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Verfahren und Vorrichtung
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zum Minimieren der Schallabstrahlung eines Vormischbrenners Die vorliegende
Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zum Minimieren der Schallabstrahlung eines
mit einem Gas-Luftgemisch gespeisten Vormischers gemäß dem Oberbegriff des Hauptanspruchs.
Die Erfindung bezieht sich weiterhin auf eine Vorrichtung zur Durchführung dieses
Verfahrens und auf die nach dem Verfahren hergestellten Brenner.
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Bei Vormisch-Gasbrennern ergibt sich ein Gesamtgeräusch, das im wesentlichen
in drei Einzelgeräusche unterteilt werden kann.
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1. Das Geräusch, das durch die Verbrennung entsteht.
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2. Das Geräusch, das am Injektor auftritt.
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3. Das Geräusch, das sich bei der Strömung von Gasen aus Düsen bildet.
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Weitere Geräusch-Quellen können das Geräusch im Gas-Zufuhrrohr sowie
das Austrittsgeräusch des Gas-Luftgemisches aus den Brennerschlitzen darstellen.
Gegenüber den unter eins bis drei erwähnten Geräuschen sind diese beiden Geräusch-Quellen
aber ohne weiteres vernachlässigbar.
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Zu 1 - Verbrennungsgeräusch Messungen, wie sie beispielsweise in Figur
vier gezeigt werden, ergeben, daß das Verbrennungsgeräusch den größten Schalldruck
erzeugt. Das Maximum des Schallpegels liegt bei etwa 500 Hz, vergleiche auch GWF
115 (1974, HeSt 2, Seite 5O). Wie diese Literaturstelle auch aussagt, ist der Schalldruck
von der Wärmeleistung und von dem Grad der Luftbeimischung zum Gas abhängig. Je
mehr Luft bei gleichem Gas-Durchsatz beigemischt wird, um so höher ist der entstehende
Schalldruck.
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Zu 2 - Injektorgeräusch Dieses Geräusch herrscht in einem Bereich
zwischen 1 und 8 kllz vor. Es ist abhängig von der Primärluft-Zuführung und bildet
typische Resonanzfrequenzen bei der Strömung des Gas-
Luftgemisches
im Injektor.
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Zu 3 - Düsenausström-Geräusch Die Frequenz-Analyse zeigt Spitzenwerte
des Schalldrucks im Bereich größer 8 kHz.
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Aufgrund der Vergleiche der drei Geräusch-Quellen kann gesagt werden,
daß das Düsenausströmgeräusch klein ist gegenüber dem Verbrennungs- und Injektorgeräusch.
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Im Verlauf des bisherigen Bestrebens, die einzelnen Geräusch-Quellen
von Vormischbrennern zu ermitteln, zu gewichten und für sie Abhilfe zu schaffen,
ist es gemäß GWF 108 (1967) 47, Seite 1325 bis 1336 bekanntgeworden, daß sich die
einzelnen Schalldrücke bezogen auf die Geräusch-Quellen verhalten, wie dies etwa
in Figur vier dargestellt ist. Es sind jedoch dem Stand der Technik keine Anweisungen
entnehmbar, welche Maßnahmen im einzelnen vorzunehmen sind, um die unterschiedlichen
Geräusch-Quellen in ihren Schalldruckpegeln herabsudrükken, und wie bei der Konstruktion
von Brennern zu verfahren ist, um diese Ziele zu erreichen. Aus der Literaturstelle
ist es bekanntgeworden, daß Mehrlochdüsen einen niedrigeren Schalldruckpegel ergeben
als Einlochdüsen vom gleichen Gesamt-Querschnitt. Diese Aussage kann mit hinreichend
großer Genauigkeit auch auf Brenner angewendet werden, bei denen jeweils einer Düse
ein Injektor zugeordnet ist.
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Ausgehend von allgemeinen Überlegungen könnte man auf das Verbrennungsgeräusch
insoweit Einfluß nehmen, als daß man die Brenngemisch-Gasaustrittsschlitze in einzelnen
Brennerrohren größer gestaltet, um einen ruhigeren Austritt des Brenngas-Luftgemisches
zu erzielen. Diese Maßnahme findet aber dort ihre Grenze, wo die Flamme durch die
größer werdenden Brennerschlitze hindurch auf die Düse zurückschlägt.
