EP0035153A1 - Verfahren und Vorrichtung zum Minimieren der Schallabstrahlung eines Vormischbrenners - Google Patents

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EP0035153A1
EP0035153A1 EP81101062A EP81101062A EP0035153A1 EP 0035153 A1 EP0035153 A1 EP 0035153A1 EP 81101062 A EP81101062 A EP 81101062A EP 81101062 A EP81101062 A EP 81101062A EP 0035153 A1 EP0035153 A1 EP 0035153A1
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EP
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gas
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injector
area
sound radiation
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Vaillant GmbH
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Vaillant Ltd
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    • F23D14/00—Burners for combustion of a gas, e.g. of a gas stored under pressure as a liquid
    • F23D14/02—Premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air upstream of the combustion zone
    • F23D14/04—Premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air upstream of the combustion zone induction type, e.g. Bunsen burner
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23D—BURNERS
    • F23D14/00—Burners for combustion of a gas, e.g. of a gas stored under pressure as a liquid
    • F23D14/46—Details, e.g. noise reduction means
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23D—BURNERS
    • F23D14/00—Burners for combustion of a gas, e.g. of a gas stored under pressure as a liquid
    • F23D14/46—Details, e.g. noise reduction means
    • F23D14/48—Nozzles
    • F23D14/58—Nozzles characterised by the shape or arrangement of the outlet or outlets from the nozzle, e.g. of annular configuration
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23D—BURNERS
    • F23D2210/00—Noise abatement

