DE8005891U1

DE8005891U1 - Mit einem gasluftgemisch gespeister vormischbrenner geringer schalleistung

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Publication number: DE8005891U1
Application number: DE19808005891U
Authority: DE
Original assignee: Joh Vaillant GmbH and Co
Current assignee: Vaillant GmbH
Priority date: 1980-03-01
Filing date: 1980-03-01
Publication date: 1981-10-01
Also published as: EP0035153B1; JPS56137006A; ATE8296T1; EP0035153A1

Description

Joh. Vaillant GmbH u. Co GM 297

23. oa st

Mit einem Gasluftgemisch gespeister Vormischbrenner geringer Schalleistung.

Die vorliegende Neuerung bezieht sich auf einen mit einem Gasluftgemisch gespeisten Vormischbrenner gemäß dem Oberbegriff des Hauptanspruchs.

Bei Vormisch-Gasbrennern ergibt sich ein Gesamtgeräusch, vgl. Figur 4, das im wesentlichen in drei Einzelgeräusche unterteilt werden kann.

1. Das Geräusch, das durch die Verbrennung entsteht.

• *· β ·

2. Das Geräusch, das am Injektor auftritt.

3. Das Geräusch, das sich bei der Strömung von Gasen aus Düsen bildet.

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 Gerausch-QuöIlen aber ohne weiteres vernachlässigbar.

Messungen, die der Figur vier zugrundelagen und die GWF 108 (1967) 47, S. 1333, Bild 12, entsprechen, ergeben, daß das Verbrennungsgeräusch den größten Schalldruck erzeugt. Das Maximum des Schallpegels liegt bei etwa 500 Hz..

Das Injektor-Geräusch herrscht in einem Bereich zwischen 1 und 8 kHz vor. Es ist abhängig von der Primärluft-Zuführung und bildet typische Resonanzfrequenzen bei der Strömung des Gas-Luftgemisches im Injektor.

Die Frequenz -Analyse des Düsenausström-Geräusches zeigt Spitzenwerte des Schalldrucks im Bereich zwischen 4 und 8 kHz.

Aufgrund der Vergleiche der drei Geräusch-Quellen kann gesagt werden, daß das Düsenausströmgeräusch klein ist gegenüber dem Verbrennungs- und Injektorgeräusch.

Es sind jedoch dem Stand der Technik keine Anweisungen entnehmbar, welche Maßnahmen im -einzelnen vorzunehmen sind, um die unterschiedlichen Geräusch-Quellen in ihren Schalldruckpegeln herabzudrücken, und wie bei der Konstruktion von Brennern zu verfahren ist, um diese Ziele zu erreichen. Aus der Literaturstelle ist es bekannt geworden, 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.

Ausgehend von allgemeinen Überlegungen könnte man auf das Verbrennungsgeräusch insoweit Einfluß nehmen, als daß man die Brenngemisch-Grasaustrittsschlitze in einreinen 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. 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.

Das Problem des Injektor-Geräusches hat man schon versucht durch sogenannte Helmholtz-Resonatoren in Angriff zu nehmen. So ist zum Beispiel aus der DE OS 2.1 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.

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.

Theoretisch ist das Düsenausström-Geräusch von Lighthill (vgl. GWF₅ 115 (1974) 2, S. 49) untersucht und beschrieben worden. Danach ist die Schallleistung einer turbulenten Strömung, und darum handelt es sich bei den hier beschriebenen Brennern und ihren Düsenströmungen immer, der 8. Potenz der DUsenaustritts-Geschwindigkeit und dem Quadrat des Düsendurchmessers proportional.

a⁵

Wobei ρ die Dichte des Mediums bedeutet, u die Düsenaustritts-Geschwindigkeit, d_Q der Düsendurchmesser und a die Schallgeschwindigkeit bedeuten.

Aus dem Lighthill 'sehen Gesetz kann abgeleitet werden, daß die Schallabstrahlung infolge der Strömung aus der Düse vor allem durch kleinere Strömungsgeschwindigkeiten verringert wird.

