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La présente invention concerne le chauffage de fours industriels, tels que des fours à sole et analogues.
Annuellement plus de 100 millions de tonnes d'acier.; ou 85 % environ de la production des Etats-Unis d' Amérique sont obtenus dans des fours à sole. Le combustible principal destine à ces fours comprend 7,5 billions de litres d'huile environ, %andf-s que certains utilisent du combustible gazeux et du goudron de sous-produits. Pour allumer les combustibles liquides de façon satisfaisante dans un four à sole, il est nécessaire de pulvériser le liquide en de minuscules gouttelettes à l'aide de certains moyens d'atomisation à vitesse élevée.
Généralement, le combustible liquide est atomisé dans le four à sole par un gaz chaud sous pression. Etant donné que la vapeur est facilement disponible, on l'utilise le plus couramment et on l'admet sous une pression comprise entre 10,5 et 14 kg/cm , et de préférence à l'état surchauffé.
On a essayé avec plus ou moins de succès d'autres gaz comprimés tels que l'air, le gaz naturel, le gaz de four à coke ou de haut-fourneau.
Pour l'atomisation ordinaire antérieure, on a recours à 360 à 600 g de vapeur par litre d'huile atomisée et brûlée, suivant le type de flamme désiré, et l'on utilise peut-être jusqu'à deux fois cette quantité de vapeur par litre de combustible à base de goudron ou,de brai. Il s'en- suit qu'un four brûlant 2270 litres par heure environ d'huile, nécessite 820 à 1360 kg environ de vapeur par heure. Bien qu'il existe certains avantages pratiques pour l'atomisation par la vapeur, il existe des incon- vénients thermiques très importants inhérents à l'utilisation de la vapeur, en particulier une diminution de la température maximum de la flamme et, par suite de la radiation thermique vers le bain ou masse fondue.
On attribue principalement ces inconvénients à (1) une absorption de chaleur sensible par la vapeur, et (2)'à la chaleur d'une partie de dissociation chimique de la vapeur à une température élevée. Pour le processus d'atomisation antérieur par la vapeur, on fournit l'énergie au combustible à une tempéra- ture d'huile atomisée par -la vapeur comprise entre 121 et 149 C environ.
La faible température finale de l'huile atomisée par la vapeur est d'impor- tance capitale et l'on doit s'y attendre avec tout système de gaz comprimé dans lequel les caractéristiques des conduites limitent les températures de fonctionnement pratiques à moins de 538 C environ. A ces températures relativement basses, une détente adiabatique du gaz comprimé à l'intérieur du brûleur confère un effet de refroidissement tout en agissant sur l'huile.
Un moyen utile pour évaluer l'effet de détente adiabatique est facilement obtenu à partir des diagrammes Mollier pour divers gaz,'Par exemple, le graphique Mollier pour la vapeur montre que pour que la vapeur se 2 détende adiabatiquement à partir d'une pression initiale de 12,25 kg/cm au manomètre jusqu'à la pression atmosphérique à 149 C environ seulement, la température initiale de la vapeur doit être de 491 C environ 2 A cette température (491 C) et sous une pression de 12,25 kg/cm au manomètre, la vapeur est estimée comme n'étant pas pratique pour une ap- plication à des fours à sole.
Les caractéristiques de température et physiques de la flamme du four à sole et le rendement final dépendent principalement de la condition dans laquelle l'huile quitte le 'brûleur, particulièrement en ce qui concerne : (1) le degré d'atomisation, (2) la température de l'huile, (3) la composition chimique de l'huile et des gaz- inertes, et (4) la vitesse et la force vive.
En tenant':'compte de la température de l'huile et des équations chimiques de la combustion finale, les calculs indiquent que 480 g de vapeur (sous 10,5 kg/cm au manomètre et à 316 C) par litre d'huile atomlsée peuvent diminuer la température théorique de la, flamme de 135 C environ, par comparaison avec la température de la flamme
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obtenue si aucun d-iluânt de vapeur n'est nécessaire pour l'atomisation.
"e'4 la chaleur utile correspondante disponible pour le bain, c'est-à-" dire: -.le quantité de chaleur disponible au-dessus d'une " température'critique" de 1538 C environ, peut être di nuée de 528 Kcal par décimètre cube de combustible..
Dans tout procédé de cam'bus-b température élevée, tel que dans un fo. à sole, il est important d' intfodiiîre le principe du "niveau moyen de température critique" ou simplement de la "température critique"..
Ce niveau de température est établi à la température la plus faible à laquel- le le procédé peut théoriquement fonctionner, et il est très utile pour analyser les aspects thermiques de systèmes à températurelevée. La températu- re critique pour la fabrication d'acier dans un four à sole dépend de divers facteurs tels que les points de fusion dU fer et des scories, de la profon- deur du bain et du profil géométrique du four, et, comme telle, elle est habituellement fixée à 1538 C environ. Le fait de tenir compte de ce niveau de température élevé est avantageux, attendu que l'efficacité thermique
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maximum dépend de la création de la quantité maum de chaleur par unité de combustible brûlée aux températures dépassanfla valeur critique de 15380C.
Ceci représente une ''force d'entraînement" thermique pour le système, et toute chaleur obtenue à des températures inférieures au point cri-
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tique ne peut être utilisée (@3ctement par le four. Cette chaleur (à moins de 1 C) comprend la plus grande partie de la chaleur du four à sole et doit être considérée comme chaleur perdue, sauf au cas où il est possi- ble de la récupérer en partie par régénération ou dans des chaudières de chaleur perdue.
Par conséquent, la présente invention se propose de fournir : - un procédé et un appareil de traitement de combustibles flui- des d'hydrocarbures, comprenant les brais, goudrons et fuel oils, afin d'obtenir une flamme qui constitue un élément de chauffage thermique beaucoup plus efficace que les flammes de procédés classiques utilisant ces combustibles atomisés par la vapeur ou autres gaz comprimés; - un procédé et un appareil dans lesquels on atomise finement des hydrocarbures fluides, tels que des fuel:
oils, des brais et des goudrons, on les introduit dans un four industriel et on les y brûler - un procédé réalisant un chauffage préalable plus élevé du com-
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bustible au cours de l'atomisation et de l'injection dans la zone de com-.*+ . bustion située à l'intérieur du four, de sorte que le taux de combustion y est supérieur d'une façon correspondante, en assurant une température plus élevée et un dégagement thermique volumétrique supérieur ; - dans son application à des fours de fabrication d'acier, tels que le type courant ¯ sole, la force vive désirée, nécessaire pour une agitation du bain qui peut être conférée aux flammes sans une dilution thermique indésirable, à l'aide de vapeur par exemple, qui aurait pour effet d'abaisser la température et la radiation de la flamme.
D'autres avantages et caractéristiques de l'invention ressorti- ront de la description qui va suivre.
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Suivant le procédé de'''présen-te invention, on mélange et on brûle un combustible fluide et un oxydant dans une zone de combustion, et l'on décharge des produits chauds de combustion dans 'une zone de traitem",.-, dans laquelle on injecte un courant de fluide ou de matière combustible fluidifiée, tel que des combustibles liquides, gazeux ET des combustibles' solides fluidifiés.
Les produits chauds de combustion pénètrent dans la zone de traitement à des températures élevées et à des vitesses de l'or- dre sonique (par exemple 900 mètres/seconde environ pour des mélanges
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stoechiométriques CH -0 ) pour obtenir un chauffage préalable et une fine atomisation de la matière fluide qui y est injectéeo Le chauffage préala- ble et l'atomisation de la matière fluide, qui est alors déchargée dans un four industriel et y est brûlée avec un oxydant, augmente l'efficacité de transfert thermique de la réaction ultérieure de combustiono Il semble que, lors de la pénétration dans le four industriel,le fin degré d'atomisation augmente grandement la vitesse de combustion ainsi que l'efficacité de transfert thermique à l'intérieur du four.
En outre, il semble que le fin degré d'atomisation favorise certaine pyrolyse désirable du combustible dans le four pour fournir des produits
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gazeux qui sont trns facilement brûlés a l'intérieur du four.
Par conséquent, le procédé entier de combustion à l'intérieur du four indùs- triel est accéléré;? et l'on obtient les températures les plus élevées.
