Vorrichtung zur Durchführung von Misch. und chemischen Reaktionsvorgängen Die Erfindung betrifft eine Vorrichtung zur Durch führung von Misch- und chemischen Reaktionsvorgän gen. Mit ihr soll der wirtschaftliche Betrieb bei der Durchführung von Misch- und chemischen Reaktions vorgängen, insbesondere bei der Verbrennung von Gasen oder von Gasen getragenen Feststoffteilchen bzw. von Flüssigkeiten, wie z. B. Heizöl, verbessert werden.
Die Steigerung der Wirtschaftlichkeit derartiger Misch- und chemischer Reaktionsvorgänge wird erfin- dungzgemäss mittels einer Vorrichtung erzielt, die ge kennzeichnet ist durch eine drehsymmetrische, sich in Strömungsrichtung erweiternde Kammer mit tangential gerichteter, unter Drall erfolgender Zufuhr des einen Mediums derart, dass dieses zunächst schraubenförmig entlang der Kammerwand zum Austritt strömt, dort teil weise nach innen umkehrt und zentral bis ganz zum Eintrittsquerschnitt der Kammer zurückkehrt, dabei eine Zone intensiver Turbulenz erzeugend, die Rückströ mung röhrenförmig umgibt.
Der Gegenstand der Erfindung ist anhand von Aus führungsbeispielen in den Fig. 1 bis 7 der Zeichnung dargestellt, welche nachstehend im einzelnen erläutert werden. Es zeigen: Fig. 1 einen Schnitt durch eine Ausführungsform der Vorrichtung nach der Erfindung; Fig. 2 einen Schnitt durch einen mit einem Feue- rungsraum zusammenwirkenden Ölbrenner;
Fig. 3 eine schematische Darstellung der Strömungs vorgänge innerhalb der Brennerkammer; Fig.4 ein weiteres Ausführungsbeispiel der erfin- dung-gemässen Vorrichtung; Fig. 5 einen Brenner mit einer Zuführungsvorrich tung von staubförm'gem, festem Brennstoff; Fig. 6 eine schematisch dargestellte Anlage mit vier Kammern; Fig. 7 eine Kombination zweier Misch- bzw. Brenn- kammern.
Wie in Fig. 1 dargestellt, tritt die Verbrennungsluft 1 über einen Ansaugschalldämpfer 2 in einen Luftsam- melraum ein, der durch den Luftkasten 3 gebildet wird. Dabei umströmt und kühlt sie den Elektromotor 4 des Aggregats, welcher mittels radialer Arme 5 in seinen Schwerpunkt in einer Membran 6 elastisch aufgehängt ist. Auf der hohlen Welle des Elektromotors 4 sitzt ein Gebläse mit radialen Schaufeln 7, welches die Luft 1 dem Brennervorderteil 8 entsprechend den eingezeich neter Pfeilen zuführt.
Die Luftzufuhr 1 wird durch zwei Ringe gesteuert, deren einer 9 fest auf dem Motor 4 sitzt, während der andere 10 über Zugstangen 11 von einem mit einer geeigneten elektrischen Steuerungs- oder Regelvorrichtung verbundenen Elektromagneten 12 bewegt wird.
Die aus dem Gebläse austretende Luft tritt in die Leitkanäle ein, welche durch das Brennvorderteil 8, ein etwas kegliges Abdeckblech 13 und Leitschaufeln 14 gebildet werden. Diese Leitkanäle führen die Luft mit einem genau bemessenen Drall von vorzugsweise 10-15 der mehr oder weniger kegligen Brennkammer 15 zu, welche aus warmfestem Blech besteht.
Die kege- lige Bauart, bei der der grösste Durchmesser etwa 1,5-1,8 mal so gross ist wie .der kleinste, liefert in der Regel die besten Ergebnisse: Ausbrand und Flammsta- bilität sinken mit kleiner werdener Konizität.
Infolge der Fliehkraftwirkung strömt die kalte Luft zunächst mit einem Drallwinkel von etwas über 20 (ge gen die Achse gerechnet) an der Wand der Brennkam- mer anliegend dem erweiterten Austrittsquerschnitt der Brennkammer 15 zu. Hier macht sich aber der kräftige Unterdruck bemerkbar, der sich im Zentrum des engsten Querschnitts der Brennkammer 15 infolge des Eintritts dralls der Luft einstellt und der etwa das 10-15fache des Staudruckes .der wandnahen Strömung beträgt.
Wenn dieser Unterdruck richtig bemessen ist - dies ist der wesentlichste Punkt der Konstruktion dieser Brenn- kammer -, so bewirkt er, dass ein wählbarer Anteil der wandnahen Durchsatzströmung nicht aus der Brenn kammermündung 16 abströmt, sondern radial zur Kam merachse umbiegt und bis ganz zum Eintrittsquerschnitt der kegligen Brennkammer 15 zurückkehrt. Hier stülpt sich ,diese Rückströmung radial auseinander und strebt mit der anfangs erwähnten Durchsatzströmung wieder in Wandnähe dem Brennkammeraustritt zu.
Auf diese Weise erhält man ein System gegenläufiger Strömungen, deren äussere die innere röhrenförmig um gibt. Zwischen beiden bildet sich eine ebenfalls röhren förmige Zone intensiver Turbulenz 17, von der sich so wohl theoretisch als auch experimentell zeigen lässt, dass sie zu Mischleistungen von bisher unbekannter. In tensität fähig ist.
Das Öl 18 wird von einer Pumpe 19 über ein Magnetventil 20 und eine Einspritzdüse 21 dieser Tur- bulenzzone 17 zugeführt und durch Zündelektroden 22, von denen nur eine dargestellt ist, gezündet.
Der aus der Einspritzdüse 21 kommende Ölstrahl, dessen Einspritzwinkel vorzugsweise zwischen 10 und 30 liegt, wird von der in der Brennkammer 17 herr schenden zentralen Rückströmung erfasst und der Tur- bulenzzone 17 zugeführt, wo er sich intensiv mit der Luft mischt und abbrennt.
Da in der Turbulenzzone als Mittelwert von Durchsatz- und Rückströmung stets die Axialgeschwindigkeit Null herrscht, weil die Geschwin digkeit der Rückströmung und der Durchsatzströmung von gleicher Grössenordnung sind, kann die Flamme nicht aus der Brennkammer hinausgeblasen werden und ist stets sicher stabilisiert.
Die entstehende Flamme hat näherugnsweise die Gestalt der Turbulenzzone 17 und ist durch die wand nahe Frischluftströmung von der Wand der Brennkam- mer 15 isoliert. Die von der Flamme an die Wand abge- strahlte Wärme wird von der Frischluftströmung zum grössten Teil wieder der Verbrennung zugeführt.
Da die Turbulenzzone 17 nicht ganz bis an die Wand der Brennkammer 15 heranreicht, wird durch zwei an den grössten Durchmesser der Brennkammer 15 ansetzende konvergente Kegel 23 und 24 aus warmfe- stem Blech ein Ringwirbel 25 erzeugt, der eine wenn auch mässige, so doch hinreichende Zusatzmischung in Wandnähe bewirkt. Durch Düsenfehler eventuell auftre tende Öltröpfchen, die sonst aus der Brennkammer 15 vorne herausschlagen würden, werden von dem Kegel 23 abgefangen und verdampfen dort. Der Ringwirbel 25 übernimmt die Vermischung dieses Öles mit der Ver brennungsluft.
Mit Hilfe dieses Systems ist der Brenner in der Lage, mit einem Luftüberschuss von nur 4 % eine vollständige und russfreie Verbrennung des Heizöls zu erreichen.
Die Brennkammer 15 wird mittels Laschen gegen das hohl- kugelkalottenförmige Mundstück 27 des Vorderteils 8 geschraubt und kann auf diese Weise axial justiert wer den.
Die Ölpumpe 19 ist mit Hilfe eines Tragkreuzes 28 in radialen Schrauben 29 am Gehäuse 30 aufgehängt und kann durch Verdrehen der Schrauben 29 so in ihrer Aufhängeebene bewegt werden, dass sie koaxial zum Motor 4 sitzt. Eine flexible Welle 31, die über einen Hammerkopf und eine Nut an dem dem Brennraum ab gewandten Ende der hohlen Welle des Motors 4 von dieser mitgenommen wird und sich gegenüber ihrer Achse in gewissem Ausmass schrägstellen kann, treibt die Pumpe 19 an.