Definitions

  • the present invention relates to a method for minimizing the sound radiation of a premixer fed with a gas-air mixture according to the preamble of the main claim.
  • the invention further relates to an apparatus for performing this method and to the burners produced by the method.
  • noise sources can be the noise in the gas supply pipe and the exit noise of the gas-air mixture from the burner slots. Compared to the noises mentioned under one to three, these two noise sources are, however, easily negligible.
  • This noise prevails in a range between 1 and 8 kHz. It depends on the primary air supply and forms typical resonance frequencies in the flow of the gas Air mixture in the injector.
  • the frequency analysis shows peak values of the sound pressure in the range greater than 8 kHz.
  • the nozzle outflow noise is small compared to the combustion and injector noise.
  • Helmholtz resonators For example, from DE OS 21 17 337 a burner provided with a Helmholtz resonator for gas-heated devices has become known, a sound-absorbing device with a resonance frequency of at least 600 Hz being provided at the inlet opening of the primary air suction chamber. It was specifically provided that the Helmholtz resonator had a resonance frequency of 1 to 1.5 kHz.
  • Helmholtz resonators can only extinguish a certain frequency or only a very narrow frequency range over the bandwidth. Accordingly, in order to be able to cancel out the entire injector noise in a frequency range of approximately 1 to 8 kHz, approximately five Helmholtz resonators per nozzle would be necessary. It can be seen from this that with a multi-nozzle burner the effort is prohibitive, in terms of size remain silent.
  • the present invention has for its object to provide a method in which the sound levels for the combustion and injector noise can be minimized while keeping the heat output constant and with a fixed gas and a predetermined maximum sound radiation.
  • N means the theoretical sound power in [W], Q D the specific nozzle surface load in [W / m 2 ], Q AB the specific focal surface load [W / m 2 ], W the Wobbe number in [Ws / m 3 ] , a the speed of sound in [m / s], V iN the average speed of the gas-air mixture in the injector in [m / s] ⁇ A D the total area of the nozzle openings in [m 2 ].
  • the further statements relating to the method according to the invention relate to Natural gas family because burners are the most common in this family. However, it is not difficult to transfer the knowledge gained for natural gas to other gases or gas-air mixtures.
  • equation (2) was treated in such a way that one of the multipliers is set variably and the others are regarded as constants. A large number of burners could then be measured, the exponents also being regarded as approximately the same in the different burner designs. The exponents result from these measurements as follows:
  • Equation (2) the sound power of an atmospheric burner is directly proportional to the nozzle area and the burner area load, further proportional to the average velocity of the gas-air mixture in the injector and the total area of all nozzles and inversely proportional to the Wobbe number.
  • Q AB and V iN are independent of each other.
  • the following values are either to be assumed as constants or to be used as constants in the noise optimization to be carried out. These are essentially the speed of sound a as well as the specific nozzle surface load and the sum of all nozzle surfaces.
  • the product of Q D and ⁇ A D corresponds to the heat output of the burner.
  • the speed of sound refers to the air flowing in from a room and the gas flowing into the injector via the gas feed pipe, the mean temperatures of which can be assumed to be constant in the range of 100 ° C.
  • the burning gas-air mixture has a temperature of around 1,400 C, which can essentially be assumed to be constant. Only the absolute temperature levels would be decisive for the variation of a.
  • an atmospheric burner should therefore be optimized so that the theoretical sound power N is not reached at a certain heat output.
  • Equation (6) according to equation (8) is used as a boundary condition.
  • equation (11) can be continued as follows:
  • P means the reduction factor.
  • the measurements have shown that P is to be narrowed down according to equation (13). If the value falls below the lower value of P, the flame will tend to lift off; exceeding the higher value would mean incomplete combustion. For purely practical reasons, the range of P is narrowed according to equation (14).
  • a component that can be found on every gas premix burner is the sum of all injector passage areas. If a single injector is used, this is the cross section of the injector at its narrowest point; for multi-nozzle burners with a correspondingly larger number of injector tubes, this is the sum of the smallest passage points of all injectors. This total area behaves according to equation 15.
  • V is composed according to equation (16), the air flow rate being understood to mean only the primary air flow rate, that is to say the flow rate which is blown through the injector tubes by means of the gas nozzles. If one uses the value for U IN from equation (12) into equation (15), then equation (17) results.
  • the total area of the injector (or the injectors) is determined numerically, whereby the value according to which an injector is determined according to equation (17) must not be undercut, because this would lead to an immediate increase in the sound radiation while exceeding the Value initially only leads to a deterioration of the combustion.
  • a given gas can the total injector passage area of the burner can be calculated with a given maximum sound radiation and a given heat output. If this injector area is observed, you can be sure that the sound radiation that will result in practice will be less than the theoretical predetermined value.
  • the specific nozzle area load Q O is the through Set of gas-air mixture at a given calorific value based on the individual passage cross-section. This value is assumed to be purely practical
  • a higher value leads to a higher sound radiation with regard to the nozzle noise
  • a reduction in the value leads to a lower gas throughput through the nozzles, thus to a small pulse and thus to a lower air intake and thus to a lower burner output or incomplete combustion .
  • Burners on the market today have an average sound power of over 60 dB (A). The lowest known limit is 52 dB (A).
  • the specific nozzle load is not greater than
  • the underlying Wobbe number is
  • the proportionality factor p is 3.5.
  • a sound power level of 40 dB (A) corresponds to a sound power of
  • K comprises the following terms:
  • Equations (10), (19) and 21 thus result in Q AB ⁇ 2.3 .10 6 .
  • V IN can be calculated from equations (12), (19) and (22), which results in 3.8 results.
  • a IN 1.21 ⁇ 10 -3 m 2 , where for practical reasons V with 4.6 10 is defined according to equation (16) for a power of 30 kW.
  • a natural gas burner for a gas-heated device has a gas supply pipe 1 which is supplied with gas by a natural gas network, not shown.
  • the gas supply pipe 1 feeds a nozzle pipe 2 which has at least one gas nozzle 4 in the present example but seven gas nozzles 4 per fuel element 3.
  • the individual gas nozzles 4 each have a passage channel for the gas, the total area of the individual nozzle channels thus giving the total nozzle passage area.
  • All gas nozzles 4 blow into injector tubes 5, which are formed in half by two sheet metal parts 6 and 7.
  • the injector tubes - one injector tube is provided for each nozzle - have an 8 conical frustum shape at their gas nozzle 4 facing mouth, the cone 9 is arranged so that the cone tapers in the direction of the gas flowing out of the nozzle 4.
  • At the end of the cone there is an almost cylindrical constriction 10, which is followed by a further cone 11 which opens again in the direction of the flowing gas. All added cross-sectional areas of the individual constrictions 10 of each injector tube 5 thus result in the total injector area.
  • the individual cones 11 open into a gas distribution chamber 12, on the top of which individual burner tubes 13 are mounted.
  • the number of burner tubes 13 may differ from the number of nozzles.
  • a plurality of burner tubes 13 are preferably provided as nozzles 4 or injector tubes 5 .
  • the Burner tubes 13 have an upright rectangular shape, on their upper narrow surface 14 there are combustion slots 15 or openings 15, which in principle can have any shape, as shown in detail in FIG. The sum of the individual areas of all burning slots 15 or openings 15 results in the total burning area.
  • the specific burner area load Q AB is made up of the heat output generated by the burner and the sum of the areas of all burner outlet slots A B. The relationship is as follows:
  • the sum of all focal surface exit slots must therefore be 130 cm 2 . This value would be directly measurable on the associated burner.
  • the curve according to FIG. 5 can thus serve as a check of the teaching according to the invention: If one assumes the values for Q L , Q D , W, p, a 1 + a 2 , according to the premises for carrying out the example calculation, the result is a given one maximum sound radiation level of 40 db (A) each a certain fixed and reproducible value for the ratio of A B to A IN . This results in the curve when assigning the values from A B to A IN for the various different sound radiation levels deviating from 40 db (A).
  • ratio of A B to A IN must be greater than 10 in order to be guaranteed to be below a maximum sound radiation of 40 db (A).
  • the ratio of A to A IN on the finished burner must of course be different if a maximum sound radiation level other than 40 db (A) is required.
  • the ratio of A B to A IN must be greater than 10 for a desired sound radiation level of 40 db (A) or less.