Ainsi, le processus de chauffage préalable et d'atomisation de l'invention sert à augmenter l'efficacité du transfert thermique, de la flamme à la masse située à l'inférieur du four à chauffer c'est-à-dire au bain ou à'
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la charge')' 'pour 1.111 four z, sole,
Tous les divers modes de circulation thermique existent dans le système de four à sole, y compris le transfert par conduction, par convexion, dans les liquides et entre des gaz et des surfaces liquides ou solides, et par radiation à partir des solides, des liquides et des gazToutefois, attendu qu'il est généralement établi que lorsque le bain est plat, jusqu' à 80 à 85 % de la chaleur transférée au bain sont produits pàr radia- tion thermique,
on décrira seulement ce mécanisme de circulation ther- miqueoLa relation mathématique de la chaleur radiante émise avec de la température est représentée par la modification suivante de la loi de Stefan-Boltzmann :
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1. H = e k (,-L 4 - T4) Dans laquelle H = Chaleur rayonnée à partir d'une région unitaire ou zone cible de la flamme à une température Tf vers le bain à une tempéra- ture T = cal/heure x dm e = Pouvoir émissif..1
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k = Constante de Boltzmann 17,3 x 10 1 C cal/heure in 1r¯s? x C absolu) ¯t''f T = Température absolue (OC+ 238) de la flamme et la tempéra- ture critique, respectivement.
(Tf9 i'c= "Force d'entraînement" thermique pour la circulation thermique à partir de la flamme vers la masse fondue
Liéquation ci-dessus démontre deux critères importants dont on doit tenir compte pour obtenir une efficacité thermique maximum dans le four à sole : (1) température maximum de la flamme Tf a.u-dessus de la tempé-
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rature critique Il , et (2) un pouvoir émissif maximum e . x titre d'exemple de la façon dont cette relation peut démontrer l'effet obtenu sur le trans- f'ert thermique par radiation lorsqu'on augmente la température de la flamme, on suppose une flamme de combustible atomisé par la vapeur à 1870 C environ,
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et une flamme de combustible atomisé par jet à 1925 0 environ, et on calcula de la façon suivante a.
Température théorique de la flamme Tf de l'huile atomisée par la vapeur =
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18700C + 238 = 2108 C absolus.
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b . Température théorique de la flamme Tfde l'huile atomisée par jet = j
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1925 C + 238 2163 C aQ.olus. c. Température critique Tc = 1538 C +238 1'µ7.6 c absolus de Pouvoir émisse dans tous les s = 1 e. Chaleur relative rayonnée par la flamme atomisée par vapeur = H v
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f. Chaleur relative irradiée par la flamme" omisée par jet = H..
En partant de l'équation (1) :
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(2) S. e k ( T4 - T4 ) ¯%¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯ .E e k ( T4 - Tu ) v Et en substituant les valeurs numériques supposées ci-dessus :
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;¯ ,]4¯ v163)4 ( 8 1"'-4 122 Ev - (1876)4 De ce qui précède, il ressort 'une augmentation de la température
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théorique de la flamme, simplement de lB70 à 1925 C (3 % d'augmentation) assure une augmentation de 22 % environ de la chaleur à température élavée transférée par radiation.
En effectuant une atomisation par jet de la matière fluide à l'aide de produits de combustion chauds à vitesse élevée, suivant l'invention, la matière peut atteindre des températures pratiques d'atomisation aussi
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élevées que 6q.9 -70. C environ (en moyenne 482C environ). Ceci se rapproche des températures de matière 'atomisée par la vapeur de probablement moins
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de 149 C environ. 0n=gpt voir l'effet sur l'intensité de radiation thermi- que en considérant les effets des augmentations de la température théorique, de la flamme, décrits dessus -F4i-ijbutre, tandis qu'on fait ressortir ci-dessus qu'une diminution .
de tempé re de la flamme pourpxemple donné est de 135 C environ pour une atomisation par la lT11iùet que la quantité de chaleur disponible au-dessus d'une'température cique" de 1538 C environ peut être diminuée de 528 Kcal par litre de combustible, on a constaté que pour des poids équivalents de produits de combustion chauds obtenus par jet par litre de combustible, la température théorise de la flamme n'est diminuée que de 30 C environ et que la quantité de chaleur disponible au-dessus d'une
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"température critique" rè". 'C environ n'est diminuée que de 26,4 Kcal par litre de combustible.
Par conséquent, on peut voir que tout diluant d'atomisation (de la vapeur de produits de combustion chauds à vitesse élevée) amoindrit l'inten- sité de la flamme, mais que l'atomisation par des produits gazeux chauds est bien supérieure à l'atomisation à l'aide de vapeur fortement diluante.
Sur les dessins :
La figure 1 est une vue longitudinale du brûleur d'atomisation par jet de l'invention ;
Les figures 2a et 2b sont des coupes partielles longitudinales du brûleur de la figure 1 ;
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La figure 3 est une coupe partielle du brûleur suivant la ligne 3-3 de la figure 1;
La figure 4 est une coupe partielle représentant en détail la construction du 'brûleur de la figure 3 ;
La figure 5 'est une coupe transversale du brûleur suivant la ligne 5-5 de la ligne 2b ;
La figure 6 est une coupe transversale du brûleur suivant la ligne 6-6 de la figure 2b;
et
La figure 7 est une vue schématique d'un four à sole avec deux brûleurs montés aux extrémités opposées en vue d'un fonctionnement alterné, et représentant les conduites d'alimentation en fluide pour le systèmeo
En se référant particulièrement à la forme de réalisation de l'appareil des dessins, le brûleur B est muni d'une enveloppe externe allon- gée 10 traversée par un passage longitudinal cylindrique 12. Un brûleur auxiliaire 14 est monté dans l'alésage longitudinal 12 à l'extrémité postérieure de l'enveloppe 10.
Le brûleur auxiliaire 14, représenté en détail sur les figures 3 et 4, est muni d'un conduit radial 16 d'admission de combustible à l'extrémité inférieure, et il communique avec un conduit longitudinal de combustible 18 qui amène le combustible vers l'extrémité antérieure du brûleur auxiliaire, jusqu'à un orifice radial 20 de dosage du combusti- 'ble qui décharge le combustible dans une chambre 22 située à l'extrémité antérieure de brûleur auxiliaireLa chambre 22 est formée par un alésage axial 24 dans lequel on introduit un thermo-couple.
Un conduit radial 30 d'admission d'oxygène est situé à l'extrémité supérieure du brûleur 14 et COMMUNIQUE avec un passage longitudinal d'oxygène 32 qui amène L'OXY- gène vers l'extrémité antérieure du brûleur et le décharge par l'intermédi- aire d'un passage radial de communication de dosage 34, dans la chambre 22.
Le combustible et l'oxydant sont mélangés et brûlés dans la chambre 22, et la flamme ainsi obtenue est dirigée à partir du brûleur auxiliaire 14, par l'intermédiaire d'un passage d'évacuatin 36, vers la zone principale de combustion 8 du brûleur, 0 On prévoit des filtres 40 tant dans les con- duees de combustible pue dansles conduits d'oxydant, 16 ET30 respective- ment, pour filtrer les gaz penétrant dans le brûleur auxiliaire.
Le brûleur 14 est refroidi par de l'eau pour empêcher un surciiauf- fage, l'eau de refroidissement pénétrant par un conduit d'admission 42 communiquant avec un passage radial 44 situé à l'arrière du brûleur et passant successivement par un passage longitudinal de refroidissement 46, des passages annulaires de refroidissement 48 et 50 situés à l'extrémi- té antérieure du brûleur, et par l'intermédiaire d'un passage longitudinal 52 et d'un passage radial 54, jusqu'à un conduit d'evacuation ou de sortie 56.
On admet le combustible et l'oxydant à l'étage de combustion 38 du brûleur B pour être mélangés et enflammés par la flamme-pilote prove-- nant du passage 36.l'oxydant de jet,tel qu'un oxygène très pur (95-100 %). un oxygène faiblement pur (45 %), ou de l'air, pénètre dans l'enveloppe 10 du brûleur par un conduit radial 60 et traverse l'espace annulaire 62. formé entre les parois du passage longitudinal 12 et sort du brûleur auxiliaire 14 pour pénétrer dans la zone de combustion primaire 38 où il est mélangé et brûlé avec le combustible.
