selbstverständlich erst nach Erprobung des Systems im dauernden Betriebe gefällt werden können.

Die Steuerung beruht auf der Anwendung einer vom Regulator umlegbaren Lenkerstange bei gleichbleibender Bahn des Antriebspunktes. Dieses Prinzip ist bei zwangläufigen Ventilsteuerungen vielfach benutzt worden, meines Wissens zuerst 1878 von L. Staněk (bekannt durch seinen Reduktor), dann von Häfner, Proell, Recke, Widnmann u. a., deren Konstruktionen sich durch die verschiedenartig, jedoch stets von einem Exzenter auf der Steuerwelle, abgeleitete Antriebsbewegung und in der Verbindung der umlegbaren Lenkerstange mit Ventil und Regulator unterscheiden.

Im vorliegenden Falle bewirken zwei Exzenter von der Schwungradwelle den Antrieb. Die aus den Textfig. 18 und 19 ersichtliche schwingende exzentrische Scheibe wird von dem Hilfsexzenter angetrieben und vereinigt ihre quergerichtete Bewegung mit jener des steuernden Exzenters, welches an einem die Scheibe umgebenden Ring angreift.

Um möglichst grosse Eröffnungen zu erzielen, ist die Exzentrizität der schwingenden Scheibe nach aufwärts gerichtet, wodurch die zum Oeffnen benutzte obere Hälfte der Bahn der Antriebszapfen stärker gekrümmt ausfällt. Das Regulatorstellzeug führt den oberen Endpunkt der Lenkerstange, während die Schieberbewegung von einem ihrer Zwischenpunkte abgeleitet werden kann.

Aus den gezeichneten Bahnen und Abschlussbogen ist sehr leicht zu erkennen, dass hierdurch die Eintrittsvoröffnung mit der Füllung zunimmt, anderseits aber die gewünschten Füllungsgrenzen mit einem sehr geringen Umlegwinkel der

1) Z. 1891 S. 1361.

Lenkerstange erreicht werden können, wodurch, infolge der mässigen Schrägstellung, geringe Rückwirkung auf das Stellzeug bedingt ist. Der Mechanismus erfährt im Gang wechselnde Kraftrichtung; auf die naheliegende Anbringung eines Spanngewichtes am Schieberhebel kann aber verzichtet werden, weil der Hubwechsel auf der Unterseite der Bahn, wo der Krümmungshalbmesser mit der Lenkerstange gleichgerichtet ist, äusserst sanft erfolgt, während bei dem oberen Hubwechsel der Schieber offen, daher entlastet ist.

Die Schieberwege bei verschiedenen Füllungsgraden sind in der Textfig. 19 besonders gezeichnet. Die Eröffnungen werden durch die Trickspalte verdoppelt; ihre Gröfse und die Schlussgeschwindigkeit sind nach den Erfahrungen an zwangläufigen Ventilsteuerungen bemessen worden2).

Die Auslassschieber des Hochdruckcylinders erhalten ihre Bewegung vom Zapfen am unteren Ende des schwingenden Hebels. Das steuernde Exzenter eilt unter 45° vor. Punkte, welche am Hebel oberhalb des Exzenterangriffes liegen, haben stärker voreilende, unterhalb liegende minder voreilende Bewegung, was gebotenenfalls auch für veränderliche Kompression ausgenutzt werden kann.

1) patentirt in Oesterreich-Ungarn und in Deutschland.

2) Die Eröffnung bei kleinen Füllungen lässt sich leicht wesentlich vergrössern, wenn gröfseres Eintritts voröffnen eingestellt wird. In diesem Falle kann auch der Stützpunkt des Uebersetzungshebels dadurch etwas verschoben werden, dass sein in der Befestigung exzentrisch gefasster Zapfen verdreht wird; hierdurch wird der Abschlusskreis so verlegt, dass das Voröffnen bei der gröfsten Füllung nicht früher eintritt als zuvor. Die Nullfüllung wird durch Verlängerung der Stellzeugstangen wieder erreicht; die Füllungsgrenzen werden dann enger oder erfordern mehr Hub am Stellzeug.

