oder rund 11000

37280

-= 8-9

11000

Zu den Formel-Tabellen XI und XII gehört als Ergänzung noch die Gleichung

_(W — w) (T-t)

W — w

Bezüglich der Buchstabenbezeichnungen siehe Seite 537 und 538.

Als Ergänzung der namentlichen Anführung jener Autoren, deren Schriften der Verfasser benützte, erwähnt derselbe noch des trefflichen Werkes, welches Herr Professor Schultz über Heizung und Ventilation veröffentlichte.

Die auf Seite 113 und 114 besprochene Schachtfeuerung, sowie der in Fig. 19 skizzirte Luftheizapparat wurden nicht von Prof. Dr. Wolpert construirt.

Die Wolpert’schen Luftsauger wurden nur dem Principe nach besprochen. Das Detail derselben findet sich in Dr. Wolpert’s Publicationen.

171

176

220

552

552

.....—

Alphabetisches Sachregister.

In dieses Sachregister wurden zumeist nur jene einzelnen Gegenstände oder Gruppirungen von gleichartigen Gegenständen aufgenommen, die aus dem allgemeinen Inhaltsverzeichnisse nicht sofort entnommen werden können.

c.

A.

Absoluter Wärme-Effect 138.

Anemometer 363.

An er oïd 8.

Arbeitseflfect 11.

Arbeitsleistung 10.

Armirung, Dampfkessel-, 577, 579, 583. Aschenthüre 559.

Aspirationsschlote, s. Saugessen. Aspirations-Ventilation, s. Ventilatiönsarten 354.

Atmosphärische Luft 96. Aufzugthermometer 406. Ausdehnungs-Coëfficient 4. Ausdehnungs-Coëfficient des Wassers 29. Ausfluss-Coëfficient 17.

B.

Barometer 8.

Beleuchtungsobjecte, Luftverderbniss 325. Beleuchtungsobjecte, ventilirende 327. Beschleunigung des freien Falles 9. Bewegungswiderstände, s. Druckverluste. Braunkohle 161.

Brennbarkeit 147.

Brennholz 148.

Brennmaterialien, s. Brennstoffe. Brennstoff-Erforderniss während einer Heizsaison 276.

Brennstoff, Mehrerforderniss in strengen Wintern 277.

Brennwerthbestimmung der Brennstoffe 144. Briquettes 155.

Calorie, s. Wärme-Einheit.

Calorimeter 122.

Cälorimetrischer Effect 116, 136. Canalheizung 381.

Celsiusgrade, ausschliesslich zu verstehen 4. Chemische Verbindungen 88.

Coaks 155.

Compensatoren 599.

Contraction 18.

Contractions-Coefficient 17.

D.

Dampf, s. Wasserdampf.

Dampfbildung 564.

Dampfkessel 565.

Dampfvertheiler 590.

Dampfwasserheizung 643. Deckenconstruction 208, 232, 256, 282. Dilatationslager 599.

Doppelfenster, siehe Fenster 257. Druckverluste, Beispiele 41—44. Druckverluste durch die Brennstoff-Schichte 66.

Druckverluste durch den Luftheizapparat 59.

F.

279.

Druckverluste in Wasserleitungen, Theorie derselben 37—41, 45.

E.

Einstromheizung 309—313.

Elementar-Analyse der Kohlen 143. Essengase 54—72, 142.

Essengas-Analyse 124—136.

Essengase, specifisches Gewicht 118. Essengase, Wärme-Entführung 117, 142. Exhaustoren (s. Ventilatoren).

Fall, freier 9.

Fenster, diverses 79, 179, 181, 184, 186, 189, 204, 206, 228, 257, 258, 259, 262,

Feuchtigkeitsabgabe des menschlichen Körpers 332.

Feuchtigkeitsgrad, Beharrungszustand 333. Feuchtigkeit der Brennstoffe. 149. Feuchtigkeitsmesser für die Luft 101. Feuerungsarten 560.

Feuerrost 54, 56, 158, 440, 442, 589. Feuertemperatur 116.

Feuerzüge 563.

Flammbarkeit 147.

Fussböden 216, 255.

G.

Gasaualytischer Apparat 124. Gegenstromheizung 314, 425, 433. Geschwindigkeits-Formeln 22, 27, 30, 32 33, 36, 47, 49, 53.

Geschwindigkeitshöhe 10.

Gewichtseinheit 1.

Glasdecken 217, 218, 236.

Graphische Methoden, Wärme-Transmission, 279, 283, 433.

H.

Herdplatte 557.