Il est évident que les 'dimensions des passages peuvent être modifiées, comme on le fait en pratique, lorsqu'on modifie le choix d'oxydant utilisé afin d'assurer une stabilité de la flamme
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Simultanément, le combustible liquide pénètre dans l'enveloppe 10 du brûleur par l'intermédiaire d'un conduit radial d'admission 64 et passe par un pacage annulaire de répartition 66, dans une série d'orifices radiaux de dosage 68 à travers lesquels il est déchargé dans un passage an- nulaire étroit de mélange 70, à travers lequel passa..
transversalement un courant annulaire d'oxydant à partir du passage annuaire 62 vers la zone de combustion 38,
Le mélange des courants de combustible et d'oxydant est réalisé dans la chambre annulaire étroite 70, et un mélange intime est obtenu au moment où le mélange passe dans la zone de combustion 38, au voisinage de la flamme-pilote. La combustion y est amorcée à par ' la zone de combustion
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38 ver:; la zone de traitement 72 où la matière fluide destinée à êtrE péa2ablEmEnt chauffée et atomisée est @ La vitesse du mélange d'oxydant et de combustible passant à travers la chambre annulaire 70 doit être suffisam- ment élevée pour qu'il ne puisse se produire de retour de flamme dans cette chambre en.aucun point.
On a constaté qu'une vitesse comprise entre 900 et 1500 mètres/seconde ou supérieure est satisfaisante Le danger provenant d'une vitesse trop faible réside dans le fait que des retours de flamme ou autres conditions oscillatoires provoquent des fluctuations de pression occasionnant un écoulement de combustible et d'oxydant irrégulier ou inter-
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rompu, conditionsa qui sont associées à une combustion lïère et errati- que dans la chame de combustion.
La vitesse des produits de combustion chauds provenant de la zone de combustion est de préférence supérieure à 0,5 Mach et peut être consi- dérablement plus élevée La vitesse élevée favorise le mélange et améliere l'atomisation de la matière fluide du second étage sans nécessiter des
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comp? exPa -aur l'injection de cette matière. En utilisant un,-melange à grande vitesi4;le chauffage lable, l'atomisation et l'accélération de la matière fluide du second étage sont réalisés plus rapidement.
Telle qu'utilisée ici, l'expression "Mach" indique le rapport de la vitesse linéaire du gaz du mélange à la vitesse du son dans le même mélange
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pour une température et une camp ¯, n de gaz données.
La matière d'atomisation du combustible fluide à traiter est intro- duite dans le brûleur par un conduit radial 74 à paitimµ±pquel elle passe par une série d'alésages pour atteindre des ajutages de pulvérisation 78.
De prnce, la matière d atomisation pénètre dans les ajutages de pulvérisation par des alésages 80 qui communiquent avec des chambres internes 82 de la tuyère selon un angle tangent à la face interne de la chambre.
De cette façon, le courant de matière d'atomisation pénétrant est obligé à
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tourbillonner autour des parois internes de la 'bre ¯82 et à sortir de 1 dite chambre par un orifice 8° de la zone de tr' ment 72' en tant que matière d'atomisation finement pulvérisée.
Les produits chauds de combustion sortant à une température élevée à la vitesse sonique ou proche de cette dernière de la chambre de combustion
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entrent en contact avec la matière d' "ation pulvérisée par les ajutages 78 et transportent la matière vers le bas le long de la zone de traitement z2 et l'éva â, partir de l'extrémité ouverte 86 du brûleur en tant que courant de matière préalablement chauffé, atomisé et accéléré.
On fait circuler de l'eau de refroidissement à travers l'enveloppe externe la leur B pour éviter un sur chauffage L'eau pénètre dans
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Ilextrémit%WPO'O>St-,ea5,rieure de l'enveloppe 1 ai un conduit radial à eau 88 et passe, par un conduit annulaire de répartition 90, dans des conduits longitudinaux de refroidissement 92, puis dans un passage annulaire 94
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alimentant ime série de compartiments de refroidissement 96 entourant la zone de co stion 38.
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L'eau de refroidissement passe à travers ces compartiments de refroidissement 96 et est évacuée par un passage annulaire de refroidissemetn 98 dans un passage longitudinal de refroidissement 100 qui communique avec une série de conduits de refroidissement 102 disposés radialement (analogues aux conduits de refroidissement 96 entourant la zone de combustion (38).L'eau de refroidissement est alors ramenée, par une autre série de conduits de refroidissement..102 disposée à l'opposé, dàns des passages longitudinaux 104 à partir desquels elle sort de l'enveloppe 10 du brûleur par un conduit d'évacuation 106.
Comme représenté sur la figure 7, deux brûleurs d'atomisation selon l'invention sont disposés aux extrémites opposées d'un four à sole et fonctionnONT alternativement, pendant des périodes de temps bien connues en pratique, pour chauffer le four et faire passer les produits de combustion à travers des systèmes à chicanes alternés qui, lors de l'inversion des brûleu- servent à chauffer préalablement l'air d'admission.
Les brûleurs B sont disposés de façon à décharger un courant atomisé sur la longueur d'un four à sole 110 et sont alimentés en divers fluides de traitement 'par des conduites de distribution parallèles. Le brûleur auxili- aire est alimenté en oxydant et en combustible, tels que de l'oxygène et du proopane, respectivement, par des conduites 112 et 114, respectivement, et l'eau de refroidissement est admise dans les deux brûleurs par une con- duite 116.
La circulation de ces fluides vers les deux brûleurs est con=- tinue et a lieu quel que soit le brûleur qui est alors en fonctionnement pour atomiser la matière. Le. combustible et l'oxydant sont admis dans les brûleurs par des conduits 118 et 120, respectivement, en passant par le bloc d'inversion de circulation 122 qui synchronise la période au cours de laquelle l'écoulement de ces fluides est maintenu vers l'un des deux brû- leurs. La matière d'atomisation est admise de façon analogue dans le bloc d'inversion par un conduit 124, et une pompe 126 et un dispositif de chauf- fage 128 sont prévus dans la conduite 124 de matière d'Atomisation.
Pendant la partie du cycle où le brûleur nord ('N") représenté sur la figure 7 est en fonctionnement, on fait passer le combustible de jet, l'oxydant de jet et la matière d'atomisation par le bloc d'inversion de circulation 122 et des conduites 130, 1 32, et 134, respectivement, dans ce brûleur. Au cours de l'autre partie du cycle, le bloc d'inversion d'écou- lement 122 fonctionne pour faire passer ces fluides par des conduites 136,138 et 140. respectivement, vers le brûleur sud ("S"), disposé à l'extrémité opposée du four à sole 110. De cette façon, un cycle continu est établi et l'on obtient un fonctionnement périodique et alterné des deux brûleurs suivant le procédé établi pour un four à sole.
On a atomisé dans un four à sole suivant l'invention une grande variété de fuel ails, de brais et de goudrons, et Ton s -,'.teint dans chaque cas une amélioration de l'efficacité de transfert thermique au bain par rapport aux efficacités obtenues par une atomisation classique par la vapeur.
Naturellement, il est évident que le combustible et l'oxydant uti- lisés dans le-brûleur auxiliaire, ainsi que le combustible et l'oxydant utilisés dans l'étage de combustion par jet, peuvent CONSISTERVEn tout combustible et oxydant appropriés formant un mélange combustible. On admet de préférence le combustible de l'oxydant dans l'étage de combustion par jet dans des proportions permettant de fermer un mélange sensiblement stoechiométrique. Ceci s'est révélé avantageux pour une stabilité maximum de la flamme du premier étage. Un excès modéré d'oxydant peut être consommé dans la seconde zone ou zone de traitement sans altérer .-''efficacité du procédé d'ensemble.
Dans une série de trois essais, on a installé un'brûleur d'atomi- sation par jet d'air'du type représenté dans la forme de réalisation des
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dessins à une extrémité d'un four à sole, et l'on a; monté un brûleur clas- sique à injection par vapeur à l'extrémité opposée. On a fait ":-on\; t"illnnrr les brûleurs cycliquement, comme décrit ci-dessus. Le tableau 1 ci-dessous fournit des données de comparaison pour la conduite de ces essais.
TABLEAU 1.
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<tb>
Intensité <SEP> Tempé-
<tb>
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¯0"- "k tO, max. de rat.