So wie bei dem Hochdruckcylinder liegen auch bei dem Niederdruckcylinder die vier Drehschieber unten. Sie wurden dort, wegen anfänglich beabsichtigten Auspuffbetriebes, durch besondere Exzenter für Einlass und Auslass getrennt gesteuert. Die Textfig. 18 und 20 stellen die Steuerung dar.

Das Einlassexzenter greift an einer Verteilungsscheibe, das Auslassexzenter an einem hinter dieser an demselben gusseisernen Bolzen gelagerten Hebel an; hierdurch finden die vom Lager bis Mitte Cylinder reichenden starken Exzenterstangen ausreichende Stützung, und es können sämtliche Schieber mit Ausnutzung der Corliss-Schränkung angetrieben werden. Die Keile, welche die Schieberhebel auf den Spindeln halten, sind, um nötigenfalls leicht ausziehbar zu sein, mit vorstehenden Keilnasen versehen und durch aufgeschraubte blanke Kappen verdeckt.

Die Maschine lief unbelastet mit Kondensation unter Benutzung einer Klein'schen Kühlanlage 2) für das Einspritzwasser. Die Luftpumpe drückte das Wasser unmittelbar auf den Kühlturm hinauf, der aus Ausstellungsrücksichten samt Ventilator über dem Fussboden stand, sodass die Förderhöhe 7 m erreichte..

Die Luftpumpe, deren Einrichtung aus der Zeichnung ersichtlich ist, wirkt zweistufig. Der Raum unter dem Kolben saugt bei Aufgang aus dem Kondensator. Bei dem folgenden Kolbenniedergang tritt der verdrängte Inhalt in den Raum oberhalb des Kolbens, welcher durch das dicke Kolbenrohr auf halben Querschnitt vermindert wird. Der folgende Aufgang setzt erst die Verdichtung bis zum Ausguss fort. Diese Arbeitsweise bietet wichtige Vorteile.

2) Z. 1892 S. 103.

Die Saugwirkung der Unterseite ist eine sehr reichliche, da die Spannung nur 0,2 bis 0,3 Atm. abs. erreicht, demnach die Expansion aus dem schädlichen Raum, der stets etwas Luft enthält, wenig ausgiebt.

Anderseits darf die Oberseite, ohne die Luftleere zu schädigen, mit einem Luftsack ausgeführt werden, um die Kompression bis zum Oeffnen der Auswurfklappen weich und stofsfrei zu machen.

Endlich bleibt auch noch das ganze Gestänge frei von jedem Druckwechsel, da der äussere Luftdruck, auf den Querschnitt des dicken Kolbenrohres wirkend, das Gestänge auch beim Niedergang gespannt erhält.

Bei der Klein'schen Kühlanlage war bemerkenswert, dass die Rieselflächen durch verzinkte Wellbleche gebildet wurden, wodurch auf kleinem Raum viel Kühlfläche untergebracht werden konnte. Der Ventilator wurde durch einen kleinen Schnellläufer getrieben und durfte in anbetracht der geringen Leistung der Kühlanlage bei leerlaufender Maschine mit verminderter Umdrehungszahl laufen.

Die Maschine war in allen Teilen sehr kräftig bemessen und tadellos ausgeführt. Das gut gehaltene Gestänge, die lautlos arbeitende Luftpumpe und die zwangläufige Steuerung wirkten zusammen, um den Gang der Maschine völlig unhörbar zu machen.

In der sehr umfangreichen Ausstellung derselben Maschinenfabrik, welche zahlreiche Schnellläufer, Pumpmaschinen, Kompressoren, Einrichtungen für Zuckerfabriken und Bergwerksbedarf sowie die rühmlich bekannten hydraulischen Nietmaschinen (nach Patent ihres Ingenieurs Schönbach1) ent

Ergebnisse der Versuche.

Die Ergebnisse sämtlicher Versuche sind in den nachfolgenden Tabellen zusammengestellt, welche zu folgenden Bemerkungen Anlass geben:

Tabelle 1 giebt eine Uebersicht über die wichtigsten Verbrennungsbedingungen und Ergebnisse der Verdampfungsversuche, die Wärmeverteilung, Wärmeverluste und Dampfpreise, also über die aufserhalb des eigentlichen Versuchszweckes gelegenen Verhältnisse des Kesselbetriebes.