An der Pumpe sitzt ferner eine optische Flammkon- trolle 32, z. B. eine Fotozelle, welche durch eine öff- nung 26 in dem Abdeckblech 13 auf die Flamme in der Brennkammer 15 blickt und bei Flammausfall in be kannter Weise die in dem Hohlraum 33 befindlichen elektrischen Steuergeräte betätigt. Das Brennervorderteil 8 ist mit einem Flansch 34 an der Wand des Kessels 35 befestigt.
Das Gehäuse 30 hängt in einem Doppelgelenk an dem Vorderteil 8 und kann in einer Ebene senkrecht zur Brennerachse so be wegt werden, dass die Einspritzdüse 21 genau zentral hinter dem Einspritzloch des Abdeckblechs 8 fixiert werden kann. Ein Gummiring 36 dichtet den Spalt zwi schen Vorderteil 8 und Gehäuse 30 ab. Durch diese Massnahme wird erreicht, dass ungeachtet aller Ferti gungstoleranzen Motor 4, Pumpe 19, Düse 21, Vorder teil 8 und Brennkammer 15 stets koaxial sitzen.
Um das Doppelgelenk schwenkend kann,das die mechanisch be wegten Teile enthaltende Gehäuse 30 geöffnet werden, wodurch Einspritzdüse 21, Pumpe 19, Elektroden 22 und Fotozelle 32 zu Reinigungs- und Wartungszwecken leicht zugänglich werden.
Auf dem Gehäuse 30 sind weiterhin Kontrollampen 37 und Bedienungsknöpfe 38 angebracht.
Eine weitere Senkung des für eine vollständige und rossfreie Verbrennung nötigen Luftüberschusses von 4 % auf etwa 2,5 % sowie eine grössere Unempfindlich- keit gegen Fehler der Einspritzdüse 21 lässt sich errei chen, wenn der Feuerungsraum, in den der Brenner hin einfeuert, den Besonderheiten des Brenners angepasst wird.
Eine besonders geeignete Bauform des Feuerungs- raumes besteht aus einer Gegenstromfeuerbüchse, wel che durch einen zylindrischen Mantel 39 mit geschlosse ner Stirnseite 40 gebildet wird. Fig. 2 zeigt den Brenner in Aufsicht. Es ist mit Strömungspfeilen angedeutet, wie die aus der Brennkammer 25 austretenden Flammgase bis zur Stirnseite 40 des Feuerungsraumes durchschla gen.
Dies ist praktisch nur erreichbar bei sorgfältigster Abstimmung der Kegel 23 und 24 auf die Strömungs verhältnisse in der Brennkammer 15 und die Abmes sungen des Feuerungsraumes. Die gewünschte gleich mässige Ausfüllung des Feuerungsraumes mit der strak- Lenden Flamme ist nur möglich, wenn der durch den Kegel 24 gegebene Axialimpuls der Flammgase in einem richtigen Verhältnis zu ihrem Drall steht.
Ist der Drall im Verhältnis zu gross, so stülpen sich die Flammgase sofort hinter dem Kegel 24 radial auseinander und strö men zurück zu den Öffnungen 42. Ist der Drall zu klein, so erreichen die Flammgase zwar die Stirnseite 40, stül pen sich aber unsymmetrisch auseinander und durchzie hen den Feuerungsraum einseitig und in Strähnen und bilden dabei im Feuerungsraum tote Ecken und unaus- gespülte kalte Zonen. In beiden Fällen verschlechtern sich Heizflächenbelastung und Ausbrand.
Die Auslegung der Kegel 23 und 24 hängt von den Strömungs- und Bauverhältnissen ab und ist empirisch durch Ermittlung der Strömungsform im Feuerungsraum zu bestimmen. Durch Experimente kann die Optimal form der Kegel 23 und 24 auf Grund der vorstehenden Angaben rasch gefunden werden.
Die konischen Querschnittsverengungen 23 und 24 und deren Wandflächen haben folgende Aufgabe: Beim Betreiben des Brenners mit flüssigem Brennstoff wie Öl, was die wichtigste Anwendungsart des Brenners dar stellt, wird dieser Brennstoff von der Stirnseite der Ein trittsspirale her mittels einer Druckzerstäubungsdüse eingespritzt. Solche Düsen weisen immer, auch wenn sie noch so sauber gearbeitet sind, kleine Spritzfehler auf. Sie können z. B. Strähnen aufweisen, also einzelne harte Strahlen, oder sie spritzen geringfügig schief, so dass die Zerstäubung nicht absolut homogen ist.
Es können da her einzelne Tröpfchen durch die Turbulenzzone hin- durchschlagen,<I>ohne</I> zur Reaktion gekommen zu sein.. Diese Tröpfchen würden den Brenner unreagiert ver lassen. Dies verhindern jedoch die heissen Wandflächen an den beiden konischen Verengungen des Austrittsquer schnitts. Die konisch verengten Teile 23 und 24 werden direkt von den heissen Flammgasen bestrichen, da der kühlende Luftfilm hier bereits abgearbeitet ist. Die Teile kommen dabei in dunkle Rotglut.
Alle Öltröpfchen, die aufgrund der herrschenden Zentrifugalkräfte gegen die Wandung geschleudert werden, verdampfen sofort und reagieren mit dem Restsauerstoff der heissen Flamm- gase. Der Ring 23 bewirkt ausserdem an seiner Aus trittskante einen Abreisswirbel, der für eine gewisse Nachmischung sorgt, die sich versuchsgemäss als recht wirksam erwiesen hat.
Bei richVger Formgebung wenden sich die Flamm- gase, wie mit Fig. 2 veranschaulicht ist, an der Stirnseite 40 des Feuerungsraumes 39, 40 nach aussen und strö men in der Nähe der Mantelwand 39 wieder zurück und schaffen dabei wiederum eine röhrenförmige Turbulenz- zone 41,
welche durch ihre zusätzliche Mischleistung die oben erwähnte Senkung des erforderlichen Luftüber- schusses auf etwa 2 % erlaubt.
Der Feuerungsraum benötigt keine Ausmauerung und kann direkt vom Kesselwasser bespült werden. Die Flammgase geben hier etwa die Hälfte ihrer Wärme im wesentlichen durch Strahlung ab, wobei im Mittel Heiz flächenbelastungen von 120 000 bis 140 000 kcal/mlh erreicht werden.
Dies ist ein Mehrfaches der heute übli cherweise erreichten Werte. Die Flammgase verlassen den Feuerungsraum mit etwa 800-900 C durch Öff nungen 42 in Brennernähe und treten in den sogenann ten Berührungsteil des Kessels ein,
in dem sie den restli- chen Anteil von etwa 50 % ihrer Wärme durch Berüh- rung an den Kessel abgeben. Der Berührungsteil kann in bekannter Weise willkürlich angeordnet werden, etwa oberhalb des Feuerungsraumes oder auch koaxial zu diesem.
Um im Berührungsteil hohe Heizflächenbelastungen zu erreichen, d. h. um mit kleinen Heizflächen auskom men zu können, muss für einen intensiven Wärmeüber gang zwischen den Flammgasen und der Kesselwand gesorgt werden.
Aus diesem Grund muss im Berührungsbereich mit hohen Gasgeschwind#gkeiten gearbeitet werden, was be deutet, das das Luftgebläse des Brenners einen hinrei chenden Luftdruck zur Verfügung zu stellen hat.
Es hat sich als optimal erwiesen, mit Geschwindig keiten von 20 -40 m/s je nach Durchsatz im Berüh rungsteil zu arbeiten, wodurch man Heizflächenbela- stungen von 40 000 bis 60 000 keal/mlh bezogen auf die gesamte Kasselheizfläche erreicht. Dies ist rund das 3- 4fache der heute üblichen Werte, die sich zwischen 10 000 und 20 000 kcal/m2h bewegen. Entsprechend wird der Kessel kleiner und billiger, wobei die Antriebs leistung des Brenners unbeachtlich niedrig ist.