Oxydant. Combus'cio.e. ..,... de rat.
¯¯¯¯¯¯ ¯¯¯ ''-radiation max. e à la Four et Type de Pureté Eco1i)ement Ecoubme nt la flamme chi#nEj
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<tb> essai. <SEP> brûleur <SEP> en <SEP> % <SEP> en <SEP> m <SEP> %heure <SEP> Type <SEP> en <SEP> 1/h <SEP> en <SEP> Kcal/ <SEP> en <SEP> C
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<tb> h/m2 <SEP> x <SEP> 104
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<tb> A-1 <SEP> vapeur <SEP> 45 <SEP> 347 <SEP> (02) <SEP> huile <SEP> 1722 <SEP> 88,68 <SEP> 966
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<tb> A-1 <SEP> jet <SEP> 45 <SEP> 347 <SEP> huile <SEP> 1722 <SEP> 107,4 <SEP> 816
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<tb> A-2 <SEP> vapeur <SEP> 95 <SEP> 182 <SEP> (02) <SEP> brai <SEP> 1325 <SEP> 104,68 <SEP> 899
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<tb>
<tb>
<tb> A-2 <SEP> jet <SEP> air <SEP> 1277 <SEP> brai <SEP> 1325 <SEP> 110,85 <SEP> 788
<tb>
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<tb>
<tb> (20)
<SEP> jet
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<tb> B-3 <SEP> vapeur <SEP> - <SEP> - <SEP> huile <SEP> 1893 <SEP> 96, <SEP> 27 <SEP> 1204
<tb>
<tb>
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<tb>
<tb>
<tb>
<tb> B-3 <SEP> jet <SEP> a' <SEP> 945 <SEP> huile <SEP> 1893 <SEP> 105,77 <SEP> 1052
<tb>
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<tb>
<tb>
<tb> (20) <SEP> jet
<tb>
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.-# Pou:r CÎlqcUlle des comparaisons du tableau 1 ci-dessus, on doit noter que l'intensité maximum de radiation de la flamme est'sensiblement plus grande pour l'atomisation par brûleur à jet que pour l'atomisation
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correspondante par la vapeur. En outre, desvsJeurs plus élevées de température maximum de la chicane pour l'atomisation par-%tµgeur à jet indiquent un transfert plus efficace de l'énergie thermique au bain du four à sole et moins de perte de chaleur aux chicanes de sortie.
Le tableau suivant fournit les résultats de production pour 121 chauffages par brûleur d'atomisation par jet réalisés dans un four à sole de 200 tonnes et à titre de comparaison avec des résultats pour 166 chauffages par brûleur d'atomisation par la vapeur réalisés dans le même four, immédiatement e; les chauffages par brûleur d'atomisation par jet.
TABLEAU IL-1,
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<tb> Données <SEP> de <SEP> production <SEP> pour <SEP> comparer <SEP> l'atomisation <SEP> par <SEP> la <SEP> vapeur <SEP> et <SEP> l'atomisa-
<tb>
<tb>
<tb> tion <SEP> par <SEP> jet <SEP> dans <SEP> un <SEP> four <SEP> à <SEP> sole <SEP> de <SEP> 200 <SEP> tonnes <SEP> - <SEP> 65 <SEP> % <SEP> de <SEP> métal <SEP> chaud.
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Atomisation <SEP> Atomisation
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<tb>
<tb> par <SEP> la <SEP> vapeur <SEP> par <SEP> jet <SEP> (air)
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<tb>
<tb>
<tb> Nombre <SEP> total <SEP> de <SEP> chauffages <SEP> consécutifs <SEP> 166 <SEP> 121
<tb>
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<tb>
<tb> Produit <SEP> total,' <SEP> lingot <SEP> net <SEP> en <SEP> tonnes <SEP> 33,515 <SEP> 24.581
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<tb>
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<tb> Charge <SEP> moyenne <SEP> de <SEP> chauffe, <SEP> tonnes <SEP> 202 <SEP> 203
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Durée <SEP> moyenne <SEP> de <SEP> chauffe, <SEP> charge-coulée, <SEP> 10,48 <SEP> 9,4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> heures
<tb>
<tb> Taux <SEP> moyen <SEP> de <SEP> production, <SEP> charge-coulée, <SEP> 19,26 <SEP> 21,
54
<tb>
<tb>
<tb> tonnes/heure
<tb>
<Desc/Clms Page number 9>
Données de production pour comparer l'atomisation par la vapeur et l'atomisation par jet dans un four à sole de 200 tonnes - 65 % de métal chaud.
EMI9.1
<tb>
Atomisation <SEP> Atomisation
<tb>
<tb> par <SEP> la <SEP> vapeur <SEP> par <SEP> jet <SEP> (air) <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Durée <SEP> moyenne <SEP> de <SEP> chauffe, <SEP> coulée-coulée,
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> heures <SEP> 11 <SEP> , <SEP> 77 <SEP> 11,06
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Taux <SEP> moyen <SEP> de <SEP> production, <SEP> coulée-coulée,
<tb>
<tb>
<tb> tonnes/heure <SEP> 17,16 <SEP> 18,37
<tb>
<tb>
<tb> @
<tb>
<tb> Consommation <SEP> de <SEP> combustible, <SEP> 78,3 <SEP> 72,1
<tb>
<tb>
<tb> litres <SEP> d'huile/tonne
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Consommation <SEP> d'oxydant, <SEP> m/tonne <SEP> - <SEP> 39,2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Consommation <SEP> de <SEP> gaz <SEP> naturel, <SEP> m3/ <SEP> tonne <SEP> - <SEP> 3,9
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Consommation <SEP> de <SEP> vapeur, <SEP> kg/tonne <SEP> 49,
5 <SEP> -
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Kcal/tonne <SEP> de <SEP> lingots <SEP> (x <SEP> 106) <SEP> 0,77 <SEP> 0,70
<tb>
* La production moyenne totale de l'usine avec atomisation par la vapeur est égale à 16,75 tonnes par heure.
Le tableau III suivant fournit les résultats d'un essai à quatre taux de débit d'un brûleur d'atomisation par jet d'air utilisant du gaz naturel à titre de combustible de jet
T A B L E A U .111.
EMI9.2
<tb>
Débit. <SEP> Débit <SEP> de <SEP> Température <SEP> Vitesse <SEP> de <SEP> Poussée <SEP> au <SEP> Pression <SEP> de
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> d'air <SEP> gaz <SEP> . <SEP> a- <SEP> de <SEP> sortie, <SEP> sortie, <SEP> brûleur, <SEP> la <SEP> chambre,
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> m3/heure <SEP> turel <SEP> C <SEP> m/seconde <SEP> en <SEP> kg <SEP> kg/cm <SEP> au <SEP> manom.
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> m <SEP> /heure
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 980 <SEP> 115 <SEP> 599 <SEP> 552 <SEP> 33 <SEP> 3,5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 840 <SEP> 99 <SEP> 538 <SEP> 471 <SEP> 26 <SEP> 2,6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 700 <SEP> 82 <SEP> 482 <SEP> 417 <SEP> 20 <SEP> 2,1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 560 <SEP> 66 <SEP> 432 <SEP> 363 <SEP> 14 <SEP> 1,5
<tb>
Pour ces essais,
on a utilisé de l'eau à titre de matière fluide pour simuler l'opération utilisant le fuel oil N 6 et pour permettre de mesurer la poussée au brûleur et la pression de la chambre.
On a corrigé la température et la. vitesse pour l'huile et on les a calculées à partir d'un équilibre thermique. Les calculs sont basés sur 1606 litres d'huile par heure, avec un diamètre interne de 37,5 mm pour le brûleur d'atomisation.
Le tableau IV suivant fournit les résultats d'essais de compa- raison d'un brûleur d'atomisation par jet d'air selon l'invention et d'un brûleur classique à injection par la vapeur'installés dans un four à sole de la façon décrite ci-dessus.,
<Desc/Clms Page number 10>
T A B L E A U IV.