Der vorliegenden Neuerung liegt die Aufgabe zugrunde, einen mit einem Gas-Luftgemisch gespeisten Vormischbrenner anzugeben, bei dem unter Vorgabe der Wärmeleistung des Gases sowie der Schall leistung die Schallpegel für das Verbrennungs- und Injektorgeräusch minimiert werden können. Diese Aufgabe wird durch die im kennzeichnenden Teil des Hauptans"-uchs angegebenen Merkmale gelöst. Vorteilhafte Weiterbildungen und Ausgestaltung der Neuerung gehen aus den Unteransprüchen hervor.

• · · · O · ^ j; I ' I I I

Aus einer großen Zahl von Messungen an Vormisch-Gasbrennern der unterschiedlichsten Konstruktionen, in denen der Zusammenhang zwischen dem 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:

(2\ N - 0 ⁿ! 0 "² .{ O"³· '¹^⁴ w "δ S_n "6

Hierbei bedeuten N die theroretische Schalleistung in £ die spezifische Düsenflächen-Belastung in/w/ni J , Q.r, die spezifische Brennflächenbelastung£w/m J , W den Wobbe-Index ⁱⁿ/ws/my , a die Schallgeschwindigkeit injjn/s] , V*_N die mittlere Geschwindigkeit des Gasluft-Gemisches im Injektor in£m/sy ,^Ay die Gesamtfläche der Düsenöffnungen in £ m²7 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.

Im Erdgasbereich kann man den Wobbe-Index wie folgt annehmen: (3) 39,4 · 10^b^ W 4. 52,4 · ΙΟ⁶ Γ— 7

• * · I

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:

(4)

n, = 1,5

ο ί

6 ; n_r = 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 dem Wobbe-Index.In der Gleichung (2) sind Iediglich Qßß und Vj^ voneinander unabhängig. Weiterhin sind folgende Größen entweder als Konstanten anzunehmen oder als Konstante bei der vorzunehmenden Geräusch-Optimierung anzusetzen. Das sind im wesentlichen die Schallgeschwindigkeit a sowie die spezifische Düsenflächen-Belastung und die Summe aller Düsenflächen. Das Produkt aus Qq und^A^ entspricht der Wärmeleistung des Brenners. Die Schallgeschwindigkeit bezieht sich einmal auf die aus einem Raum einströmende luft sowie

'· ·■ ti ··

· ld ) III!·

· · I » I Il ·

· · ι ι ι t ·

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das über das Gas-Zufuhrrohr in den Injektor einströmende Gas, deren mittlere Temperaturen im Bereich von 100⁰C als konstant anzusetzen sind.

Das brennende Gras-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.

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.

Unter Berücksichtigung der vorgenannten Prämissen vereinfacht sich die Gleichung (2) auf folgende Gleichung (5) oder Gleichung (6) .

^N " "AB · ^V1N⁴'⁵ · ^K

¹⁶¹

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.

Die eben geschilderte Forderung entspricht folgendem mathematischem Ansatz:

w \_r> j-\i 4,0

(7) f(

;n

Il * · > f 1

• · ■ · I

Als Randbedingung wird Gleichung (6) gemäß Gleichung (8) verwendet.

'(β) g ( Q_AB, V_1n ) ,Q_Aß · V_1n ⁴'⁵ -^- O

Aufgrund des Lagrange'schen-Ansatzes ergibt sich somit folgende Lösung:

(9) ( f - Ag ) _Q)V = 0

( f - Ag ) _Q η QAb -λ QAb ^vin'⁵ = ° ( f - xg ) _v = v^⁵- vv 4,5' q_ab= ο

⁴'^{5 =} Q IN ^WAB

Das bedeutet in Worten', daß der Betrag der mittleren Gas-Luft-Gemisch-Geschwindigkeit hoch 4,5 ziffernmäßig der spezifischen Brennflächen-Belastung entsprechen muß, um der ein gangs genannten Forderung Genüge zu tun. Damit ergeben sich Gleichungen (10) und (11).