Die genannten Geschwindigkeiten bringen einen Druckverlust im Berührungsteil von etwa 50 bis 60 mm WS mit sich, wozu noch die Druckverluste für die Er zeugung der Luftturbulenz in der Brennkammer, die für Regelzwecke stets nötige Druckreserve sowie sonstige Reibungsverluste kommen. Je nach Betriebszustand muss das Gebläse für die Verbrennungsluft daher Drücke der Grössenordnung 100 mm WS und darüber erzeugen.
Würde man diesen Druck mit den heute bei Zentralheizungsbrennern allgemein üblichen Drehzahlen von 1500 U/min erreichen, so ergäben sich unerträglich grosse Laufraddurchmesser. Aus diesem Grund arbeitet der beschriebene Brenner mit der Netzfrequenz, übli cherweise also mit 3000 U/min. Diese Drehzahlsteige rung, weiche von der heute üblichen Bauweise wesent lich abweichende Konstruktion z. B. nach Fig. 1 bedingt, ist mit eine der Voraussetzungen für die Wirtschaftlich keitssteigerung des Gesamtaggregats.
Wie oben erwähnt, wird durch eine Vergrösserung des Strömungswiderstandes des Berührungsteils des Kessels gleichzeitig eine hohe Heizflächenbelastung er reicht.
Zugleich ist aber ein Mittel gegeben, die Verbren nungsluft zu dosieren. Bei den bisherigen Brennern, die durchwegs mit Gebläsedrücken von etwa 10 bis 20 mm WS arbeiten, spielt der Kaminzug eine merkliche Rolle. Er schwankt erfahrungsgemäss je nach Witterung und Windeinfall um 3,5 mm WS,
wodurch der Luft durchsatz durch den Brenner entsprechend um 20-25 % schwankt. Nun erreichen gute Brenner übli- cher Bauart heute durchaus CO,-Gehalte im Abgas von etwa 12 %,
wobei sie dann dicht an der Russgrenze sind. Mit Rücksicht auf das Russen bei durch Zugschwan kungen verringertem Luftdurchsatz darf der Brenner im Durchschnitt nur auf 9-10 % C02 eingestellt werden. Er muss also aus Sicherheitsgründen unwirtschaftlicher arbeiten,
als er eigentlich könnte.
Dies ist bei dem beschriebenen Brenner mit hohem Gegendruck nicht der Fall, da die Zugschwankungen des Kamins erheblich kleiner sind als der Gebläsedruck oder, was dasselbe ist, als die Summe der Widerstände von Berührungsteil, Brennkammer und Luftregulierung, wobei der Widerstand des Berührungsteils den bei wei tem grössten Anteil des Gebläsedruckes verzehrt.
Man darf daher den beschriebenen Brenner sehr wohl bei Abgasen mit CO= gehalten von 14,5 bis 15 % arbeiten lassen, wobei man noch einen Sicherheitsab- stand von 0,3-0,
5 % bis zur Russgrenze hat und sicher ist, dass der Brenner, geschützt durch den hohen Wider stand des Berührungsteils, unabhängig von Zugschwan kungen einen C02 Gehalt und eine wirtschaftliche Arbeitsweise gewährleistet.
Die Erfahrungen an in Alpentälern montierten Brennern zeigte, dass die dort auftretenden starken Winde Brenner üblicher Bauart ausbliesen bzw. zum Teil zum starken Russen brachten, während die beschriebenen Brenner ruhig und sauber weiterarbeiteten.
Es zeigt sich also, -dass bei dem beschriebenen Ölbrenner der sinnvoll und zielbewusst nutzbargemaehte hohe Widerstand des Berührungsteils des Kessels so wohl die Ursache der hohen Heizflächenbelastungen des Kessels als auch des hohen C02 Gehaltes ist, weswegen sich die Eigenschaften des Brenners erst an einem geeig neten Kessel voll entfalten können.
Selbstverständlich ist dis genannte Drehzahl von 3000 U/min kein scharf limitierter Optimalwert, sondern erlaubt eine gewisse Toleranz; z. B. wird man in Län dern mit 60 Hz Netzfrequenz mit 3600 U/min arbeiten.
Ferner gelten die gemachten Angaben nicht nur für das bei Zentralheizungsbrennern übliche leichte Heizöl, sondern auch für Mittelöl und andere hinreichend dünn flüssige Kohlenwasserstoffe, also auch für alle Arten schweren Heizöles, wenn dieses entsprechend vorge wärmt wird.
Schliesslich kann man, statt Öl mittels Pumpe und Düse einzuspritzen, auch ein brennbares Gas zuführen, wobei die Brenngaszufuhr an beliebiger Stelle der Brennkammer in der Nähe der Mittelachse erfolgen kann. Ein geeigneter Ort ist das Zentrum des Eintritts querschnitts der Brennkammer, wobei das Brenngas in bekannter Weise leicht elektrisch gezündet werden kann.
Eine besonders einfache und gleichzeitig überaus wirkungsvolle Ausbildungsform des vorbeschriebenen Brenners ist nachstehend beschrieben.
Es hat sich gezeigt, dass auch dann eine starke Ge genstromturbulenz verwirklicht werden kann, wenn auf eine Austrittsleitvornchtung am Brennerende ganz ver zichtet wird, insbesondere wenn der Brenner am gröss ten Durchmesser des kegelstumpfförmigen Brennrau- mes endet oder wenn statt der Austrittsleitvorrichtung lediglich ein schwach kegelig verlaufender Ansatz 24 am Brennerende Verwendung findet,
wie Fig. 3 zeigt.
Die aus ihrem Endquerschnitt abströmenden Gase führen eine leichte Drehbewegung aus, wobei sich in der Verlängerung der Brennerachse in einer Entfernung von etwa der Hälfte bis zum ganzen Wert des grössten Bren- nerdurchmessers gemessen vom Brennerende ein soge nannter Staupunkt einstellt.
An diesem Punkt treffen alle Stromlinien zusammen, die als Staustromlinien be zeichnet werden. In der Ebene betrachtet treffen im Staupunkt zwei Staustromlinien zusammen. Alle diejeni gen Stromlinien, die, räumlich betrachtet, im Innenbe reich dieser Staustromlinien verlaufen, werden von der Rückströmung erfasst und in die Kammer hineingeso gen. Alle Stromlinien, die ausserhalb der erwähnten Staustromlinien verlaufen, strömen nach aussen in axia ler Richtung ab, wobei sie eine leicht schraubenartige Strömungsbewegung ausführen.
Der Staupunkt und die Staulinien, die zu ihm hin führen, bilden hierbei zumindest hinsichtlich ihrer Wir kungsweise gewissermassen einen idealisierten körperli chen Widerstand. Wie nämlich Versuche gezeigt haben, stellt sich die für die Turbulenzerzeugung erforderliche Rückströmung in dem Brenner ein, selbst wenn dieser am Austrittsende, also an der Stelle des grössten Appa ratedurchmessers, völlig offen ist. Hierbei übernimmt der Staupunkt vor der Kammeröffnung und die Stromli nien, die zu ihm hinführen, die Funktion eines körperli chen Widerstandes an dieser Stelle.
Dass diese Ausführungsform in sehr häufigen Fällen grosse Vorteile gegenüber der anderen Ausführung hat, ist leicht einzusehen. Erstens ist sie herstellungsweise billiger. Zweitens kann bei dieser Ausführungsform hochwertiges Material eingespart werden; denn gerade die Austrittsleitvorrichtung wird den hohen Flamm- und Reaktionstemperaturen ausgesetzt und muss daher aus höchstwertigem Material hergestellt werden. Der koni sche Teil der Brennkammer hingegen wird je duch den Kaltluftschleier gekühlt.
Das hierfür verwendete Mate rial kann also z. B. normales Eisenblech sein. Drittens ist die Verwendungsmöglichkeit dieses Brenners grösser. Man kann den Brenner viel leichter an ein zu befeuern des Aggregat mittels eines Flansches und einigen Schrauben anschliessen. Die weiter oben beschriebene Brennkammer war im Gegensatz hierzu teilweise so aus gebildet, dass sie nicht direkt feuerte und daher nicht so leicht anzuschliessen war wie der in Fig. 3 dargestellte Brenner.