EMI10.1
<tb>
Atomiseur <SEP> du <SEP> type <SEP> brûleur <SEP> Vapeur <SEP> Vapeur <SEP> Jet <SEP> Jet
<tb>
<tb>
<tb> Diamètre <SEP> d'alésage, <SEP> en <SEP> mm <SEP> 20,6 <SEP> 20;'6 <SEP> 5,14 <SEP> 5,14
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Type <SEP> de <SEP> combustible <SEP> huile <SEP> huile <SEP> huile <SEP> huile
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Débit <SEP> du <SEP> combustible,1/heure
<tb>
<tb>
<tb> (combustible <SEP> principal) <SEP> 1590 <SEP> 1893 <SEP> 1893 <SEP> 2271
<tb>
<tb> @
<tb>
<tb> Débit <SEP> du <SEP> combustible <SEP> de <SEP> jet,
<tb>
<tb>
<tb> .mineure <SEP> - <SEP> - <SEP> 84 <SEP> 98
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Pression <SEP> du <SEP> combustible <SEP> de
<tb>
<tb>
<tb> jet, <SEP> kg/cm <SEP> au <SEP> manomètre <SEP> - <SEP> - <SEP> 1,96 <SEP> 1,
96
<tb>
<tb>
<tb> Type <SEP> d'oxydai <SEP> de <SEP> jet- <SEP> - <SEP> air <SEP> air
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Débit <SEP> de <SEP> l'oxydant <SEP> de <SEP> jet,
<tb>
<tb>
<tb> , <SEP> ,/heure <SEP> - <SEP> - <SEP> 840 <SEP> 980
<tb>
<tb>
<tb> Débit <SEP> de <SEP> vapeur <SEP> pour
<tb>
<tb>
<tb> l'atomisation, <SEP> kg/heure <SEP> 999 <SEP> 1180 <SEP> - <SEP> - <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Température <SEP> de <SEP> l'huile
<tb>
<tb>
<tb> atomisée, <SEP> en <SEP> C <SEP> 121 <SEP> 121 <SEP> 482 <SEP> 482
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Radiation <SEP> thermique <SEP> :
<SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Porte <SEP> N 1, <SEP> mv <SEP> 85 <SEP> 88 <SEP> 97, <SEP> 5 <SEP> 99, <SEP> 5 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb> Porte <SEP> N 2, <SEP> mv <SEP> 83 <SEP> 85 <SEP> 8487
<tb>
<tb>
<tb> Porte <SEP> N 3, <SEP> mv <SEP> 65 <SEP> 70 <SEP> 67 <SEP> 68,5
<tb>
<tb>
<tb> Porte <SEP> N 4, <SEP> mv <SEP> 62 <SEP> 66,5 <SEP> 62,5 <SEP> 64
<tb>
<tb>
<tb> Porte <SEP> N 5, <SEP> mv <SEP> 61, <SEP> 5 <SEP> 64 <SEP> 61 <SEP> , <SEP> 5 <SEP> 63,3
<tb>
Estimer sur la base d'équilibres thermiques.
Les résultats de radiation thermique du tableau IV indiquent la concentration plus avantageuse 6' anensité de radiation thermique plus élevée à l'extrémité d'admission du four à sole obtenue avec l'atomisation par jet selon l'invention qu'avec l'atomisation classique par la vapeur.
REVENDICATIONS.
1 - Procédé de chauffage d'un four industriel à l'aide d'un courant atomisé préalablement chauffé de matière combustible fluide primaire et d'air, qui comprend la formation d'un mélange combustible de combustible fluide et d'un oxydant, la combustion du mélange combustible dans une zone de combus- tion, le déchargement des produits de combustion ainsi obtenus à haute tempé- rature et à vitesse élevée dans une zone de chauffée préalable et d'atomisa- tion alimentée en un courant de matière combustible fluide primaire pour chauffer préalablement et atomiser le combustible primaire, le déchargement du mélange ainsi obtenu, préchauffé et atomisé,dans le four et le brûlage avec de l'air dudit courant déchargé dans ce dernier.
<Desc / Clms Page number 1>
The present invention relates to the heating of industrial furnaces, such as deck furnaces and the like.
Annually more than 100 million tons of steel .; or about 85% of the production of the United States of America is obtained in deck furnaces. The primary fuel for these furnaces consists of about 7.5 trillion liters of oil,% andf-s some use gaseous fuel and tar by-products. In order to ignite liquid fuels satisfactorily in a hearth furnace, it is necessary to spray the liquid into tiny droplets using some high speed atomizing means.
Generally, the liquid fuel is atomized in the hearth furnace by hot gas under pressure. Since steam is readily available, it is most commonly used and admitted at a pressure of 10.5 to 14 kg / cm3, and preferably in a superheated state.
Other compressed gases such as air, natural gas, coke oven or blast furnace gas have been tried with varying degrees of success.
For the previous ordinary atomization, 360 to 600 g of vapor is used per liter of atomized and burnt oil, depending on the type of flame desired, and perhaps up to twice this amount of vapor is used. per liter of tar or pitch fuel. It follows that an oven burning about 2270 liters per hour of oil requires about 820 to 1360 kg of steam per hour. While there are some practical advantages to steam atomization, there are very significant thermal disadvantages inherent in the use of steam, in particular a decrease in the maximum flame temperature and, as a result of thermal radiation to the bath or melt.
These disadvantages are mainly attributed to (1) sensible heat absorption by the vapor, and (2) the heat of a chemical dissociating part of the vapor at an elevated temperature. For the earlier steam atomization process, energy is supplied to the fuel at a vapor atomized oil temperature of about 121 to 149 ° C.
The low final temperature of the steam atomized oil is of paramount importance and is to be expected with any compressed gas system in which the characteristics of the lines limit practical operating temperatures to less than 538 C approximately. At these relatively low temperatures, an adiabatic expansion of the compressed gas inside the burner confers a cooling effect while acting on the oil.
A useful way to assess the effect of adiabatic expansion is readily obtained from the Mollier diagrams for various gases. For example, the Mollier graph for vapor shows that for vapor to expand adiabatically from an initial pressure from 12.25 kg / cm to the manometer up to atmospheric pressure at only about 149 C, the initial temperature of the vapor must be about 491 C 2 At this temperature (491 C) and under a pressure of 12.25 kg / cm at the manometer, the steam is estimated to be impractical for application to deck ovens.
The temperature and physical characteristics of the hearth furnace flame and the final efficiency depend mainly on the condition in which the oil leaves the burner, particularly with regard to: (1) degree of atomization, (2) oil temperature, (3) the chemical composition of the oil and inert gases, and (4) speed and force.
Taking into account the temperature of the oil and the chemical equations of the final combustion, the calculations indicate that 480 g of steam (under 10.5 kg / cm at the pressure gauge and at 316 C) per liter of oil atomized can reduce the theoretical temperature of the flame by about 135 C, compared to the temperature of the flame
<Desc / Clms Page number 2>
EMI2.1
obtained if no additional steam is required for atomization.
"e'4 the corresponding useful heat available for the bath, ie: -. the amount of heat available above a" critical temperature "of about 1538 C, can be reduced by 528 Kcal per cubic decimeter of fuel.
In any high temperature cam'bus-b process, such as in a fo. At hearth, it is important to introduce the principle of "average critical temperature level" or simply "critical temperature".
This temperature level is set at the lowest temperature at which the process can theoretically operate, and is very useful for analyzing thermal aspects of high temperature systems. The critical temperature for steelmaking in a hearth furnace depends on various factors such as the melting points of iron and slag, the depth of the bath and the geometric profile of the furnace, and as such. , it is usually set at about 1538 C. It is advantageous to take this high temperature level into account, since the thermal efficiency
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maximum depends on the creation of the maum amount of heat per unit of fuel burned at temperatures exceeding the critical value of 15380C.
This represents a thermal "driving force" for the system, and any heat obtained at temperatures below the critical point.
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tick cannot be used (@ 3ctement by the oven. This heat (less than 1 C) comprises most of the heat of the deck oven and should be considered as waste heat, except in cases where it is possible. to recover it in part by regeneration or in waste heat boilers.
Consequently, the present invention proposes to provide: - a method and an apparatus for treating fluid hydrocarbon fuels, comprising pitches, tars and fuel oils, in order to obtain a flame which constitutes a thermal heating element. much more efficient than the flames of conventional processes using these fuels atomized by steam or other compressed gases; - a method and an apparatus in which fluid hydrocarbons, such as fuel oils, are finely atomized:
oils, pitches and tars, are introduced into an industrial furnace and burned there - a process which achieves a higher preheating of the compound.