Es ist physikalisch sinnvoll, daß die Werte von Q_Aß und V_1n nicht überschritten werden, jedoch in gewissem Maße unterschritten werden dürfen.

Auf der allgemein gültigen Basis gemäß den Gleichungen (10) und (11) haben aber Messungen ergeben, daß V_T »,wesentlich ver-

ringert 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:

^ 1 /N^ °·^η <¹²) "IN" Η*)

(13) 2,0^ ρ ^. 4

In der Gleichung (12) bedeutet 1:p den Verringerungsfaktor. Die Messungen haben ergeben, daß P gemäß Gleichung (13) einzugrenzen ist. Wird der kleinere Wert von ρ 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 (I4)·

(14) 2,5<p<3,8

Ein an jedem Gas-Vormischbrennsr feststellbares bauliches Kriterium is| 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·

'IN

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 durchgesaugt wird.

(16) V = V_{Gas +}-i_Luft

Setzt man aus Gleichung (12) den Wert für Vj^in Gleichung (15) ein, so ergibt sich Gleichung (17).

> V V

(17)

₁ ^_n iu.il

ρ UJ

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.

Man kann hieraus ersehen, daß sich die Optimierung der Schallabstrahlung und das Erreichen einer optimalen Verbrennung teilweise widersprechen.

Gemäß Gleichung (17) kann somit bei einer vorgegebenen Gasfa-

milie,einer vorgegebenen maximalen Schalleistung sowie einer gegebenen Wärmeleistung die gesamte Injektordurchtrittsflache des Brenners berechnet werden. Bei Einhaltung dieser Injektorfläche kann man sicher sein, daß die sich in der Praxis ergebene Schalleistung kleiner als der theoretische vorgegebene Wert sein wird.

Der rechnerische Wert für die spezifische Brennerflächenbelastung Q ergibt sich unmittelbar aus Gleichung (10). Die aus dieser Form ermittelten praktischen Werte können in den ι / betrieblichen Toleranzen zwar sowohl über- als auch unterschritten werden, das Unterschreiten führt unmittelbar zu : einer Anhebung der Geräusch-Abstrahlung, während das Über- ;; schreiten zu einem Zurückschlagen der Flammen führt.

Damit sind die beiden wichtigsten Daten eines Brenners vor-■ gegeben. Bevor aus den Gleichungen (17) und (10) an einem Berechnungsbeispiel die Konstruktion eines Brenners dargelegt wird, soll noch die Schallgeschwindigkeit eingegrenzt V"v .werden. Aus rein praktischen Erwägungen wird mit Werten von

a₁ = llOOJ^J im Bereich der Brennerfläclien

und

^a2 ^{= 400}I?! ^{inl Bereich des} Injektors

gearbeitet,

Die spezifische Düsenflächen-Belastung Q ist der Durch-

aatz an Gas-Luft genii sch bei einem vorgegebenen Heizwert bezogen auf den einzelnen Durchlaß-Querschnitt. Dieser Wert wird aus rein praktischen Erwägungen angenommen zu

,8

8 * 10' , -₂ . m

Ein höherer Wert führt gemäß Gleichung (1) zu einer höheren Schalleistung bezüglich des Düsengeräusohes, eine Verkleinerung des Wertes führt zu einem geringeren Gasdurchsatz durch die Düsen, damit zu einem geringen Impuls und damit zu einer geringeren Luftansaugung und damit zu einer geringeren Brenner· leistung beziehungsweise zu einer unvollständigen Verbrennung.

(18) 5 - 10⁸< Q_D<1,5

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).

Mit dem erfindungsgeinäßen Verfahren werden Schalleistungen der Größenordnung von 40 dB (A) angestrebt. Dieser Wert ist somit als Prämisse vorauszusetzen.

Es wäre ebensogut möglich, sich einen anderen Schalleistungspegel vorzugeben und mit diesem als Prämisse zu rechnen.