Dieser findet bevorzugt Anwendung bei der Beheizung von Drehrohren, Trocknern, Öfen, kurz In dustriebeheizungen aller Art, sowie als Brenner für grosse Dampfkesselanlagen und Zentralheizungskessel jeder Grösse. Als Brennstoff kommen dabei gasförmige, flüssige und auch feinkörnige feste Stoffein Betracht.
Als Zuführungsorgan für gasförmige Brennstoffe kann weiterhin, wie das in Fig. 4 dargestellte Ausfüh- rungsbeispiel zeigt, eine zweite koaxiale Eintrittsspirale 68 vorgesehen werden, die dem gasförmigen Brennstoff eine zur Drehrichtung der durch die erste Eintrittsspirale 69 eintretenden Luft gleichsinnig drehende Bewegung aufprägt, sofern der Volumenstrom des zu verbrennen den Brennstoffes verhältnismässig gross, also etwa gleich dem Volumenstrom der Luft ist.
Auch können mit dem Brenner alle Arten fester Brennstoffe umgesetzt werden, sofern diese fein aufge- mahlen und mittels einer geeigneten Zuführungsvorrich tung längs der Achse des Brenners zugeführt werden. Als solche Zuführungsvorrichtung kann, wie Fig. 5 an hand eines weiteren Ausführungsbeispiels zeigt, ein ein faches Rohr 70 dienen, das bis in die Gegend des gröss ten Durchmessers 71 in den Brenner 72 eingeführt wird.
Auf dem freien Rohrende 73 sitzt eine aus hitze beständigem Werkstoff gefertigte Kappe 74, die die Be wegungsrichtung des durch das Zuführungsrohr einge blasenen Staubes, insbesondere Kohlenstaubes, um 180 umlenkt und den staubförmigen Brennstoff der längs der Kammerachse verlaufenden Rückströmung 75 feinver teilt beimischt. Der staubförmige Brennstoff wird in das Zuleitungsrohr 70 in bekannter Weise durch einen Schneckenförderer 76 und ein Luftgebläse 77 einge- führt.
Es muss besonders darauf hingewiesen werden, dass der beschriebenen Brenner in der Lage ist, auch Brenn stoffkombinationen, wie Gas und Öl, Gas und Kohlen staub, in ein und demselben Aggregat gleichzeitig zu verfeuern. Dazu braucht man nur die beschriebene Zu führungseinrichtungen, wie z. B.
die zweite Eintrittsspi rale 68 für den gasförmigen Brennstoff gemäss Fig. 4 mit der Ölzuführung 18 und der ölzerstäubungsdüse 21 gemäss Fig. 1, oder die zweite Eintrittsspirale 68 für den gasförmigen Brennstoff mit dem Kohlenstaubzufüh- rungsrohr 70 entsprechend zu kombinieren.
Die vorstehend beschriebenen Ausführungsbeispiele lassen sich wegen der hervorragenden mit ihnen erziel baren Durchmischung von in Form strömungsfähiger Medien vorliegender oder in solchen mitgeführten Sub stanzen mit besonderem Vorteil auch zur Mischung und zum Zur-Reaktion-Bringen verschiedener gasförmiger, flüssiger oder staubförmiger Stoffe verwenden.
In der Beschreibung ist bisher ein Brenner erläutert worden, der in axialer Richtung gesehen einen offenen Austrittsquerschnitt aufweist. Es hat sich gezeigt, dass man diesen Brenner in speziellen Fällen zweckmässig mit einer Austrittsleitvorrichtung versieht, die z. B. in Form einer Austrittsspirale ausgeführt sein kann.
Eine solche Brennkammer mit Austrittsleitvorrichtung 58, wie sie in Fig. 7 dargestellt ist, führt zu einer besonders guten, d. h. ausgeglichenen Temperatur- und Konzentra tionsverteilung über den Auslassquerschnitt.
Die beschriebene Ausführungsform des Apparates mit Austrittsleitvorrichtung, meistens Austrittsspirale, gestattet es, den Appart speziell so aufzustellen, dass seine Achse vertikal verläuft. Bei dieser Aufstellungs weise ist der Apparat besonders sowohl zur Durchfüh rung von Verbrennungsreaktionen als auch chemischer Prozesse geeignet, bei denen feinkörnige, feste Stoffe als Reaktionspartner beteiligt sind.
Die zu behandelnden staubförmigen Stoffe werden von oben senkrecht in den Apparat hineingegeben, wobei allgemein bekannte Zu- führungseinrichtungen benutzt werden. Der gasförmige Reaktionspartner, also die Luft oder das zur Behand lung der staubförmigen Feststoffe dienende gasförmige Medium, werden durch die Eintrittsleitvorrichtung von unten zugegeben. Dabei bildet sich wiederum die be schriebene röhrenförmige intensive Turbulenzzone aus, die zu einer schnellen Reaktion der festen Reaktions partner innerhalb kürzester Zeit führt.
Diese Ausfüh rung des Apparats kann für die verschiedensten physi kalischen und chemischen Prozesse benützen werden. So können unter anderem feinkörnige feste Stoffe aller Art getrocknet, kalziniert oder sehr schnell erhitzt werden. Es können weiterhin staubförmig vorliegende Eisensul fide entschwefelt und staubförmig vorliegende Eisenerze reduziert werden.
Sinngemäss können natürlich auch verbrennungs technische Umsetzungen staubförmiger fester Stoffe, wie Steinkohle und Braunkohle, in dem senkrecht stehenden Apparat durchgeführt werden.
Ebenso können ferner verbrennungstechnische Um setzungen von staubförmigen festen Stoffen, insbeson dere von Kohlen aller Art, nicht bis zur vollständigen Verbrennung getrieben werden, sondern mit Luft- bzw. wenn mit 02 als Vergasungsmittel gearbeitet wird, mit 0,-Unterschuss durchgeführt werden, so dass durch den damit verbundenen Vergasungsprozess ein brennbares Gas erzeugt wird, das als Brenngas oder als Grundstoff für die chemische Synthese Verwendung finden kann.
Da beispielsweise ein chemisches Produkt während seiner Herstellung die verschiedenartigsten Behandlun gen erfährt, ist gemäss einer Ausführungsform vorgese hen, eine beliebige Anzahl der vorstehend beschriebe nen Kammern hintereinander oder parallel zu schalten, um ihre intensive Wirkung auf das chemische Produkt in jedem Verarbeitungsstadium auszunutzen.
Als Beispiel zeigt Fig. 6 schematisch eine Anlage, in der vier der genannten Kammern zusammenarbeiten. In Kammer 43 möge Luft L mit Brennstoff B in stöchio- metrischem Verhältnis verbrannt werden und ein heisses Inertgas I erzeugen. Zwei Stoffe A und B werden in Kammer 44 gemischt; das Gemisch A+B wird durch Beifügung des Inertgases I in Kammer 45 sehr schnell erhitzt, wobei die Stoffe A+B reagieren zu C+D. Diese werden in Kammer 46, z.
B. durch Einspritzen von kal tem H.0, abgeschreckt, wodurch ihr chemisches Gleichgewicht einfriert. Die Produkte C und D werden in weiteren Apparaturen getrennt und weiterverarbeitet.
Die Vorteile, ,die, durch .die Zusammenschaltung der genannten Kammern zu grösseren Anlagen erreicht wurden, bestehen unter anderem darin, dass beispiels weise in Kammer 43 heizwertarme Gase verfeuert wer den können, die in anderen Brennern nicht brennen würden. In den Kammern 43 und 45 kommt das heisse Gas nicht mit den Kammerwänden in Berührung, weil ein dünner Schleier kalter Strömung innen an den Wän den entlangläuft und diese schützt. Die Kammer 43 kann ihren Brennstoff auch gegen erhebliche Druckun terschiede ansaugen; er braucht nicht gepumpt zu wer den und darf daher heiss sein oder Verunreinigungen enthalten. In Kammer 46 kann eine Abschreckzeit er reicht werden, die kürzer ist als bei anderen Mischvor richtungen.
Dabei sind alle Kammern von ausserordent- lich einfachem Aufbau und besitzen eine sehr grosse Lebensdauer.