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bustible during atomization and injection into the com -. * + zone. bust located inside the furnace, so that the combustion rate is correspondingly higher there, ensuring a higher temperature and a higher volumetric heat release; - in its application to steelmaking furnaces, such as the common ¯ hearth type, the desired dynamic force, necessary for agitation of the bath which can be imparted to the flames without undesirable thermal dilution, using steam for example, which would have the effect of lowering the temperature and radiation of the flame.
Other advantages and characteristics of the invention will emerge from the description which follows.
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According to the process of '' 'the present invention, a fluid fuel and an oxidant are mixed and burned in a combustion zone, and hot combustion products are discharged into a treatment zone. into which a stream of fluidized fuel or fluidized material is injected, such as liquid, gaseous AND fluidized solid fuels.
The hot combustion products enter the treatment zone at high temperatures and sonic velocities (eg about 900 meters / second for mixtures.
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stoichiometric CH -0) to obtain a preliminary heating and a fine atomization of the fluid material which is injected into it o The preliminary heating and atomization of the fluid material, which is then discharged into an industrial furnace and is burned there with a oxidizer, increases the heat transfer efficiency of the subsequent combustion reaction It seems that, when entering the industrial furnace, the fine degree of atomization greatly increases the combustion rate as well as the heat transfer efficiency at the same time. inside the oven.
Additionally, it appears that the fine degree of atomization promotes some desirable pyrolysis of the fuel in the furnace to provide products.
EMI3.2
gases which are very easily burnt inside the oven.
Therefore, the entire combustion process inside the industrial furnace is accelerated; and the highest temperatures are obtained.
Thus, the process of preheating and atomization of the invention serves to increase the efficiency of heat transfer, from the flame to the mass located at the bottom of the furnace to be heated, i.e. in the bath or at'
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the load ')' 'for 1.111 oven z, hearth,
All the various modes of thermal circulation exist in the hearth furnace system, including transfer by conduction, convection, in liquids and between gases and liquid or solid surfaces, and by radiation from solids, liquids. and gases However, since it is generally established that when the bath is flat, up to 80 to 85% of the heat transferred to the bath is produced by thermal radiation,
we will only describe this thermal circulation mechanism. The mathematical relation of the radiant heat emitted with the temperature is represented by the following modification of Stefan-Boltzmann's law:
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1. H = ek (, -L 4 - T4) Where H = Heat radiated from a unit region or target zone of the flame at a temperature Tf to the bath at a temperature T = cal / hour x dm e = Emissive power..1
EMI3.5
k = Boltzmann constant 17.3 x 10 1 C cal / hour in 1r¯s? x C absolute) ¯t''f T = Absolute temperature (OC + 238) of the flame and the critical temperature, respectively.
(Tf9 i'c = Thermal "driving force" for thermal circulation from the flame to the melt
The above equation demonstrates two important criteria which must be taken into account in order to obtain maximum thermal efficiency in the hearth furnace: (1) maximum flame temperature Tf a. Above the temperature
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critical erasure II, and (2) a maximum emissive power e. x As an example of how this relation can demonstrate the effect obtained on the heat transfer by radiation when the temperature of the flame is increased, we assume a flame of fuel atomized by vapor at 1870 C about,
EMI3.7
and a flame of jet atomized fuel at about 1925 ° C., and a.
Theoretical temperature of the flame Tf of the oil atomized by the vapor =
EMI3.8
18700C + 238 = 2108 C absolute.
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b. Theoretical flame temperature Tf of jet atomized oil = j
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1925 C + 238 2163 C aQ.olus. vs. Critical temperature Tc = 1538 C +238 1'µ7.6 c absolute of Power emitted in all s = 1 e. Relative heat radiated by the vapor atomized flame = H v
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f. Relative heat irradiated by the flame "omitted by jet = H ..
Starting from equation (1):
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(2) S. e k (T4 - T4) ¯% ¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯¯. E e k (T4 - Tu) v And by substituting the numerical values assumed above:
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; ¯,] 4¯ v163) 4 (8 1 "'- 4 122 Ev - (1876) 4 From the above, it emerges' an increase in temperature
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Theoretical flame, simply from 1B70 to 1925 C (3% increase) provides an increase of about 22% in the radiated heat at extended temperature.
By carrying out jet atomization of the fluid material using hot high velocity combustion products, according to the invention, the material can reach practical atomization temperatures as well.
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higher than 6q. 9 -70. C approximately (on average approximately 482C). This approximates the temperatures of vapor atomized material of probably less
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about 149 C. 0n = gpt see the effect on the intensity of thermal radiation by considering the effects of the increases in the theoretical temperature, of the flame, described above -F4i-ijbutre, while it is pointed out above that a decrease.
the flame temperature for the example given is about 135 C for an atomization by lT11iù and that the quantity of heat available above a "thermal temperature" of about 1538 C can be reduced by 528 Kcal per liter of fuel, it has been observed that for equivalent weights of hot combustion products obtained by jet per liter of fuel, the theorized flame temperature is only reduced by about 30 C and that the quantity of heat available above a
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Approximately "critical temperature" is reduced by only 26.4 Kcal per liter of fuel.
Therefore, it can be seen that any atomization diluent (high velocity hot combustion product vapor) lessens the flame intensity, but hot gas atomization is much greater than 1 atomization using strongly diluting steam.
On the drawings:
Figure 1 is a longitudinal view of the jet atomization burner of the invention;
Figures 2a and 2b are partial longitudinal sections of the burner of Figure 1;
<Desc / Clms Page number 5>
Figure 3 is a partial section of the burner taken along line 3-3 of Figure 1;
Figure 4 is a partial section showing in detail the construction of the burner of Figure 3;
Figure 5 'is a cross section of the burner taken along line 5-5 of line 2b;
Figure 6 is a cross section of the burner taken on line 6-6 of Figure 2b;
and
Figure 7 is a schematic view of a hearth furnace with two burners mounted at opposite ends for alternating operation, and showing the fluid supply lines for the system.
With particular reference to the embodiment of the apparatus of the drawings, the burner B is provided with an elongated outer casing 10 through which a cylindrical longitudinal passage 12 passes. An auxiliary burner 14 is mounted in the longitudinal bore 12. at the posterior end of the casing 10.
The auxiliary burner 14, shown in detail in FIGS. 3 and 4, is provided with a radial fuel inlet duct 16 at the lower end, and it communicates with a longitudinal fuel duct 18 which brings the fuel to the bottom end. 'front end of the auxiliary burner, to a radial fuel metering orifice 20 which discharges the fuel into a chamber 22 located at the front end of the auxiliary burner. The chamber 22 is formed by an axial bore 24 in which one introduced a thermo-couple.
A radial oxygen inlet duct 30 is located at the upper end of the burner 14 and COMMUNICATES with a longitudinal oxygen passage 32 which brings the OXY to the front end of the burner and discharges it through the intermediate of a radial metering communication passage 34, in chamber 22.
The fuel and the oxidant are mixed and burnt in the chamber 22, and the flame thus obtained is directed from the auxiliary burner 14, via an exhaust passage 36, towards the main combustion zone 8 of the. burner, 0 Filters 40 are provided both in the fuel lines and in the oxidant lines, 16 ET30 respectively, to filter the gases entering the auxiliary burner.
The burner 14 is cooled by water to prevent overheating, the cooling water entering through an inlet duct 42 communicating with a radial passage 44 located at the rear of the burner and passing successively through a longitudinal passage. 46, annular cooling passages 48 and 50 located at the front end of the burner, and through a longitudinal passage 52 and a radial passage 54, to an exhaust duct or output 56.
The fuel and oxidant are admitted to combustion stage 38 of burner B to be mixed and ignited by the pilot flame coming from passage 36. The jet oxidant, such as very pure oxygen ( 95-100%). a weakly pure oxygen (45%), or air, enters the casing 10 of the burner through a radial duct 60 and passes through the annular space 62. formed between the walls of the longitudinal passage 12 and leaves the auxiliary burner 14 to enter the primary combustion zone 38 where it is mixed and burned with the fuel.
It is obvious that the dimensions of the passages can be varied, as is done in practice, when the choice of oxidant used is changed in order to ensure flame stability.