Anhand der vorgegebenen Werte für die angestrebte Schalleistung, die Schallgeschwindigkeit, die Wobbe-Zahl, die spezifische Düsenbelastun^ und den Proportionalitätsfaktor soll im folgenden ein Beispiel für einen atmosphärischen Gasbrenner der leistung von 30 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

/-N Der zugrundeliegende Wobbe~Index

40 * 10⁶

Die Schallgeschwindigkeit betrage a = 1.100 bzw. 400 m/s. Der Proportionalitätsfaktor ρ sei 3,5. Einem Schalleistungspe gel von 40 dB (A) entspricht eine Schallleistung von

(19) N= 10~⁸[wJ

Zunächst muß die Summe sämtlicher Düsenflächen ermittelt werden Sie ermittelt sich aus der vorgegebenen Wärmeleistung, bezogen auf die Düsenflächen-Belastung Q₁. . Somit ergibt sich eine Gesamtdüsenflache von 3,75 χ 10 m². Hierbei ist es gleichgültig, ob sich diese Flache auf eine oder eine Vielzahl einzelner Düsen verteilt. Somit kann als nächstes K ausgerechnet werden. Aus Gleichung (2) folgt, daß K folgende Glieder umfaßt:

/ 1 \ 1,5 ^ ^x5

(20) k_1/2 =(ij

• · ♦ ·

* t I I

• I ι ) I · t I · · · J

ti ι · ι ·ι ··· · :

■''"»'•»i 11 I · ·· I.

Dann sind: · , _% _?1

(21) K₁ = 1,87 - 10 für Q_Aß

(22) K₂ = 8,03 · 10"¹⁹ für V_JN

Aus den Gleichungen (10), (19) und 21 ergibt sich somit für Q 2,3 .10 -2| · Aus den Gleichungen (12), (19) und (22) kann y

Li" J _ IN

ausgerechnet werden, was sich zu 3,8 IJZlI ergibt.

Ef]

Daraus läßt sich die Gesamtheit der Injektor-Durchtrittsflächen mit Hilfe der Gleichung (17) errechnen. Aj_n= 1,21 · 10 Jm²J, wobei aus praktischen Gründen V mit 4,6 . 10 "liilfnach Gleichung (16) für eine Leistung von 30[kwJ festgelegt ist.

Somit liegen die Konstruktionsdaten für den Brenner fest, was die Minimierung der Schallabstrahlung angeht.

Während die Werte für die Schallgeschwindigkeit und für den Wobbe-IndexGrößen darstellen, die dem Brenner-Konstrukteur

in der Variation entzogen sind, sind die Werte für die Düsenflächen-Belastung und den Proportionalwert ρ änderbar. Bei einer Durchprüfung der Bereiche beziehungsweise Werte für Qn und ρ hat sich herausgestellt, daß die Bereiche von Qpund ρ die früher genannten Werte nicht verlassen sollen. Bei der weiteren praktischen Überprüfung der durch die Formeln für Qßß und Aj^ gefundenen Größen hat es sich herausgestellt, daß man das Produkt von Q^g und Aj^ als eine Größe ansehen

kann, die nicht überschritten worden darf. Pur die praktische Bemessung des Brenners muß somit einem fallenden Wert von Qßß ein steigender Wert von Aj^ zugeordnet werden und nicht umgekehrt. Es ist hierbei selbstverständlich, daß der Wert für das Produkt von Q,„ χ Aim aber veränderbar ist mit dem Wert der vorgeschriebenen nicht zu überschreitenden Schallleistung.

Anhand der Figuren eins bis drei der Zeichnung ist ein Ausführungsbeispiel für einen nach den erfindungsgemässen Bemessungs-"■% regeln schalltechnisch gerechneten Brenner dargestellt:

Es bedeuten

Figur eins eine Ansichtsdarstellung einer Brennerhälfte eines Brenners für einen Umlauf-Gas-Wasserheizer

Figur zwei eine Schnittansicht auf die Brennerhälfte mit Düsenrohr senkrecht in Ebene II-II zur Ansicht

'■ ■ > gemäß Figur eins geschnitten und

Figur drei eine abgebrochene 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.

t t ·« ·

Ein Erdgasbrenner für ein gasbeheiztes Gerät, sei es ein Durchlauferhitzer oder Umlaufwasserheizer sowie Kessel oder Luftheizofen, 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 Gas-

m vorliegenden Beispiel aber sieben Gasdüsenijpro Brennelement 31 aufweist. Die einzelnen Gasdüsen 4 besitzen jede einen Durchtrittskanal für das Gas, die addierte Fläche der einzelnen Düsenkanäle ergibt somit die Gesamtdüsen-Durchtrittsfläche.