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Dieser Fall tritt aber bei einer Größe der Brennerschlitze dann schon
ein, wenn es zu einer nennenswerten Beruhigung der austretenden Strömung noch gar
nicht kommen kann.
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Das Problem des Injektor-Geräusches hat man schon versucht durch sogenannte
Helmholtz-Resonatoren in Angriff zu nehmen.
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So ist zum Beispiel aus der DE OS 21 17 337 ein mit einem Helmholtz-Resonator
versehener Brenner für gasbeheizte Geräte bekanntgeworden, wobei an der Eintrittsöffnung
der Primärluft-Ansaugkammer eine schalldämmende Einrichtung mit einer Resonanz-Frequenz
von mindestens 600 Hz vorgesehen ist. Speziell war vorgesehen, daß der Helmholtz-Resonator
eine Resonanz-Frequenz von 1 bis 1,5 kHz aufweist.
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Helmholtz-Resonatoren können jedoch nur eine bestimmte Frequenz beziehungsweise
über die Bandbreite nur einen ganz engen Frequenzbereich auslöschen. Um demgemäß
das gesamte Injektor-Geräusch in einem Frequenzbereich von etwa 1 bis 8 kHz auslöschen
zu können, wären etwa fünf Helmholtz-Resonatoren pro Düse notwendig. Es zeigt sich
hieraus, daß bei einem Mehrdüsenbrenner der Aufwand untragbar ist, von der Baugröße
ganz zu
schweigen.
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Theoretisch ist das Düsenausström-Geräusch von Lighthill (Proceeding
Royal Society A 221 (1952) und A 222 (1954)) untersucht und beschrieben worden.
Es besagt, daß die Schallleistung einer turbulenten Strömung, und damit handelt
es sich bei den hier beschriebenen Brennern und ihren Düsenströmungen immer, der
8. Potenz der Düsenaustritts-Geschwindigkeit und dem Quadrat des Düsendurchmessers
proportional ist.
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Wobei pO die Dichte des Mediums bedeutet, uO die DWsenaustritts-Geschwindigkeit,
d der Düsendurchmesser und a die 0 Schallgeschwindigkeit bedeuten.
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Aus dem Lighthill F aschen Gesetz kann abgeleitet werden, daß die
Schallabstrahlung infolge der Strömung aus der Düse vor allem durch kleinere Strömungsgeschwindigkeiten
verringert wird.
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Der vorliegenden Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren
anzugeben, bei dem unter Konstanthaltung der Wärmeleistung und bei einem festgelegten
Gas sowie einer vorgegebenen maximalen Schallabstrahlung die Schalipegel für das
Verbrennungs- und Injetor-Geräusch minimiert werden können.
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Aus einer großen Zahl von Messungen an Vormisch-Gasbrennern der unterschiedlichsten
Konstruktionen, in denen der Zusammenhang zwischen dem Schalldruck- bzw. Schalleistungspegel
und der spezifischen Brennerflächen-Belastung, der spezifischen Düsenbelastung,
dem Wobbe-Index des betreffenden Gases, der Strömungsverhältnisse im Injektor-sowie
der Düsengesamtfläche festgestellt werden konnte, wurde die folgende Beziehung gefunden:
Hierbei bedeuten N die theroretische Schalleistung inEWj Qll die spezifische Düsenflächen-Belastung
in[W/m²] QAB die spezifische 3rennfächenbelastungEW1rn2j , W die Wobbe-Za}l infs/m3³],
, a die Schallgeschwindigkeit infim/s7 , ViN die mittlere Geschwindigkeit des Gasluft-Gemisches
im Injektor in [m/s] ,ZAD die Gesamtfläche der Düsenöffnungen in [m²] Die weiteren
Ausführungen über das erfindungsgemäße Verfahren beziehen sich auf die Erdgasfamilie,
weil Brenner in dieser Familie am weitesten verbreitet sind. Es bereitet aber keine
Schwierigkeiten, die für das Erdgas gewonnenen Erkenntnisse auf andere Gase oder
Gas-Luftgemische zu übertragen.