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Simultaneously, the liquid fuel enters the casing 10 of the burner via a radial intake duct 64 and passes through an annular distribution ring 66, into a series of radial metering orifices 68 through which it is discharged into a narrow annular mixing passage 70, through which passed.
transversely an annular stream of oxidant from the directory passage 62 towards the combustion zone 38,
Mixing of the fuel and oxidant streams is achieved in the narrow annular chamber 70, and intimate mixing is obtained as the mixture passes through the combustion zone 38, in the vicinity of the pilot flame. Combustion is initiated there from the combustion zone
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38 worm :; the treatment zone 72 where the fluid material intended to be heated and atomized is readily available. The velocity of the mixture of oxidant and fuel passing through the annular chamber 70 must be high enough so that no combustion can occur. flashback in this room in.no point.
It has been found that a speed between 900 and 1500 meters / second or higher is satisfactory The danger from too low a speed lies in the fact that flashbacks or other oscillatory conditions cause pressure fluctuations causing a flow of fuel and oxidant irregular or inter-
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ruptured, conditions which are associated with loose and erratic combustion in the combustion chain.
The speed of the hot combustion products from the combustion zone is preferably greater than 0.5 Mach and can be considerably higher. The high speed promotes mixing and improves atomization of the second stage fluid material without requiring of
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comp? exPa -aur injection of this material. By using a high-speed mixing, the lable heating, atomization and acceleration of the second stage fluid material is achieved more quickly.
As used herein, the expression "Mach" indicates the ratio of the linear velocity of the gas in the mixture to the speed of sound in the same mixture.
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for a given temperature and gas camp ¯, n.
The atomizing material of the fluid fuel to be treated is introduced into the burner through a small radial duct 74 which passes through a series of bores to reach the atomizing nozzles 78.
The atomizing material then enters the spray nozzles through bores 80 which communicate with internal chambers 82 of the nozzle at an angle tangent to the internal face of the chamber.
In this way, the penetrating atomizing material stream is forced to
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swirl around the inner walls of the 'bre ¯82 and exit said chamber through an 8 ° port of the tr' ment area 72 'as finely pulverized atomizing material.
Hot combustion products exiting at or near sonic velocity at or near sonic speed from the combustion chamber
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contact the atomized material sprayed from the nozzles 78 and transport the material downwardly along the process zone z2 and evacuate from the open end 86 of the burner as a stream of matter previously heated, atomized and accelerated.
Cooling water is circulated through the outer casing of theirs B to avoid overheating The water enters the
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Ilextrémit% WPO'O> St-, ea5, upper of the casing 1 has a radial water duct 88 and passes, through an annular distribution duct 90, in longitudinal cooling ducts 92, then in an annular passage 94
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feeding a series of cooling compartments 96 surrounding the storage zone 38.
<Desc / Clms Page number 7>
Cooling water passes through these cooling compartments 96 and is discharged through an annular cooling passage 98 into a longitudinal cooling passage 100 which communicates with a series of radially disposed cooling ducts 102 (analogous to the surrounding cooling ducts 96. the combustion zone (38). The cooling water is then returned, by another series of cooling ducts..102 arranged opposite, in longitudinal passages 104 from which it leaves the casing 10 of the burner via an exhaust duct 106.
As shown in Figure 7, two atomizing burners according to the invention are arranged at opposite ends of a deck oven and will operate alternately, for periods of time well known in the art, to heat the oven and pass the products. combustion through alternating baffle systems which, when the burners are reversed, are used to preheat the intake air.
The burners B are arranged to discharge an atomized stream along the length of a hearth furnace 110 and are supplied with various process fluids by parallel distribution lines. The auxiliary burner is supplied with oxidant and fuel, such as oxygen and proopane, respectively, through lines 112 and 114, respectively, and the cooling water is admitted to both burners through a con- pick 116.
The circulation of these fluids to the two burners is continuous and takes place regardless of the burner which is then in operation to atomize the material. The. fuel and oxidant are admitted to the burners through conduits 118 and 120, respectively, passing through the flow reversal block 122 which synchronizes the period during which the flow of these fluids is maintained to one of the two burners. Atomizing material is similarly admitted into the reversing block through conduit 124, and a pump 126 and heater 128 are provided in the atomizing material conduit 124.
During the part of the cycle where the north burner ('N ") shown in Figure 7 is in operation, the jet fuel, jet oxidant and atomizing material are passed through the flow reversal block. 122 and lines 130, 13, 32, and 134, respectively, in this burner.During the other part of the cycle, the reverse flow block 122 operates to pass these fluids through lines 136, 138 and 140. respectively, towards the south burner ("S"), disposed at the opposite end of the hearth furnace 110. In this way, a continuous cycle is established and one obtains a periodic and alternating operation of the two burners according to the established method for a deck oven.
A wide variety of fuel, garlic, pitches and tars were atomized in a hearth furnace according to the invention, and in each case an improvement in the thermal transfer efficiency in the bath compared to those obtained. efficiencies obtained by conventional steam atomization.
Of course, it is evident that the fuel and oxidant used in the auxiliary burner, as well as the fuel and oxidant used in the jet combustion stage, can CONSIST of any suitable fuel and oxidant forming a combustible mixture. . The oxidant fuel is preferably admitted into the jet combustion stage in proportions which allow a substantially stoichiometric mixture to be closed. This has been found to be advantageous for maximum stability of the first stage flame. A moderate excess of oxidant can be consumed in the second or processing zone without affecting the efficiency of the overall process.
In a series of three trials, an air-jet atomizing burner of the type shown in the embodiment was installed.
<Desc / Clms Page number 8>
EMI8.1
drawings at one end of a deck oven, and one has; fitted with a conventional steam injection burner at the opposite end. We did ": -on \; t" illnnrr the burners cyclically, as described above. Table 1 below provides comparison data for the conduct of these tests.
TABLE 1.
EMI8.2
<tb>
Intensity <SEP> Temp-
<tb>
EMI8.3
¯0 "-" k tO, max. rat.
Oxidizer. Combus'cio.e. .., ... rat.
¯¯¯¯¯¯ ¯¯¯ '' - max. Oven and Eco Purity Type1i) ement Ecoubme nt chi # nEj flame
EMI8.4
<tb> try. <SEP> burner <SEP> in <SEP>% <SEP> in <SEP> m <SEP>% hour <SEP> Type <SEP> in <SEP> 1 / h <SEP> in <SEP> Kcal / <SEP > in <SEP> C
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> h / m2 <SEP> x <SEP> 104
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> A-1 <SEP> steam <SEP> 45 <SEP> 347 <SEP> (02) <SEP> oil <SEP> 1722 <SEP> 88.68 <SEP> 966
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> A-1 <SEP> jet <SEP> 45 <SEP> 347 <SEP> oil <SEP> 1722 <SEP> 107.4 <SEP> 816
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> A-2 <SEP> steam <SEP> 95 <SEP> 182 <SEP> (02) <SEP> pitch <SEP> 1325 <SEP> 104.68 <SEP> 899
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> A-2 <SEP> jet <SEP> air <SEP> 1277 <SEP> pitch <SEP> 1325 <SEP> 110.85 <SEP> 788
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> (20)
<SEP> jet
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> B-3 <SEP> steam <SEP> - <SEP> - <SEP> oil <SEP> 1893 <SEP> 96, <SEP> 27 <SEP> 1204
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> B-3 <SEP> jet <SEP> a '<SEP> 945 <SEP> oil <SEP> 1893 <SEP> 105.77 <SEP> 1052
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> (20) <SEP> jet
<tb>
EMI8.5
.- # For the comparisons of Table 1 above, it should be noted that the maximum intensity of radiation from the flame is significantly greater for atomization by jet burner than for atomization
EMI8.6
corresponding by steam. In addition, higher maximum baffle temperature values for atomizing jet size indicate more efficient transfer of thermal energy to the hearth furnace bath and less heat loss at the outlet baffles.
The following table provides the production results for 121 jet atomization burner heaters performed in a 200 ton hearth furnace and for comparison with results for 166 steam atomization burner heaters performed in the same. oven, immediately e; jet atomization burner heaters.