Aus diesen Gründen ist es möglich, mit einer Kom bination der beschriebenen Kammern Effekte zu erzie len, die mit anderen Vorrichtungen überhaupt nicht oder nur wesentlich ungünstiger erreicht werden können.
Eine weitere, nicht dargestellte Ausführungsform der Vorrichtung nach der Erfindung dient speziell der unter- stöchiometrischen Verbrennung von Kohlenwasserstof- fen. Hierbei muss man den Brenner bzw. die Brenn kammer mit sehr hohen Brennraumbelastungen betrei ben, :d. h. also mit sehr hohen Durchsätzen an Luft und Brennstoff, was einen hohen Druckverlust des Appara tes zur Folge hat. Bei dem unterstöchiometrischen Be trieb nimmt die Flamme eine intensive Blaufärbung an.
Die Flamme strahlt daher nicht, ist vollkommen russfreä und die Abgase weisen hohe Gehalte an brennbaren Gasen, wie H2, CO,<B>CH,</B> C2H4, Alkohole usw. auf. Eine Abwandlung dieser Vorrichtung ist auch geeignet, aus Äthan Äthylen und aus Methan Acethylen zu erzeu gen.
Dabei müssen ebenfalls sehr grosse Durchsatzge- schwindigkeiten, d. h. so kleine Verweilzeiten eingehal ten werden, dass diese kürzer sind als die Zerfallsge schwindigkeiten der entsprechenden Kohlenwasser stoffe. Durch plötzliches Abschrecken der Reaktions produkte mittels Einspritzen von Flüssigkeiten, insbe sondere von Wasser, werden die entstandenen chemi schen Produkte stabilisiert und können durch die be kannten Trennungsverfahren rein dargestellt werden. Die erzeugten Gase dienen als Ausgangsstoffe für die chemische Industrie, insbesondere die Kunststoffindu strie.
Es ist bekanntlich leicht, die Verbrennung von Luft mit Brennstoff bei grösserem Luftüberschuss durchzu führen. Soll .der Luftüberschuss dagegen möglichst klein sein oder soll sogar eine Verbrennung im stöchiometri- schen Brennstoff-Luft-Verhältnis durchgeführt werden, so entsteht die Schwierigkeit, Luft und Brennstoff genau gleichmässig und vollständig zu vermischen, zu verbren nen und die dabei entstehenden hohen Temperaturen von über 2000 zu beherrschen.
Die Lösung dieser Probleme ist bis heute pocht nicht befriedigend gelungen. Man bemüht sich, die Verbren nungstemperaturen durch keramische Auskleidungen zu beherrschen und nimmt dabei deren geringe Lebens dauer, insbesondere bei Temperaturwechsel-Beanspru- chungen, in Kauf: das Luft-Brennstoff-Verhältnis wird dem stöchiometrischen Wert vorsichtig so weit angenä hert, wie es der dabei ansteigende Verlust an Unver- branntem im Abgas zulässt.
Es können die beiden Probleme der vollständigen Vermischung und Verbrennung von Luft und Brennstoff sowie die Beherrschung der Wandtemperaturen in sehr einfacher Weise gelöst werden durch eine Kombination zweier der vorstehend beschriebenen Kammern, wie sie in Fig. 17 dargestellt ist.
Dabei bedeutet: I = Primärkammer 56 = Eintrittsleitspirale der Primärkammer <B>80,79</B> = Brennstoffzufuhren 1I = Sekundärkammer 57 = Eintrittsleitspirale der Sekundärkammer 58 = Austrittsspirale der Sekundärkammer 59 = Kühlmittel Die Verbrennungsluft tritt, durch den Pfeil 78 .ge kennzeichnet, von der Eintrittsleitspirale 56 mit einem Drall versehen, mit einer schraubenartigen Bewegung in die Primärkammer I ein und durchströmt sie,
aus Flieh- kraftgründen an der Aussenwand anliegend, bis zur konisch verengten Austrittsöffnung der Primärkammer I. Kurz vor der Austrittsöffnung macht sich der Sog des im Zentrum der Eintrittsleitspirale wirkenden starken Unterdruckes bemerkbar.
Er hindert einen grossen Teil der der Austrittsöffnung zustrebenden Strömung, aus der Austrittsöffnung abzuströmen und saugt sie vielmehr in Kammermitte bis zur Eintrittsleitspirale zurück, wo sie sich radial nach aussen umstülpt, umkehrt und in Wandnähe wieder zur Austrittsöffnung läuft. Zwischen der Durchsatzströmung in Wandnähe und der Rückströ mung in Kammermitte. bildet sich eine Zone intensiver Turbulenz, in der eine erste Teilverbrennung stattfindet.
Der dazu nötige Brennstoff wird je nach den Be triebsumständen und der Brennstoffbeschaffenheit durch mindestens eine der Brennstoffzufuhren bzw. Gaszulei tungen 80, 79 der Primärkammer zugeführt und ver brennt darin mit einer Flamme, die weit aus der Primär kammer hinaus in die Sekundärkammer schlägt. Die Flamme ist dabei umgeben von einem Kaltluftschleier von geringer Stärke und grosser Stabilität, dessen Dicke und Verlauf durch Abstimmung der Strömungsverhält nisse in der Primärkammer den Erfordernissen leicht angepasst werden kann.
Vorzugsweise wird die Dicke des Kaltluftschleiers so gewählt, dass sie am Eintritt der Primärkammer relativ gross ist und an der Austrittsöff nung einen beliebig kleinen Wert erreicht. Die Sekun därkammer 1I wird von einem bei 81 zugeführten kalten Inertgas, beispielsweise rückgeführten Abgasen oder Wasserdampf, in derselben Weise durchströmt wie die Primärkammer I von der bei 78 zugeführten Luft.
Die aus der Primärkammer austretende, von einem Kaltluft schleier umgebene Flamme durchströmt die Sekundär kammer in deren Mitte bis zur Eintrittsleitspirale 57, wo sie sich radial nach aussen umstülpt, umkehrt und mit dem Inertgasstrom der Austrittsspirale 58 zustrebt.
Dabei mischt sich die noch unter Luftmangel lei dende Flamme mit der restlichen Luft und brennt völlig aus. Die entstehenden über 2000 C heissen Verbren nungsprodukte mischen sich weitgehend mit dem Inert- gas, kühlen dabei ab und verlassen, noch teilweise von einer Inertgasschicht umgeben, die Kammer durch die Austrittsspirale 58.
Auf diese Weise ist es möglich, neben vollständigem Ausbrand bei stöchiometrischem Luft-Brennstoff-Ver- hältnis eine Brennkammer mit relativ kalten Wänden und damit grosser Lebensdauer zu erhalten. Da keine warmfesten Wandmaterialien benötigt werden, ist die Kammer entsprechend leicht und billig.
Sie kann durch Abstimmung der Strömungsverhältnisse in weitem Rah men allen Betriebsbedingungen angepasst werden und ist daher nicht nur zur Inertgaserzeugung, sondern auch für die verschiedensten chemischen Reaktionen und Mischvorgänge geeignet, insbesondere dann, wenn die Gefahr eines thermischen oder chemischen Wandan griffs verhindert werden soll.
Weiterhin bietet die Tatsache, dass die Reaktions produkte durch den in die Sekundärkammer II eintrer- tenden Inertgasstrom sehr rasch abgekühlt werden, eine Anwendungsmöglichkeit dieser Kombination von Kam mern zum Abbrechen chemischer Reaktionen und Ein frieren von Gleichgewichten. Dabei kann das erwähnte Inertgas gegebenenfalls auch durch ein anderes, reak tionsfähiges Gas ersetzt werden.
Device for performing mixing. and chemical reaction processes The invention relates to a device for carrying out mixing and chemical reaction processes. With it, the economic operation in the implementation of mixed and chemical reaction processes, in particular in the combustion of gases or solid particles carried by gases or from Liquids such as B. heating oil can be improved.
The increase in the profitability of such mixing and chemical reaction processes is achieved according to the invention by means of a device which is characterized by a rotationally symmetrical chamber that widens in the direction of flow with a tangentially directed, swirling supply of one medium in such a way that it is initially helical the chamber wall flows to the outlet, there partially reverses inward and returns centrally all the way to the inlet cross-section of the chamber, creating a zone of intense turbulence that surrounds the return flow in a tubular shape.