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Im Erdgasbereich kann man die Wobbe-Zahl wie folgt annehmen:
Für die Bestimmung der Exponenten wurde die Gleichung (2) so behandelt,
daß jeweils einer der Multiplikatoren variabel angesetzt wird und die anderen als
Konstanten betrachtet werden. Es konnten dann eine Vielzahl von Brennern durchgemessen
werden, wobei die Exponenten auch bei den unterschiedlichen Brennerkonstruktionen
als näherungsweise gleich angesehen wurden. Aus diesen Messungen ergeben sich die
Exponenten wie folgt: nl = 1,5 = n3 ; n2 = l = n6 n4 = 6 ; n5 II 4,5 Unter Berücksichtigung
der nunmehr festliegenden Exponenten kann man aus der Gleichung (2) ersehen, daß
die Schalleistung eines atmosphärischen Brenners direkt proportional der Düsenflächen
und der Brennerflächen-Belastung ist, weiterhin proportional der mittleren Geschwindigkeit
des Gas-Luftgemisches im Injektor und der Gesamtfläche aller Düsen und umgekehrt
proportional der Wobbe-Zahl. In der Gleichung (2) sind lediglich QA8 und VlNvoneinander
unabhängig. Weiterhin sind folgende Größen entweder als Konstanten anzunehmen oder
als Konstante bei der vorzunehmenden Geräusch-Optimierung anzusetzen.
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Das sind im wesentlichen die Schallgeschwindigkeit a sowie die spezifische
Düsenflächen-Belastung und die Summe aller Düsenflächen. Das Produkt aus QD und2AD
entspricht der Wärmeleistung des Brenners. Die Schallgeschwindigkeit bezieht sich
einmal auf die aus einem Raum einströmende Luft sowie
das über
das Gas-Zufuhrrohr in den InJektor einströmende Gas, deren mittlere Temperaturen
im Bereich von 100 °C als konstant anzusetzen sind.
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Das brennende Gas-Luftgemisch weist eine Temperatur von cirka 1.400
C auf, die im wesentlichen auch als konstant angesetzt werden kann. Maßgeblich für
die Variation von a wären also nur die absoluten Temperaturhöhen.
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Innerhalb der Erdgasfamilie oder einer anderen Gasfamilie soll also
ein atmosphärischer Brenner so optimiert werden, daß die theoretische Schalleistung
N bei einer bestimmten Wärmeleistung unterschritten wird.
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Unter Berücksichtigung der vorgenannten Prämissen vereinfacht sich
die Gleichung (2) auf folgende Gleichung (5) oder Gleichung (6).
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(5) N = Aß (5) N = QAB . VIN4,5 . K (6) N/K = QAB VIN4,5 Der Ansatz
für die Minimierung lautet nun: Die beiden den Wert N durch K ergebenen Faktoren
sollen so gewählt werden, daß ihre Summe möglichst klein ist.
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Die eben geschilderte Forderung entspricht folgendem mathematischem
Ansatz: (7) + QAB VIN ) - QAB + YIN
Als Randbedingung wird Gleichung
(6) gemäß Gleichung (8) verwendet.
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Aufgrund des Lagrange'schen-Ansatzes ergibt sich somit folgende Lösung:
Das bedeutet in Worten, daß der Betrag der mittleren Gas-Luft-Gemisch-Geschwindigkeit
hoch 4,5 ziffernmäßig der spezifischen Brennfläohen-Belastung entsprechen muß, um
der eingangs genannten Forderung Genüge zu tun. Damit ergeben sich Gleichungen (10)
und (11).
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Es ist physikalisch sinnvoll, daß die Werte von QAB und VIN nicht
überschritten werden, jedoch in gewissem Maße unterschritten werden dürfen.
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Auf der allgemein gültigen Basis gemäß den Gleichungen (10) und (11)
haben aber Messungen ergeben, daß VI Ze8entlich verringert
werden
kann, ohne daß die einwandfreie Verbrennung leidet. Unter einwandfreier Verbrennung
ist zu verstehen, daß die an den Brennflächen-Schlitzen entstehenden Flamme weder
von den Brennflächen-Schlitzen abhebt noch unter Bildung von CO verbrennt. Unter
dieser Voraussetzung kann Gleichung (11) wie folgt weitergeschrieben werden:
(13) 2,OL 4 p t 4 In der Gleichung (12) bedeutet 1:P den Verringerungsfaktor.