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 der 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. Am Ende des Kegels bildet sich eine nahezu zylinderische Eng- -^ stelle 10, an die sich ein weiterer Kegel 11 anschließt, der sich in Richtung des strömenden Gases wieder öffnet. Sämtliche addierte Querschnittsflächen der einzelnen Engstellen iO jedes Injektorrohres 5 ergibt somit die Gesamtinjektorfläche. 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 mehrere Brennerrohre 13 vorgesehen als Düsen^beziehungsweise Injektorrohre5vorhanden sind. Die

» ti vif

♦#♦·<

Brennerrohre 13 weisen hochkant rechteckige Gestalt auf, an ihrer oberen Schmalfläche 14 sind Austrittsöffnungen für das Gemisch 15 vorgesehen, die im Prinzip beliebige Gestalt haben können, wie dies Figur drei im einzelnen darstellt. Die Summe der Einzelflächen aller Brennschlitze 15 ergibt die gesamte Brennfläche.

Die Punktion des in den Figuren eins bis drei dargestellten Brenners ist folgende:

Dem Gaszufuhrrohr 1 zugeführtes reines Erdgas - gegebenen-(» falls 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 Mün- \ dung 8 sämtlicher Injektorrohre Primärluft mit sich. Jedes In- $ jektorrohrS wird somit von einem Gas-Luftgemisch durchströmt,wel- | ches im Bereich des Injektors intensiv verwirbelt und vermischt wird. Das Gas-Luftgemisch tritt in die Gasverteilerkammer 12 ^_n ein, die zu einer Vergleichmäßigung der einzelnen Gas-Luftgemische aus den einzelnen Injektoren beiträgt. Aus der Gasverteilerkammer werden die einzelnen Brennerrohre ij gespeist,aus denen das Gas-Luftgemisch jeweils an der Oberseite durch die Austritts) öffnungen 15 für das Gemisch austritt, wo es durch eine nicht dargestellte Zündvorrichtung entzündet wird und verbrennt. Die Erfindung hat es sich zum Ziel gesetzt, das Ansaug geräusch, also das Geräusch, das im Spalt 16 aufgrund der Ansaugung der Primärluft durch den Gasstrom entsteht, und das Verbren-

- 19 -

nungsgeräusch, das beim Durchtritt des Gas-Luftgemisches durch die Brennflächenschlitze 15 auftritt, zu minimieren^ i-n—dem-Verhaitηis schοn—un-te-r-sueh^ujiuJxd.e.n-j.-Jib.eiL.jLLe._djL.e_e_iji£e_lnen

die Erfindung wird erreicht, daß durch entsprechende Bemessung der Injektorenflächen und der Brennschlitae diese Geräusche minimiert werden können.

Mit der Erfindung wurde bei der Geräuschminimierung bislang auf die größten Q._ß und Aj*. abgestellt. Die spezifische Brennerflächen-Belastung Q.ß setzt sich zusammen aus der Wärmeleistung Q_L, die mit dem Brenner erzeugt wird, und der Summe der Flächen aller Bremieraustrittsschlitze Ag . Es besteht folgender Zusammenhang:

(23) A₈. A-(Y] '

Q ng
Da eine Wärmeleistung von 3Ö kW vorausgesetzt wurde und beim durchgerechneten Beispiel einQ.j, -Wert von = 2,3 · 10 I-

/ ^Ώ

ermittelt wurde, ergibt sich *·

(24) A_R = r = 1,3 · 10 Wni /

^b 2,3-10^ö i -*

Bei dem behandelten Beispiel muß somit die Summe aller Brennflächenaustrittsschlitze 13o£cm^a^sein. Dieser Wert wäre an dem zugehörigen Brenner direkt meßbar.