The object of the invention is illustrated by means of exemplary embodiments in FIGS. 1 to 7 of the drawings, which are explained in detail below. 1 shows a section through an embodiment of the device according to the invention; 2 shows a section through an oil burner interacting with a combustion chamber;
Fig. 3 is a schematic representation of the flow processes within the burner chamber; 4 shows a further exemplary embodiment of the device according to the invention; 5 shows a burner with a supply device of dust-like solid fuel; 6 shows a schematically illustrated system with four chambers; 7 shows a combination of two mixing or combustion chambers.
As shown in FIG. 1, the combustion air 1 enters via an intake silencer 2 into an air collecting space which is formed by the air box 3. It flows around and cools the electric motor 4 of the unit, which is elastically suspended in its center of gravity in a membrane 6 by means of radial arms 5. On the hollow shaft of the electric motor 4 sits a fan with radial blades 7, which supplies the air 1 to the burner front part 8 according to the arrows drawn in Neter.
The air supply 1 is controlled by two rings, one of which 9 sits firmly on the motor 4, while the other 10 is moved via tie rods 11 by an electromagnet 12 connected to a suitable electrical control or regulating device.
The air emerging from the fan enters the guide channels, which are formed by the burner front part 8, a somewhat conical cover plate 13 and guide vanes 14. These guide channels lead the air with a precisely measured swirl of preferably 10-15 to the more or less conical combustion chamber 15, which consists of heat-resistant sheet metal.
The conical design, in which the largest diameter is around 1.5-1.8 times as large as the smallest, generally delivers the best results: burnout and flame stability decrease as the conicity becomes smaller.
As a result of the effect of the centrifugal force, the cold air initially flows with a swirl angle of slightly more than 20 (calculated against the axis) on the wall of the combustion chamber, adjacent to the expanded outlet cross-section of the combustion chamber 15. Here, however, the strong negative pressure becomes noticeable, which is established in the center of the narrowest cross section of the combustion chamber 15 as a result of the swirl of air entering and which is about 10-15 times the dynamic pressure of the flow near the wall.
If this negative pressure is correctly dimensioned - this is the most important point in the construction of this combustion chamber - it causes a selectable proportion of the throughput flow near the wall not to flow out of the combustion chamber mouth 16, but rather bends radially to the chamber axis and right up to the inlet cross section the conical combustion chamber 15 returns. Here, this return flow is everted radially and tends towards the combustion chamber outlet again near the wall with the throughput flow mentioned at the beginning.
In this way a system of opposing currents is obtained, the outer of which surrounds the inner tubular. A tubular zone of intense turbulence 17 is formed between the two, which can be shown both theoretically and experimentally to result in mixing capacities of previously unknown. Intensity is capable.
The oil 18 is supplied to this turbulence zone 17 by a pump 19 via a solenoid valve 20 and an injection nozzle 21 and ignited by ignition electrodes 22, only one of which is shown.
The oil jet coming from the injection nozzle 21, the injection angle of which is preferably between 10 and 30, is captured by the central return flow prevailing in the combustion chamber 17 and fed to the turbulence zone 17, where it mixes intensively with the air and burns off.
Since in the turbulence zone the mean value of throughput and return flow is always zero, because the speed of the return flow and the throughput flow are of the same order of magnitude, the flame cannot be blown out of the combustion chamber and is always reliably stabilized.
The resulting flame has approximately the shape of the turbulence zone 17 and is isolated from the wall of the combustion chamber 15 by the fresh air flow close to the wall. Most of the heat radiated from the flame to the wall is returned to the combustion process by the fresh air flow.
Since the turbulence zone 17 does not quite reach the wall of the combustion chamber 15, an annular vortex 25 is generated by two convergent cones 23 and 24 of heat-resistant sheet metal attached to the largest diameter of the combustion chamber 15, which is a moderate, but sufficient Additional mixture caused near the wall. Any oil droplets that may occur due to nozzle errors, which would otherwise knock out of the front of the combustion chamber 15, are intercepted by the cone 23 and evaporate there. The ring vortex 25 takes over the mixing of this oil with the combustion air.
With the help of this system, the burner is able to achieve complete and soot-free combustion of the heating oil with an excess of air of only 4%.
The combustion chamber 15 is screwed against the hollow spherical cap-shaped mouthpiece 27 of the front part 8 by means of tabs and can in this way be axially adjusted.
The oil pump 19 is suspended from the housing 30 with the aid of a support cross 28 in radial screws 29 and can be moved in its suspension plane by turning the screws 29 so that it is coaxial with the motor 4. A flexible shaft 31, which is carried along by a hammer head and a groove on the end of the hollow shaft of the motor 4 facing away from the combustion chamber and can be inclined to a certain extent relative to its axis, drives the pump 19.
An optical flame control 32, e.g. B. a photocell, which looks through an opening 26 in the cover plate 13 at the flame in the combustion chamber 15 and, in the event of a flame failure, actuates the electrical control devices located in the cavity 33 in a known manner. The burner front part 8 is fastened to the wall of the boiler 35 with a flange 34.
The housing 30 hangs in a double joint on the front part 8 and can be moved in a plane perpendicular to the burner axis so that the injection nozzle 21 can be fixed exactly in the center behind the injection hole of the cover plate 8. A rubber ring 36 seals the gap between the front part 8 and the housing 30. This measure ensures that regardless of any manufacturing tolerances, the motor 4, pump 19, nozzle 21, front part 8 and combustion chamber 15 are always located coaxially.
Can pivot around the double joint, the mechanically moving parts containing the housing 30 can be opened, whereby the injection nozzle 21, pump 19, electrodes 22 and photocell 32 are easily accessible for cleaning and maintenance purposes.
Control lamps 37 and control buttons 38 are also attached to the housing 30.
A further reduction in the excess air required for complete and stoss-free combustion from 4% to around 2.5% as well as greater insensitivity to errors in the injection nozzle 21 can be achieved if the combustion chamber into which the burner fires has the special features of the burner is adjusted.
A particularly suitable design of the combustion chamber consists of a countercurrent fire box, which is formed by a cylindrical jacket 39 with a closed end face 40. Fig. 2 shows the burner in plan. It is indicated with flow arrows how the flame gases emerging from the combustion chamber 25 penetrate to the end face 40 of the combustion chamber.
In practice, this can only be achieved with the most careful coordination of the cones 23 and 24 with the flow conditions in the combustion chamber 15 and the dimensions of the combustion chamber. The desired uniform filling of the combustion chamber with the radiant flame is only possible if the axial momentum of the flame gases given by the cone 24 is in the correct ratio to their swirl.
If the swirl is too large in proportion, the flame gases immediately turn apart radially behind the cone 24 and flow back to the openings 42. If the twist is too small, the flame gases reach the end face 40, but move apart asymmetrically and pull through the combustion chamber on one side and in strands, creating dead corners and un-flushed cold zones in the combustion chamber. In both cases the load on the heating surface and burnout deteriorate.
The design of the cones 23 and 24 depends on the flow and structural conditions and must be determined empirically by determining the flow shape in the furnace. The optimal shape of the cones 23 and 24 can be found quickly through experiments on the basis of the information given above.
The conical cross-sectional constrictions 23 and 24 and their wall surfaces have the following task: When operating the burner with liquid fuel such as oil, which is the most important application of the burner, this fuel is injected from the end face of the inlet spiral by means of a pressure atomizing nozzle. Such nozzles always have small spray defects, no matter how clean they are. You can e.g. B. have strands, so single hard jets, or they spray slightly crooked, so that the atomization is not absolutely homogeneous.
Individual droplets can therefore strike through the turbulence zone <I> without </I> having reacted. These droplets would leave the burner unreacted. However, this is prevented by the hot wall surfaces on the two conical constrictions of the outlet cross-section. The conically narrowed parts 23 and 24 are coated directly by the hot flame gases, since the cooling air film has already been processed here. The parts come in a dark red glow.