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Die Messungen haben ergeben, daß P gemäß Gleichung (13) einzugrenzen
ist. Wird der kleinere Wert von P unterschritten, wird die Flamme zum Abheben neigen,
ein Überschreiten des größeren Wertes würde eine unvollständige Verbrennung bedeuten.
Aus rein praktischen Erwägungen wird der Bereich von P eingeengt gemäß Gleichung
(14).
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(14) 2,54 p< 3,8 Ein an jedem Gas-Vormischbrenner feststellbares
Bauteil ist die Summe aller Injektor-Durchtrittsflächen. Bei Verwendung eines einzigen
Injektors ist das der Querschnitt des Injektors an seiner engsten Stelle, bei Mehrdüsenbrennern
mit entsprechend mehr Injektorrohren ist das die Summe aller kleinsten Durchtrittsstellen
sämtlicher Injektoren. Diese Gesamtfläche verhält sich gemäß Gleichung 15.
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Hierbei setzt sich V gemäß Gleichung (16) zusammen, wobei als Luftdurchsatz
nur der Primärluftdurchsatz zu verstehen ist, also der Durchsatz, der mittels der
Gasdüsen durch die Injektorrohre durchgeblasen wird.
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(16) V = VGas + VLuft Setzt man aus Gleichung (12) den Wert für VISn
Gleichung (15) ein, so ergibt sich Gleichung (17).
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Somit ist die Gesamtfläche des InJektors (oder der InJektoren) ziffernmäßig
bestimmt, wobei der Wert, nach dem ein Injektor gemäß Gleichung (17) bestimmt ist,
nicht unterschritten werden darf, weil dies zu einer unmittelbaren Erhöhung der
Schallabstrahlung führen würde, während ein Überschreiten des Wertes zunächst nur
zu einer Verschlechterung der Verbrennung führt.
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Man kann hieraus ersehen, daß sich die Optimierung der Schallabstrahlung
und das Erreichen einer optimalen Verbrennung teilweise widersprechen.
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Gemäß Gleichung (17) kann somit bei einer vorgegebenen Gasfamilie
einer
vorgegebenen maximalen Schallabstrahlung sowie einer gegebenen Wärmeleistung die
gesamte Injektordurchtrittsfläche des Brenners berechnet werden. Bei Einhaltung
dieser Injektorfläche kann man sicher sein, daß die sich in der Praxis ergebene
Schallabstrahlung kleiner als der theoretische vorgegebene Wert sein wird.
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Der rechnerische Wert für die spezifische Brennerflächenbelastung
Q ergibt sich unmittelbar aus Gleichung (10). Die aus dieser Form ermittelten praktischen
Werte können in den betrieblichen Toleranzen zwar sowohl über- als auch unterschritten
werden, das Unterschreiten führt unmittelbar zu einer Anhebung der Geräusch-Abstrahlung,
während das Überschreiten zu einem Zurückschlagen der Flammen führt.
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Damit sind die beiden wichtigsten Daten eines Brenners vorgegeben.
Bevor aus den Gleichungen (17) und (10) an einem Berechnungsbeispiel die Konstruktion
eines Brenners dargelegt wird, soll noch die Schallgeschwindigkeit eingegrenzt werden.
Aus rein praktischen Erwägungen wird mit Werten von m a1 = 1100 s im Bereich der
Brennerflächen und m a2 = 400 s im Bereich des Injektors gearbeitet.
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Die spezifische Düsenflächen-Belastung QD ist der Durchsatz
an
Gas-Luftgemisch bei einem vorgegebenen Heizwert bezogen auf den einzelnen Durchlaß-Querschnitt.