Ausgehend von diesen Überlegungen wurde gefunden, zusätzlich zu Q_Aß und A_1n A_ß in die Überlegungen miteinzubeziehen. Danach verhält sich der Schalleistungspegel in dB (A) gemäß Fig. 5 zu dem Ver-

- 2. O τ

hältnis von —_s entsprechend einer hyperbelähnlichen

Kurve. Das Verhältnis von A_ß zu A_JN ist unabhängig von der Brennerwärmeleistung bei Konstanthaltung der Werte für Q , Qq» ^w> P und den Schallgeschwindigkeiten a und a .

Aus der Betrachtung der Kurve gemäß Figur fünf folgt, daß der Schalleistungspegel laufend sinkt, wenn das Verhältnis von Ag zu A_1n vergrößert wird. Somit kann die Kurve gemäß Figur fünf als Überprüfung der erfindungsgemäßen Lehre dienen: Nimmt man die Werte für Q_L> Q_D>W ,p, aj+a^n, gemäß den Prämissen zur Durchführung der Beispielsberechnung, so ergibt sich bei einem vorgegebenen maximalen Schalleistungspegel von 40 db (.A) jeweils ein bestimmter festliegender und reproduzierbarer Wert für das Verhältnis von A zu

. AjJ₁J . Somit ergibt sich die Kurve bei der Zuordnung der Werte von Ag zu Aj_n für die verschiedenen unterschiedlichen Schalleistungspegel abweichend von 40 db (A). Daraus folgt, daß der praktische Wert für das Verhältnis von δ ^zu A_1n größer 10 gewählt werden muß, um unter einem maximalen Schalleistungspegel von 40 db (A) garantiert sich zu befinden. Das Verhältnis von a zu /\ am fertigen Brenner muß natürlich anders sein, wenn ein von 40 dB (A) abweichender maximaler Schall'eistungspegel gefordert wird.

Auf jeden Fall muß für einen anzustrebenden Schalleistungspegel von gleich oder kleiner 40 dB (A) das Verhältnis von A_ß ^zu A_1n größer als 10 werden.

Claims

Joh. Vaillant GmbH u. Co GM 297 23.0E 81 Ansprüche

1. Mit einem Gasluftgemisch gespeister Vormischbrenner geringer Schal leistung, der mit mindestens einem einer Gasdüse geordneten Injektor und Austrittöffnungen für das Gemisch versehen ist, dadurch gekennzeichnet, daß bei vorgegebenem Gas (Wobbe-Index), vorgegebener Schall leistung ( — ₃) sowie Wärmeleistung (^/"wjdie Gesamtinjektorfläche nach der Beziehung

A £- ^AIN "¹^

U«

und die spezifische Brennflächenbelastung nach der Beziehung

0,5

ab

ausgeführt ist, wobei V die Summe des gesamten Gas- und Luftdurchsatzes, ρ ein Proportionalitätsfaktor und K eine Konstante bedeuten, die aus dem Wobbe-Index, der Schal 1 -

-2-

• ·■*■··

-2-

geschwindigkeit im Gemisch, der spezifischen Düsenflächenbelastung Qq und der GesamtdUsenflache gebildet ist.

2. Brenner nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das Produkt aus Brennflächen-Belastung Q»_B und Gesamtinjektorfläche A_1n konstant gehalten ist, wobei einem fallenden Wert der spezifischen Brennflächenbelastung Q_flQ ein steigender Wert der Gesamtinjektorfläche Aj_n zugeordnet ist und nicht umgekehrt.

3. Brenner nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß der Wert der spezifischen Düsenflächenbelastung im folgenden Bereich gehalten ist:

1,5

- 7

m²J

4. Brenner nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß der Proportionalitätsfaktor ρ im folgenden Bereich gewählt ist:

2, 0 I ρ I 4

5. Brenner nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das Verhältnis der Flächensiünme aller Austrittsöffnungen A_B in der Brennfläche zu der Gesamtinjektorfläche A_1n = gewählt ist.