Heizflächen, geneigte 301. Heizflächenwerthe 168, 298, 301, 303, 304, 306, 309—316, 343, 379, 385, 422, 431, 433, 437, 500, 511, 613—619, 622, 640. Heizthüren 559.

Heizung, unterbrochene, an einzelnen Tagen 274, 277.

Heizung, unterbrochene, auf längere Zeit 277.

Holz (s. Brennholz). Holzkohle 150. Hygrometer, Volum- 101.

I.

Initial-Temperatur 116.

K.

Kamin (s. Schornstein).

Kaminheizungen 367.

Kohlenoxyd 90.

Kohlensäuregas 91.

Kohlensäure, durch Aufenthalt von Menschen 322.

Kohlensäure, Ausscheidung des menschlichen Körpers 324.

Kohlenstoff 90.

Ł.

Latente Wärme 2, 3.

Lebendige Kraft 10.

Leuchtgas 156.

Lignit 151.

Luftabkühlung 345.

Luftdruck 8.

Luftfeuchtigkeit 96.

Luftfeuchtigkeit, nebelige Luft 106. Luftfeuchtigkeit, zulässige, für den Aufenthalt von Menschen 331.

L/uftfiltrirung 341.

Luftmischung 335, 338, 409, 475. Luftstaubreinigung 341.

Lufttrocknung 341.

Luftsauger, über Dach 356, 357. Luftsaugung (Ventilationsarten) 354. Luftwaschung 341.

UL

Mariotte’sches Gesetz 6.

N.

Normaltemperaturen 242.

P.

Parallelstromheizung 313, 425, 433. Petroleum 156.

Permeabilität der Wände 316. Pferdekraft 11.

Psychrometer 100.

u.

Pulsions-Ventilation (Ventilationsarten) 359. Pyrometer 3.

Pyrometrischer Effect 116, 136, 139.

R.

Rauch, s. Essengase.

Rauchbelästigrung 77.

Rauchbildung 108.

Rauchfang, s. Schornstein.

Rauchgase, s. Essengase.

Rauchrohre, in den Schornstein mündend, 72. Rauchverzehrung 109.

Réaumurgrade, nach selben nicht gerechnet 4. Reductions-Coëfficient 18.

Redueirventil 589.

Reflectoren 556.

Revisionskasten 592.

Rohrverbindungen 486, 518, 598.

Roststäbe 54, 557.

Rutschthermometer 406.

S.

Sauerstoff 89.    .

Saugessen 47, 52, 173, 469, 472, 479. Schachtfeuerung 114.

Schichthöhen der Brennstoffe 158. Schmelzpunkt 6, 7, 442.

Schornstein, Querschnitte, 7, 65—70, 72, 442, 479.

Siedepunkt 6.

Specifisches Gewicht 1.

Speisevorrichtungen für Dampfkessel 580,581. Steinkohle 153.

Stickstoff 90.

Strahlungsvermögen der Brennstoffe 147. Stundenpass für den Heizer 422.

T.

Temperaturen, Diverses 184, 186, 242, 243 252, 262, 270, 621. Temperatur-Correspondenz 406. Tenbrink-Feuerung 111, 576.

Theilungsmethode, Brennstoffe 142. Thermometer 3.

Thüren, Diverses, 79, 233, 234, 260, 267. Torf 161.

Torfkohle 151.

Transmissions - Coefficient,    verschiedener

Heizflächen (s. Heizflächenwerthe).

Ummantelte Hefeflächen, Transmissisons-Coefficient 172.

Undicht schliéssende Fenster 79.

V.

Ventilatoren 349—353, 473. Ventilationsarten 72, 83 348, 357. Ventilations-Programm, 321. Verbrennungs-Ergebnisse 120. Verbrennungsprocess 106, 114, 156. Verbrennung, unvollkommene 139. Verdampfungswerth 139. Verdunstungsvorrichtung 265, 339, 340,411. Vergasungswärme 120.

Volumhygrometer 101.

W.

Wände, Diverses 174, 181, 184, 186, 189, 190, 200, 220, 260, 279.

Wärme, Diverses 160—171.

Wärmebedarf, Diverses 238, 262, 264, 269,

270, 271, 272, 274, 275, 276, 277, 385, 472.

Wärmecapacität 1.

Wärmeeinheit, 1.

Wärme-Erzeugung des menschlichen Körpers 343.

Wasser 92.

Wasserbewegung, Druckverluste 37. Wasserdampf 2, 3, 83, 564.

Wassergas 156.

Wasserheizkessel s. Abschnitt.

Wasserofen 72.

Wasserstoff 89.

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