Dieser Wert wird aus rein praktischen Erwägungen angenommen zu
Ein höherer Wert führt gemäß Figur vier eins zu einer höheren Schallabstrahlung
bezüglich des Düsengeräusches, eine Verkleinerung des Wertes führt zu einem geringeren
Gasdurchsatz durch die Düsen, damit zu einem geringen Impuls und damit zu einer
geringeren Luftanaugung und damit zu einer geringeren Brenner leistung beziehungsweise
zu einer unvollständigen Verbrennung.
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Bei der Konstruktion des Brenners wird die maximale Schallleistung,
die abgestrahlt wird, vorgegeben. Heutige auf dem Markt befindliche Brenner haben
eine Schalleistung von im Mittel von über 60 dB (A). Die unterste bekanntgewordene
Grenze liegt bei 52 dB (A).
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Mit dem erfindungsgemäßen Verfahren werden Schalleistungen der Größenordnung
von 40 dB (A) angestrebt. Dieser Wert ist somit als Prämisse vorauszusetzen.
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Es wäre ebensogut möglich, sich einen anderen Schalleistungspegel
vorzugeben und mit diesem als Prämisse zu rechnen.
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Anhand der vorgegebenen Werte für die angestrebte Schalleistung, die
Schallgeschwindigkeit, die Wobbe-Zahl, die spezifische Düsenbelastung und den Proportionalitätsfaktor
soll im folgenden ein Beispiel für einen atmosphärischen Gasbrenner der Leistung
von 50 kW durchgerechnet werden, der mit Erdgas betrieben wird und der eine Schalleistung
von nicht mehr als 40 dB (A) erzeugen soll. Die spezifische Düsenbelastung sei nicht
größer als 8 . lOs W2 m Die zugrundeliegende Wobbe-Zahl sei 40 i06 Die Schallgeschwindigkeit
betrage A = 1.100 bzw. 400 m/s.
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Der Proportionalitätsfaktor p sei 3,5. Einem Schalleistungspegel von
40 dB (A) entspricht eine Schallleistung von (19) N = lO-8 W Zunächst muß die Summe
sämtlicher Düsenflächen ermittelt werden.
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Sie ermittelt sich aus der vorgegebenen Wärmeleistung, bezogen auf
die Düsenflächen-Belastung QD . Somit ergibt sich eine Gesamtdüsenfläche von 3,75
x 10 -5 m2. Hierbei ist es gleichgültig, ob sich diese Fläche auf eine oder eine
Vielzahl einzelner Düsen verteilt. Somit kann als nächstes K ausgerechnet werden.
Aus Gleichung (2) folgt, daß K folgende Glieder umfaßt:
Dann sind: (21) Kl = 1,87 21 für QAB und (22) K2 = 8,03 ' wo 10-19
für VIN.
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Aus den Gleichungen (10), (19) und 21 ergibt sich somit für QAU 6W
2,3 .10 m2 . Aus den Gleichungen (12), (19) und (22) kann VIN ausgerechnet werden,
was sich zu 3,8 m ergibt.
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s Daraus läßt sich die Gesamtheit der Injektor-Durchtrittsflächen
mit Hilfe der Gleichung (17) errechnen.
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-3 AIN= 1,21 10 m2, wobei aus praktischen Gründen V mit -3m3 4,6 .10
3m nach Gleichung (16) für eine Leistung von 30 kW festgelegt ist.
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Somit liegen die Konstruktionsdaten für den Brenner fest, was die
Minimierung der Schallabstrahlung angeht.
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Während die Werte für die Schallgeschwindigkeit und für die Wobbe-Zahl
Größen darstellen, die dem Brenner-Konstrukteur in der Variation entzogen sind,
sind die Werte für die Düsenflächen-Belastung und den Proportionalwert p änderbar.
Bei einer Durchprüfung der Bereiche beziehungsweise Werte für und p hat sich herausgestellt,
daß die Bereiche von QDund p die früher genannten Werte nicht verlassen sollen.
Bei der weiteren praktischen Überprüfung der durch die Formeln fiir QAB und AIN
gefundenen Größen hat es sich herausgestellt, daß man das Produkt von QAB und AIN
als eine Größe ansehen
kann, die nicht überschritten werden darf.