Daraus ist zunächst zu entnehmen, dass sowohl die Rostanstrengung, d. i. die pro Quadratmeter und Stunde verbrannte Kohlenmenge, als auch die Dampfleistung, d. i. das pro Quadratmeter Heizfläche und Stunde durchschnittlich verdampfte Speisewassergewicht, abgesehen vom Versuche am 15. Juni, an welchem Tage die Feuerung absichtlich verstärkt wurde, als mäfsig zu bezeichnen sind; aufserdem sind zu erwähnen, dass diese Zahlen denen des regelmässigen Fabrikbetriebes nicht nachstehen.

Der Wirkungsgrad (das Güteverhältnis) der Kessel ist niedrig, da im Durchschnitt aus sämtlichen Versuchen nur etwa 521⁄2 pCt des Heizwertes der Kohle zur Dampfbildung nutzbar gemacht wurden, während sich mit einer guten Kesselanlage und der vorliegenden Kohlensorte 65 bis 70 pCt und selbst darüber erzielen lassen. Die Ursache hiervon liegt teils in dem ungenügenden Verhältnisse zwischen Heiz- und Rostfläche, teils in dem beträchtlichen Luftüberschusse, mit welchem die Heizgase behaftet waren, teils auch in dem bedeutenden Verluste durch Strahlung und Leitung, der schon durch die hohe Temperatur über der Kesseldecke (bis zu 61° C) ausgedrückt war. Endlich fand noch ein erheblicher Wärmeverlust in dem senkrechten Feuerzuge statt, welcher den Oberzug jedes Kessels mit dem Sammelfuchse verbindet; hierauf wird noch zurückzukommen sein.

Bezüglich des eben erwähnten Luftüberschusses darf nicht unbeachtet bleiben, dass die zu seiner Berechnung auf ihren CO2-Gehalt untersuchten Gasproben an der Stelle o, Fig. 8, S. 508, entnommen sind und deshalb alle zwischen den Rosten der Versuchskessel und dieser Stelle nachgesaugte sogen. falsche Luft mit enthielten; die zur Verbrennung über den Rosten benutzte Luftmenge ist jedenfalls geringer gewesen und dürfte nach anderen einschlägigen Versuchen das zweifache der theoretischen wesentlich unterschritten haben. Dagegen konnten die ermittelten CO2-Ziffern für die Berechnung des Wärmeverlustes im Kamine ohne weiteres benutzt werden.

Ueber die Ergebnisse der Indizirung gewähren die Tabellen 2, 3 und 4 sowie Fig. 10 bis 12 näheren Aufschluss.

Aus diesen Belegen dürfte hervorgehen, dass die für die Zulässigkeit der Annahme des relativen Dampfverbrauches als Mafsstab für die Wirksamkeit der Ueberhitzer angeführte Voraussetzung gleichmäfsiger Anfangsspannung und Leistung in genügendem Mafse eingehalten war. Die Anfangsspannung im Hochdruckcylinder schwankte im mittel der einzelnen Versuche zwischen 6,33 und 6,47 kg/qcm auf der Kurbelseite, zwischen 6,33 und 6,46 kg/qcm auf der Aufsenseite; sie war im mittel aus allen Versuchen für beide Versuchsreihen auf der Aufsenseite gleich, auf der Kurbelseite dagegen bei den Versuchen ohne Ueberhitzer etwas geringer als bei denjenigen mit Ueberhitzern (6,37 gegen 6,45 kg/qcm).

Dass die Füllungen im Hochdruckcylinder trotz festgestellten Regulators nicht vollständig gleich blieben, entspricht der Erfahrung und ist jedenfalls auf den Einfluss der auch

bei sorgfältigster Ausführung nicht ganz zu vermeidenden Totgänge in den Steuerungsgelenken usw. zurückzuführen. Die niedrigste Füllung auf der Kurbelseite war 28,6 pCt, die höchste 33,4 pCt, die niedrigste auf der Aufsenseite 30,2, die höchste 31,9 pCt. Es mag hier erwähnt werden, dass auch die von Hand verstellbare Steuerung des Niederdruckcylinders während sämtlicher Versuchsabschnitte auf dieselbe Zeigermarke eingestellt blieb.