All oil droplets that are thrown against the wall due to the prevailing centrifugal forces evaporate immediately and react with the residual oxygen in the hot flame gases. The ring 23 also causes a tear-off vortex at its exit edge, which ensures a certain post-mixing, which has proven to be quite effective in tests.
If the shape is correct, the flame gases, as illustrated with FIG. 2, turn outwards at the end face 40 of the combustion chamber 39, 40 and flow back again in the vicinity of the jacket wall 39, again creating a tubular turbulence zone 41 ,
which, thanks to its additional mixing capacity, allows the above-mentioned reduction in the required excess air to about 2%.
The combustion chamber does not require any brickwork and can be flushed directly with the boiler water. The flame gases here give off about half of their heat, essentially through radiation, with an average heating surface load of 120,000 to 140,000 kcal / mlh being achieved.
This is a multiple of the values normally achieved today. The flame gases leave the combustion chamber at around 800-900 C through openings 42 near the burner and enter the so-called contact part of the boiler,
by releasing the remaining 50% of their heat to the boiler through contact. The contact part can be arbitrarily arranged in a known manner, for example above the combustion chamber or also coaxially with it.
In order to achieve high heating surface loads in the contact part, i. H. In order to be able to get by with small heating surfaces, an intensive heat transfer between the flame gases and the boiler wall must be ensured.
For this reason, high gas velocities have to be used in the contact area, which means that the air fan of the burner has to provide sufficient air pressure.
It has proven to be optimal to work with speeds of 20 -40 m / s depending on the throughput in the contact part, whereby heating surface loads of 40,000 to 60,000 keal / mlh based on the entire Kassel heating surface are achieved. This is around 3 to 4 times the values customary today, which range between 10,000 and 20,000 kcal / m2h. Accordingly, the boiler is smaller and cheaper, the drive power of the burner is negligibly low.
The speeds mentioned bring a pressure loss in the contact part of about 50 to 60 mm water column, plus the pressure losses for generating the air turbulence in the combustion chamber, the pressure reserve that is always required for control purposes and other friction losses. Depending on the operating status, the fan for the combustion air must therefore generate pressures of the order of magnitude of 100 mm water column and above.
If this pressure were to be achieved at the speeds of 1500 rpm that are generally used today for central heating burners, the impeller diameter would be unbearably large. For this reason, the burner described works with the mains frequency, usually so with 3000 rpm. This speed increase tion, soft from today's standard design wesent Lich different construction z. B. according to Fig. 1, is one of the prerequisites for the economic increase in the overall unit.
As mentioned above, by increasing the flow resistance of the contact part of the boiler, a high heating surface load is achieved at the same time.
At the same time, however, there is a means of metering the combustion air. In the previous burners, which consistently work with fan pressures of around 10 to 20 mm WS, the chimney draft plays a noticeable role. Experience has shown that it fluctuates by 3.5 mm WS, depending on the weather and wind,
as a result, the air throughput through the burner fluctuates by 20-25%. Nowadays, good burners of conventional design can achieve CO, levels in the exhaust gas of around 12%,
where they are then close to the Russian border. In consideration of the soot, the burner may only be set to an average of 9-10% C02 when the air throughput is reduced due to draft fluctuations. So he has to work less economically for safety reasons,
than he actually could.
This is not the case with the high back pressure burner described, since the draft fluctuations of the chimney are considerably smaller than the blower pressure or, which is the same as the sum of the resistances of the contact part, combustion chamber and air regulation, the resistance of the contact part being the same as in white most of the blower pressure is consumed.
You can therefore let the burner described work with exhaust gases with CO = kept from 14.5 to 15%, with a safety margin of 0.3-0,
5% up to the soot limit and it is certain that the burner, protected by the high resistance of the contact part, guarantees a C02 content and an economical operation regardless of draft fluctuations.
Experience with burners installed in Alpine valleys showed that the strong winds that occurred there blew out burners of the usual design or, in some cases, brought them to strong Russians, while the described burners continued to work quietly and cleanly.
It thus shows that in the case of the oil burner described, the high resistance of the contact part of the boiler, which is sensibly and purposefully usable, is the cause of the high heating surface loads on the boiler as well as the high C02 content, which is why the properties of the burner are only suitable for one Can fully develop the boiler.
Of course, the mentioned speed of 3000 rpm is not a strictly limited optimal value, but allows a certain tolerance; z. B. you will work in countries with 60 Hz mains frequency with 3600 rpm.
Furthermore, the information provided applies not only to the light heating oil common in central heating burners, but also to medium oil and other sufficiently thin liquid hydrocarbons, i.e. also to all types of heavy heating oil, if it is preheated accordingly.
Finally, instead of injecting oil by means of a pump and nozzle, a combustible gas can also be fed in, and the fuel gas can be fed in at any point in the combustion chamber in the vicinity of the central axis. A suitable location is the center of the inlet cross-section of the combustion chamber, wherein the fuel gas can easily be ignited electrically in a known manner.
A particularly simple and at the same time extremely effective embodiment of the burner described above is described below.
It has been shown that strong countercurrent turbulence can also be achieved if an outlet guide device at the burner end is completely dispensed with, in particular if the burner ends at the largest diameter of the frustoconical combustion chamber or if instead of the outlet guide device only a slightly conical shape running approach 24 is used at the burner end,
as Fig. 3 shows.
The gases flowing out of their end cross-section perform a slight rotary movement, with a so-called stagnation point being set in the extension of the burner axis at a distance of about half to the full value of the largest burner diameter measured from the burner end.
At this point, all streamlines meet, which are referred to as congestion streamlines. Viewed in the plane, two damming lines meet at the stagnation point. All of the streamlines that, viewed spatially, run in the inner area of these stagnation flow lines are captured by the return flow and sucked into the chamber. All streamlines that run outside the mentioned stagnation flow lines flow outwards in an axial direction, whereby they perform a slightly helical flow movement.
The stagnation point and the stagnation lines that lead to it, at least in terms of their way of acting, form an idealized physical resistance. As tests have shown, the return flow required to generate turbulence occurs in the burner, even if it is completely open at the outlet end, i.e. at the point of the largest appa rated diameter. Here, the stagnation point in front of the chamber opening and the streamlines that lead to it take on the function of a physical resistance at this point.
It is easy to see that this embodiment has great advantages over the other embodiment in very frequent cases. First, it is cheaper to manufacture. Second, high quality material can be saved in this embodiment; because it is precisely the outlet guide device that is exposed to the high flame and reaction temperatures and must therefore be made of the highest quality material. The conical part of the combustion chamber, on the other hand, is cooled by the cold air curtain.
The mate rial used for this can therefore, for. B. be normal sheet iron. Third, the possibility of using this burner is greater. It is much easier to connect the burner to the unit to be fired by means of a flange and a few screws. In contrast to this, the combustion chamber described above was partially designed in such a way that it did not fire directly and was therefore not as easy to connect as the burner shown in FIG. 3.
This is preferably used for heating rotary tubes, dryers, ovens, in short, industrial heating systems of all kinds, and as a burner for large steam boiler systems and central heating boilers of all sizes. Gaseous, liquid and also fine-grained solid substances come into consideration as fuel.
As the feed member for gaseous fuels, as the embodiment shown in FIG. 4 shows, a second coaxial inlet spiral 68 can be provided, which impresses the gaseous fuel with a movement that rotates in the same direction as the direction of rotation of the air entering through the first inlet spiral 69, provided that the The volume flow of the fuel to be burned is relatively large, i.e. approximately equal to the volume flow of the air.
The burner can also be used to convert all types of solid fuels, provided that they are finely ground and fed along the axis of the burner by means of a suitable feed device. As such a feed device, as shown in FIG. 5 with a further exemplary embodiment, a single tube 70 can be used, which is inserted into the burner 72 up to the area of the largest diameter 71.
On the free end of the pipe 73 sits a cap 74 made of heat-resistant material, which deflects the direction of movement of the dust blown through the feed tube, in particular coal dust, by 180 and finely mixes the dusty fuel of the return flow 75 running along the chamber axis. The pulverulent fuel is introduced into the feed pipe 70 in a known manner by a screw conveyor 76 and an air blower 77.