Pür die praktische Bemessung des Brenners muß somit einem fallenden Wert von ein
steigender Wert von AIN zugeordnet werden und nicht umgekehrt. Es ist hierbei selbstverständlich,
daß der Wert für das Produkt von QAB X AIN aber veränderbar ist mit dem Wert der
vorgeschriebenen nicht zu überschreitenden Schallabstrahlung.
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Anhand der Figuren eins bis drei der Zeichnung ist ein Ausführungsbeispiel
für einen nach änderungsgemäßen Bemessungsregeln schalttechnisch gerechten Brenner
dargestellt: Es bedeuten Figur eins eine Ansichtsdarstellung einer Brennerhälfte
eines Brenners für einen Umlauf-Gas-Wasserheizer Figur zwei eine Ansicht auf die
Brennerhälfte mit geschnittenem Düsenrohr senkrecht zur Ansicht gemäß Figur eins
und Figur drei eine Ansicht auf die Brennerrohre gemäß Figur zwei von oben zur Darstellung
der einzelnen Brennflächenschlitze In allen drei Figuren bedeuten gleiche Bezugszeichen
jeweils die gleichen Einzelheiten.
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Ein Erdgasbrenner für ein gasbeheiztes Gerät, sei es ein Durchlauferhitzer
oder Umlaufwasserheizer sowie Kessel oder Buftheizofen, weist ein Gaszufuhrrohr
1 auf, das von einem nicht dargestellten Erdgasnetz mit Gas versorgt wird. Das Gaszufuhrrohr
1 speist ein Düsenrohr 2, das wenigstens eine Gasdüse im vorliegenden Beispiel aber
sieben Gasdüsen pro Brennelement 3, aufweist. Die einzelnen Gasdüsen 4 besitzen
jede einen Durchtrittskanal für das Gas, die addierte Fläche der einzelnen Düsenkanäle
ergibt somit die Gesamtdüsen-Durchtrittsfläche.
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Sämtliche Gasdüsen blasen in Injektorrohre 5 ein, die von zwei Blechteilen
6 und 7 hälftig geformt werden. Die Injektorrohre - pro Düse ist jeweils ein Injektorrohr
vorgesehen -weisen an ihrer Gasdüse 4 zugewandten Mündung 8 Kegelstumpfform auf,
der Kegel 9 ist so angeordnet, daß sich der Kegel in Richtung des aus der Düse 4
auströmenden Gases verJüngt.
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Am Ende des Kegels bildet sich eine nahezu zylinderische Engstelle
10, an die sich ein weiterer Kegel 11 anschließt, der sich in Richtung des strömenden
Gases wieder öffnet. Sämtliche.
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addierte Querschnittsflächen der einzelnen Engstellen 10 jedes Injektorrohres
5 ergibt somit die Gesamtinjektorfläche.
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Die einzelnen Kegel 11 münden in eine Gasverteilerkammer 12, an deren
Oberseite reitend einzelne Brennerrohre 13 vorgesehen sind. Die Anzahl der Brennerrohre
13 kann von der Düsenanzahl abweichen. Bevorzugt sind Mehrbrennerrohre vorgesehen
als Düsen beziehungsweise Injektorrohre vorhanden sind. Die
Injektorrohre
weisen hochkant rechteckige Gestalt auf, an ihrer oberen Schmalfläche 14 sind Brennschlitze
15 vorgesehen, die im Prinzip beliebige Gestalt haben können, wie dies Figur drei
im einzelnen darstellt. Die Summe der Einzelflächen aller Brennechlitze 15 ergibt
die gesamte Brennfläche.