Die indizirte Gesamtleistung der Maschine bewegte sich in den Grenzen zwischen 221,41 PS (am Nachmittage des 12. Juni) und 248,03 PS (am Nachmittage des 7. Juni), 248,03 - 241,41 weist demnach einen gröfsten Unterschied von 248,03 × 100 = 2,67 pCt auf, während die Mittelwerte aus den ganzen Versuchsreihen einander viel näher liegen (246,68 gegen 244,45 bezw. 247,24 PS).

Da die Wiedergabe sämtlicher Diagrammtabellen zu viel Raum erfordert hätte, wurde behufs Kennzeichnung des Beharrungszustandes der Maschine die Tabelle 4 mit Maximal-, Minimal- und Mittelwerten für die Kesselspannung, Umdrehungszahl, Hochdruckcylinderfüllung und die mittleren Nutzdrucke angefertigt.

Fig. 10 bis 12 enthalten je einen Satz Original- und zusammengelegter Diagramme für die Versuche ohne Ueberhitzer, mit Ueberhitzern und drei Kesseln, sowie mit Ueberhitzern und zwei Kesseln; die wiedergegebenen Originaldiagramme sind solche, welche aus der gesamten Anzahl als den für die betreffende Versuchsreihe ermittelten Durchschnittswerten nächsten stehend herausgesucht wurden.

am

Die Form der Diagramme ist tadellos; insbesondere stimmen auch, wie aus den zusammengelegten Diagrammen zu erkennen ist, die Expansionslinien mit den Mariotte'schen Kurven sehr gut überein. Das Vakuum ist so hoch als möglich, und die Kompressionskurven lassen aus ihrem Verlauf auf vollständige Dichtheit der Kolben und Ventile schliefsen.

Die Ueberhitzung vor der Maschine betrug beim gewöhnlichen Kesselbetriebe nur 1,94, beim verstärkten Kesselbetriebe mit zwei Kesseln 6,80 bezw. unter Berücksichtigung des Seite 510 angeführten Unterschiedes zwischen spannungsgemässer und wirklich beobachteter Temperatur des gesättigten Dampfes 1,940 +3,130 = 5,07o und 6,800+ 3,13o = 9,93o C, kann demnach auf die Temperaturverhältnisse der Cylinderwandungen keinen merkbaren Einfluss ausgeübt haben. Die in Tabelle 5 nachgewiesene Erhöhung der Dampftemperaturen im Ueberhitzer selbst bezieht sich, wie bereits erwähnt, nur je auf den ersten der beiden Ueberhitzer, sodass also beim Austritte des Dampfes aus dem zweiten (rechtsseitigen) Ueberhitzer in die Leitung jedenfalls eine wesentlich höhere Temperatur vorauszusetzen ist.

Die Heizgastemperaturen vor und hinter den Ueberhitzern, welche ebenfalls in der Tabelle 5 eingetragen sind, geben einen lehrreichen Beweis dafür, wie unzuverlässig jede Berechnung ist, welche aus der Temperaturabnahme der Heizgase ziffermäfsig auf die vom Ueberhitzer aufgenommene Wärmemenge schliefsen will; denn wenn bei Kessel No. 3 nur 54, bei No. 1 dagegen trotz viel niedrigerer Gastemperaturen 74,3o C auf derselben Wegstrecke abgehen, solässt dies gewiss mit viel gröfserem Recht auf eine wesentliche Verschiedenheit der Strahlungsverluste beider Kessels und zwar zu ungunsten des Kessels 1 als Eckkessels als auf eine solche der Wärmeaufnahmefähigkeit der zugehörigen Ueberhitzer schliefsen; dieser Schluss ist um so berechtigter, als die höheren Gastemperaturen des Kessels 3 in Ver