It must be pointed out in particular that the burner described is able to burn fuel combinations such as gas and oil, gas and coal dust simultaneously in one and the same unit. You only need the described to guide devices, such. B.
the second inlet spiral 68 for the gaseous fuel according to FIG. 4 with the oil feed 18 and the oil atomizing nozzle 21 according to FIG. 1, or the second inlet spiral 68 for the gaseous fuel with the coal dust feed pipe 70 accordingly.
The exemplary embodiments described above can be used with particular advantage for mixing and reacting various gaseous, liquid or dusty substances because of the excellent mixing that can be achieved with them in the form of flowable media or substances carried along with them.
In the description so far a burner has been explained which, viewed in the axial direction, has an open outlet cross-section. It has been shown that in special cases this burner is expediently provided with an outlet guide device which, for. B. can be designed in the form of an outlet spiral.
Such a combustion chamber with outlet guide device 58, as shown in FIG. 7, leads to a particularly good, i.e. H. balanced temperature and concentration distribution across the outlet cross-section.
The described embodiment of the apparatus with outlet guide device, mostly outlet spiral, makes it possible to set up the apartment specifically so that its axis is vertical. With this setup, the apparatus is particularly suitable for both combustion reactions and chemical processes in which fine-grain, solid substances are involved as reaction partners.
The dust-like substances to be treated are fed vertically into the apparatus from above, using generally known feed devices. The gaseous reactant, i.e. the air or the gaseous medium used to treat the dusty solids, are added from below through the inlet guide device. This in turn forms the tubular intense turbulence zone described, which leads to a rapid reaction of the solid reaction partners within a very short time.
This version of the apparatus can be used for a wide variety of physical and chemical processes. For example, fine-grained solid materials of all kinds can be dried, calcined or heated very quickly. Furthermore, iron sulphides in powder form can be desulphurized and iron ores in powder form can be reduced.
Correspondingly, combustion-technical conversions of powdery solid substances, such as hard coal and lignite, can of course also be carried out in the vertical apparatus.
Likewise, combustion-related implementation of dusty solid substances, in particular coal of all kinds, cannot be driven to complete combustion, but with air or, if O2 is used as the gasification agent, with 0 deficiency, so that The associated gasification process generates a combustible gas that can be used as fuel gas or as a raw material for chemical synthesis.
Since, for example, a chemical product undergoes a wide variety of treatments during its manufacture, according to one embodiment, any number of the chambers described above can be connected in series or in parallel in order to utilize their intensive effect on the chemical product in each processing stage.
As an example, FIG. 6 shows schematically a system in which four of the named chambers work together. Let air L be burned with fuel B in a stoichiometric ratio in chamber 43 and produce a hot inert gas I. Two substances A and B are mixed in compartment 44; The mixture A + B is heated very quickly by adding the inert gas I in chamber 45, with the substances A + B reacting to form C + D. These are in chamber 46, e.g.
B. by injecting Kal tem H.0, quenched, whereby their chemical equilibrium freezes. Products C and D are separated and processed further in further equipment.
The advantages that have been achieved through the interconnection of the chambers mentioned to form larger systems include the fact that, for example, low calorific gases can be burned in chamber 43 that would not burn in other burners. In the chambers 43 and 45, the hot gas does not come into contact with the chamber walls because a thin veil of cold flow runs along the inside of the walls and protects them. The chamber 43 can suck their fuel against considerable differences in pressure; it does not need to be pumped and can therefore be hot or contain impurities. In chamber 46, a quenching time can be reached that is shorter than other Mischvor directions.
All of the chambers have an extremely simple structure and have a very long service life.
For these reasons, it is possible, with a combination of the chambers described, to achieve effects that cannot be achieved with other devices or can only be achieved in a much less favorable manner.
Another embodiment of the device according to the invention, not shown, is used specifically for the substoichiometric combustion of hydrocarbons. In this case, the burner or the combustion chamber must be operated with very high combustion chamber loads: d. H. thus with very high throughputs of air and fuel, which results in a high pressure loss in the apparatus. In substoichiometric operation, the flame takes on an intense blue color.
The flame is therefore not radiant, is completely soot-free and the exhaust gases have high levels of flammable gases such as H2, CO, <B> CH, </B> C2H4, alcohols, etc. A modification of this device is also suitable for generating ethylene from ethane and acetylene from methane.
Very high throughput speeds, i. H. The residence times are so short that they are shorter than the decomposition rates of the corresponding hydrocarbons. By suddenly quenching the reaction products by injecting liquids, especially water, the resulting chemical products are stabilized and can be presented in pure form using known separation processes. The gases generated serve as raw materials for the chemical industry, especially the Kunststofindu strie.
It is known to be easy to carry out the combustion of air with fuel with a large excess of air. If, on the other hand, the excess air is to be as small as possible or if combustion is even to be carried out in the stoichiometric fuel-air ratio, the difficulty arises of mixing air and fuel precisely evenly and completely, and of burning the resulting high temperatures of mastered over 2000.
The solution to these problems has not yet succeeded in a satisfactory manner. Efforts are made to control the combustion temperatures through ceramic linings and accept their short service life, especially when exposed to temperature changes: the air-fuel ratio is carefully approximated to the stoichiometric value as closely as possible thereby increasing loss of unburned matter in the exhaust gas.
The two problems of the complete mixing and combustion of air and fuel as well as the control of the wall temperatures can be solved in a very simple manner by a combination of two of the chambers described above, as shown in FIG.
Here means: I = primary chamber 56 = inlet guide spiral of the primary chamber <B> 80,79 </B> = fuel supply 1I = secondary chamber 57 = inlet guide spiral of the secondary chamber 58 = outlet spiral of the secondary chamber 59 = coolant The combustion air enters, indicated by the arrow 78 .ge , provided with a twist by the inlet guide spiral 56, with a screw-like movement into the primary chamber I and flows through it,
for reasons of centrifugal force lying against the outer wall up to the conically narrowed outlet opening of the primary chamber I. Shortly before the outlet opening, the suction of the strong negative pressure acting in the center of the inlet guide spiral becomes noticeable.
It prevents a large part of the flow approaching the outlet opening from flowing out of the outlet opening and rather sucks it back in the middle of the chamber to the inlet guide spiral, where it turns radially outwards, reverses and runs back to the outlet opening near the wall. Between the throughput flow near the wall and the return flow in the middle of the chamber. A zone of intense turbulence forms in which a first partial combustion takes place.
The necessary fuel is fed depending on the operating conditions and the fuel quality through at least one of the fuel supply or gas supply lines 80, 79 of the primary chamber and burns ver with a flame that strikes far from the primary chamber out into the secondary chamber. The flame is surrounded by a cold air curtain of low strength and great stability, the thickness and course of which can be easily adapted to the requirements by coordinating the flow conditions in the primary chamber.
The thickness of the cold air curtain is preferably selected such that it is relatively large at the inlet of the primary chamber and reaches any small value at the outlet opening. The secondary chamber 1I is flowed through by a cold inert gas supplied at 81, for example recirculated exhaust gases or water vapor, in the same way as the primary chamber I by the air supplied at 78.
The flame emerging from the primary chamber, surrounded by a cold air veil, flows through the middle of the secondary chamber to the inlet guide spiral 57, where it turns radially outward, reverses and tends towards the outlet spiral 58 with the inert gas flow.
The flame, which is still suffering from a lack of air, mixes with the rest of the air and burns out completely. The resulting combustion products, which are heated to more than 2000 C, largely mix with the inert gas, cool down in the process and leave the chamber through the outlet spiral 58, still partially surrounded by an inert gas layer.
In this way it is possible, in addition to complete burnout with a stoichiometric air-fuel ratio, to obtain a combustion chamber with relatively cold walls and thus a long service life. Since no heat-resistant wall materials are required, the chamber is correspondingly light and cheap.
It can be adapted to all operating conditions by coordinating the flow conditions and is therefore not only suitable for generating inert gas, but also for a wide variety of chemical reactions and mixing processes, especially when the risk of thermal or chemical wall attack is to be prevented.
Furthermore, the fact that the reaction products are cooled very quickly by the inert gas stream entering the secondary chamber II makes this combination of chambers possible to break off chemical reactions and freeze equilibria. The aforementioned inert gas can optionally also be replaced by another reactive gas.