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Die Punktion des in den Figuren eins bis drei dargestellten Brenners
ist folgende: Dem Gaszufuhrrohr 1 zugeführtes reines Erdgas - gegebenenfalls auch
Flüssiggas oder Kokereigas - wird dem Düsenrohr oder den Düsenrohren 2 zugeführt,
wo es zu der Vielzahl parallelliegender Gasdüsen 4 gelangt. Jede Gasdüse bläst zentrisch
und ohne Versatz in das zugehörigen Injektorrohr 5 ein und reißt aus dem Spalt 16
zwischen Düsenende und Mündung 8 sämtliche Injektorrohre Primärluft mit sich. Das
Injektorrohr wird somit von einem Gas-Luftgemisch durchsetzt, das im Bereich des
Injektors intensiv verwirbelt und vermischt wird. Das Gas-Luftgemisch tritt in die
Gasverteilerkammer ein, die zu einer Vergleichmäßigung der einzelnen Gas-Luftgemische
aus den einzelnen Injektoren beiträgt. Aus der Gasverteilerkammer werden die einzelnen
Brennerrohre 13 gespeist, aus denen Gas-Luftgemisch jeweils an der Oberseite durch
die Brennflächenschlitze 15 austritt, wo es durch eine nicht dargestellte Zündvorrichtung
entzündet wird und verbrennt. Die Erfindung hat es sich zum Ziel gesetzt, das Ansaugegeräusch,
also das Geräusch, das im Spalt 16 aufgrund der Ansaugung der Primärluft durch den
Gasstrom entsteht, und das Verbrennungsgeräusch,
das beim Durchtritt
des Gas-Luftgemisches durch die Brennflächenschlitze 15 auftritt, zu minimieren,
in dem Verhältnis schon untersucht worden, über die die einzelnen physikalischen
Größen miteinander in Verbindung stehen. Durch die Erfindung wird erreicht, daß
durch entsprechende Bemessung der Injektorenflächen und der Brennschlitze diese
Geräusche minimiert werden können.
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Mit der Erfindung wurde bei der Geräuschminimierung bislang auf die
größten QAB und AIN abgestellt. Die spezifische Brennerflächen-Belastung QAB setzt
sich zusammen aus der Wärmeleistung, die mit dem Brenner erzeugt wird, und der Summe
der Flächen aller Brenneraustrittsschlitze AB . Es besteht folgender Zusammenhang:
Da eine
| (23) AB = L tm 2 |
| Wärmeleistung von 58BkW vorausgesetzt |
wurde und beim durchgerechneten Beispiel einQAB -Wert von = 2,3 * 106 W m2 ermittelt
wurde, ergibt sich
Bei dem behandelten Beispiel muß somit die Summe aller Brennflächenaustrittsschlitze
130 cm2 sein. Dieser Wert wäre an dem zugehörigen Brenner direkt meßbar.
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Ausgehend von diesen Uberlegungen,statt QAB in die Überlegungen einzubeziehen,
wurde gefunden, daß sich der Schallleistungspegel in db (A) gemäß Figur fünf verhält
zu dem Verhältnis
von AB entsprechend einer'hyperbelähnlichen
A IN Kurve. Das Verhältnis von AB zu AIN ist unabhängig von der Brennerwärmeleistung
bei Konstanthaltung der Werte für QD, W, p und den Schallgeschwindigkeiten a 1 und
a2.
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Aus der Betrachtung der Kurve gemäß Figur fünf folgt, daß der Schallabstrahlungspegel
laufend sinkt, wenn das Verhältnis von AB zu AIN vergrößert wird. Somit kann die
Kurve gemäß Figur fünf als Überprüfung der erfindungsgemäßen Lehre dienen: Nimmt
man die Werte für QL, QD,W,p,alea2an, gemäß den Prämissen zur Durchführung der Beispielsberechnung,
so ergibt sich bei einem vorgegebenen maximalen Schallabstrahlungspegel von 40 db
(A) jeweils ein bestimmter festliegender und reproduzierbarer Wert für das Verhältnis
von AB zu AMIN. Somit ergibt sich die Kurve bei der Zuordnung der Werte von AB zu
AIN für die verschiedenen unterschiedlichen Schallabstrahlungspegel abweichend von
40 db (A). Daraus folgt, daß der praktische Wert für das Verhältnis von zu AIN größer
10 gewählt werden muß, um unter einer maximalen Schallabstrahlung von 40 db (A)
garantiert sich zu befinden. Das Verhältnis von AB zu AlN am fertigen Brenner muß
natürlich anders sein, wenn ein von 40 db (A) abweichender maximaler Schallabstrahlungspegel
gefordert wird.
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Auf jeden Fall muß für ein anzustrebender. Schallabstrahlungspegel
von gleich oder kleiner 40 db (A) das Verhältnis von AB zu AIN größer als 10 werden.
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