TABLE IL-1,
EMI8.7
<tb> <SEP> data from <SEP> production <SEP> for <SEP> compare <SEP> the atomization <SEP> by <SEP> the <SEP> vapor <SEP> and <SEP> the atomisa-
<tb>
<tb>
<tb> tion <SEP> by <SEP> jet <SEP> in <SEP> a <SEP> furnace <SEP> to <SEP> sole <SEP> of <SEP> 200 <SEP> tonnes <SEP> - <SEP > 65 <SEP>% <SEP> of <SEP> metal <SEP> hot.
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
Atomization <SEP> Atomization
<tb>
<tb>
<tb> by <SEP> the <SEP> steam <SEP> by <SEP> jet <SEP> (air)
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Total <SEP> number <SEP> of <SEP> consecutive <SEP> heaters <SEP> 166 <SEP> 121
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Product <SEP> total, '<SEP> ingot <SEP> net <SEP> in <SEP> tonnes <SEP> 33,515 <SEP> 24,581
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Average <SEP> load <SEP> of <SEP> heater, <SEP> tonnes <SEP> 202 <SEP> 203
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Average <SEP> duration <SEP> of <SEP> heating, <SEP> load-casting, <SEP> 10.48 <SEP> 9.4
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> hours
<tb>
<tb> Average <SEP> rate <SEP> of <SEP> production, <SEP> load-casting, <SEP> 19,26 <SEP> 21,
54
<tb>
<tb>
<tb> tons / hour
<tb>
<Desc / Clms Page number 9>
Production data to compare steam atomization and jet atomization in a 200 ton hearth furnace - 65% hot metal.
EMI9.1
<tb>
Atomization <SEP> Atomization
<tb>
<tb> by <SEP> the <SEP> steam <SEP> by <SEP> jet <SEP> (air) <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Average <SEP> duration <SEP> of <SEP> heating, <SEP> pouring-pouring,
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> hours <SEP> 11 <SEP>, <SEP> 77 <SEP> 11.06
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Average <SEP> rate <SEP> of <SEP> production, <SEP> pour-pour,
<tb>
<tb>
<tb> tonnes / hour <SEP> 17.16 <SEP> 18.37
<tb>
<tb>
<tb> @
<tb>
<tb> <SEP> consumption of <SEP> fuel, <SEP> 78.3 <SEP> 72.1
<tb>
<tb>
<tb> liters <SEP> of oil / ton
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Oxidizer <SEP> consumption, <SEP> m / tonne <SEP> - <SEP> 39.2
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Consumption <SEP> of <SEP> natural gas <SEP>, <SEP> m3 / <SEP> ton <SEP> - <SEP> 3.9
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Consumption <SEP> of <SEP> steam, <SEP> kg / tonne <SEP> 49,
5 <SEP> -
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Kcal / tonne <SEP> of <SEP> ingots <SEP> (x <SEP> 106) <SEP> 0.77 <SEP> 0.70
<tb>
* The total average production of the plant with steam atomization is equal to 16.75 tons per hour.
The following Table III provides the results of a four-rate test of an air jet atomization burner using natural gas as the jet fuel.
T A B L E A U. 111.
EMI9.2
<tb>
Debit. <SEP> Flow <SEP> of <SEP> Temperature <SEP> Speed <SEP> of <SEP> Thrust <SEP> at <SEP> Pressure <SEP> of
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> air <SEP> gas <SEP>. <SEP> a- <SEP> from <SEP> outlet, <SEP> outlet, <SEP> burner, <SEP> the <SEP> chamber,
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> m3 / hour <SEP> turel <SEP> C <SEP> m / second <SEP> in <SEP> kg <SEP> kg / cm <SEP> at <SEP> manom.
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> m <SEP> / hour
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 980 <SEP> 115 <SEP> 599 <SEP> 552 <SEP> 33 <SEP> 3.5
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 840 <SEP> 99 <SEP> 538 <SEP> 471 <SEP> 26 <SEP> 2.6
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 700 <SEP> 82 <SEP> 482 <SEP> 417 <SEP> 20 <SEP> 2.1
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> 560 <SEP> 66 <SEP> 432 <SEP> 363 <SEP> 14 <SEP> 1.5
<tb>
For these tests,
Water was used as the fluid material to simulate the operation using N 6 fuel oil and to allow measurement of burner thrust and chamber pressure.
We corrected the temperature and the. velocity for oil and calculated from thermal equilibrium. The calculations are based on 1606 liters of oil per hour, with an internal diameter of 37.5mm for the atomizing burner.
The following Table IV provides the results of comparison tests of an air jet atomization burner according to the invention and a conventional steam injection burner installed in a hearth furnace of the invention. way described above.,
<Desc / Clms Page number 10>
T A B L E A U IV.
EMI10.1
<tb>
Atomizer <SEP> of the <SEP> type <SEP> burner <SEP> Steam <SEP> Steam <SEP> Jet <SEP> Jet
<tb>
<tb>
<tb> Bore diameter <SEP>, <SEP> in <SEP> mm <SEP> 20.6 <SEP> 20; '6 <SEP> 5.14 <SEP> 5.14
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Type <SEP> of <SEP> fuel <SEP> oil <SEP> oil <SEP> oil <SEP> oil
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Fuel <SEP> flow rate <SEP>, 1 / hour
<tb>
<tb>
<tb> (primary <SEP> fuel) <SEP> 1590 <SEP> 1893 <SEP> 1893 <SEP> 2271
<tb>
<tb> @
<tb>
<tb> Flow <SEP> of the <SEP> fuel <SEP> of <SEP> jet,
<tb>
<tb>
<tb>. minor <SEP> - <SEP> - <SEP> 84 <SEP> 98
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Pressure <SEP> of the <SEP> fuel <SEP> of
<tb>
<tb>
<tb> jet, <SEP> kg / cm <SEP> at <SEP> pressure gauge <SEP> - <SEP> - <SEP> 1.96 <SEP> 1,
96
<tb>
<tb>
<tb> Oxydai <SEP> type <SEP> from <SEP> jet- <SEP> - <SEP> air <SEP> air
<tb>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Flow <SEP> of <SEP> the oxidizer <SEP> of <SEP> jet,
<tb>
<tb>
<tb>, <SEP>, / hour <SEP> - <SEP> - <SEP> 840 <SEP> 980
<tb>
<tb>
<tb> <SEP> flow rate of <SEP> steam <SEP> for
<tb>
<tb>
<tb> atomization, <SEP> kg / hour <SEP> 999 <SEP> 1180 <SEP> - <SEP> - <SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Oil <SEP> temperature <SEP>
<tb>
<tb>
<tb> atomized, <SEP> in <SEP> C <SEP> 121 <SEP> 121 <SEP> 482 <SEP> 482
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Thermal <SEP> radiation <SEP>:
<SEP>
<tb>
<tb>
<tb>
<tb> Gate <SEP> N 1, <SEP> mv <SEP> 85 <SEP> 88 <SEP> 97, <SEP> 5 <SEP> 99, <SEP> 5 <SEP>
<tb>
<tb>
<tb> Gate <SEP> N 2, <SEP> mv <SEP> 83 <SEP> 85 <SEP> 8487
<tb>
<tb>
<tb> Gate <SEP> N 3, <SEP> mv <SEP> 65 <SEP> 70 <SEP> 67 <SEP> 68.5
<tb>
<tb>
<tb> Gate <SEP> N 4, <SEP> mv <SEP> 62 <SEP> 66.5 <SEP> 62.5 <SEP> 64
<tb>
<tb>
<tb> Gate <SEP> N 5, <SEP> mv <SEP> 61, <SEP> 5 <SEP> 64 <SEP> 61 <SEP>, <SEP> 5 <SEP> 63.3
<tb>
Estimate on the basis of thermal equilibria.
The thermal radiation results in Table IV indicate the more advantageous concentration 6 'anensity of higher thermal radiation at the inlet end of the hearth furnace obtained with the jet atomization according to the invention than with conventional atomization. by steam.
CLAIMS.
1 - A method of heating an industrial furnace using a preheated atomized stream of primary fluid fuel material and air, which comprises the formation of a combustible mixture of fluid fuel and an oxidant, the combustion of the combustible mixture in a combustion zone, discharging the combustion products thus obtained at high temperature and at high speed in a preheated and atomizing zone supplied with a stream of primary fluid combustible material for preheating and atomizing the primary fuel, discharging the mixture thus obtained, preheated and atomized, in the furnace and burning with air of said stream discharged therein.