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  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
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Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Minimieren der Schallabstrahlung eines Vormischgasbrenners, insbesondere bei Raumheizungsgeräten. Die Gesamtinjektordurchtrittsfläche bei einem Vormischgasbrenner wird nach folgender Beziehung:
Figure imga0001
und die spezifische Brennflächenbelastung nach der Bezienung:
Figure imga0002
ermittelt, wobei V die Summe des gesamten Gas- und Luftdurchsatzes. p ein Proportionalitätsfaktor, N die vorgegebene maximale Schalleistung und K eine Konstante ist, die aus dem Wobbeindex, der Schallgeschwindigkeit, der spezifischen Düsenflächenbelastung und der gesamten Düsenflächen gebildet ist. Die spezifische Düsenflächenbelastung QD wird im Bereich
Figure imga0003
gehalten und p im Bereich
Figure imga0004
gewählt. Der Brenner weist bei einem Schallabstrahlungspegel ≦ 40db das Verhältnis der Flächensumme AB aller Brennerschlitze zur Flächensumme aller Injektordurchtrittsflächen ≧ 10 auf.

Description

  • 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.
  • Bei Vormisch-Gasbrennern ergibt sich ein Gesamtgeräusch, das im wesentlichen in drei Einzelgeräusche unterteilt werden kann.
    • 1. Das Geräusch, das durch die Verbrennung entsteht.
    • 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 Geräusch-Quellen aber ohne weiteres vernachlässigbar.
    • 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, Heft 2, Seite 50). 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.
    • Zu 2 - Injektorgeräusch
  • Dieses 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.
    • Zu 3 - Düsenausström-Geräusch
  • Die Frequenz-Analyse zeigt Spitzenwerte des Schalldrucks im Bereich größer 8 kHz.
  • Aufgrund der Vergleiche der drei Geräusch-Quellen kann gesagt werden, daß das Düsenausströmgeräusch klein ist gegenüber dem Verbrennungs- und Injektorgeräusch.
  • 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 herabzudrükken, 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 GesamtQuerschnitt. 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-Gasaustrittsschlitze in einzelnen Brennerrohren großer 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 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.
  • 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 (Proceeding Royal Society A 221 (1952) und A 222 (1954)) untersucht und beschrieben worden. Es besagt, daß die Schallleistung einer turbulenten Strömung, und darum 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.
    Figure imgb0001
    Wobei p o die Dichte des Mediums bedeutet, u die Düsenaustritts-Geschwindigkeit, d der Düsendurchmesser und a die Schallgeschwindigkeit bedeuten.
  • Aus dem Lighthill 'schen Gesetz kann abgeleitet werden, daß die Schallabstrahlung infolge der Strömung aus der Düse vor allem durch kleinere Strömungsgeschwindigkeiten verringert wird.
  • 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 Schallpegel für das Verbrennungs- und Injektor-Geräusch minimiert werden können.
  • 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:
    Figure imgb0002
  • Hierbei bedeuten N die theroretische Schalleistung in [W], QD die spezifische Düsenflächen-Belastung in [W/m2], QAB die spezifische Brennflächenbelastung [W/m2], W die Wobbe-Zahl in [Ws/m3], a die Schallgeschwindigkeit in[m/s], ViN die mittlere Geschwindigkeit des Gasluft-Gemisches im Injektor in [m/s] ΣAD 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.
  • Im Erdgasbereich kann man die Wobbe-Zahl wie folgt annehmen:
    Figure imgb0003
  • 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:
    Figure imgb0004
  • 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 QAB und V iNvoneinander 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 QD und ΣAD 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.
  • 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.
  • 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).
    Figure imgb0005
    Figure imgb0006
    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:
    Figure imgb0007
     Als Randbedingung wird Gleichung (6) gemäß Gleichung (8) verwendet.
    Figure imgb0008
  • Aufgrund des Lagrange'schen-Ansatzes ergibt sich somit folgende Lösung:
    Figure imgb0009
  • Das bedeutet in Worten, daß der Betrag der mittleren GasLuft-Gemisch-Geschwindigkeit hoch 4,5 ziffernmäßig der spezifischen Brennflächen-Belastung entsprechen muß, um der eingangs genannten Forderung Genüge zu tun. Damit ergeben sich Gleichungen (10) und (11).
    Figure imgb0010
    Figure imgb0011
  • Es ist physikalisch sinnvoll, daß die Werte von QAß und V IN 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 VIN wesentlich 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:
    Figure imgb0012
    Figure imgb0013
  • 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 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).
    Figure imgb0014
  • 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.
    Figure imgb0015
  • 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.
    Figure imgb0016
    Setzt man aus Gleichung (12) den Wert für UIN in Gleichung (15) ein, so ergibt sich Gleichung (17).
    Figure imgb0017
  • 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 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.
  • Der rechnerische Wert für die spezifische Brennerflächenbelastung QAS 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.
  • 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
    Figure imgb0018
    und
    Figure imgb0019
    gearbeitet.
  • Die spezifische Düsenflächen-Belastung QO 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
    Figure imgb0020
  • Ein höherer Wert führt gemäß Figur vier 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 Luftansaugung und damit zu einer geringeren Brennerleistung beziehungsweise zu einer unvollständigen Verbrennung.
    Figure imgb0021
  • 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 erfindungsgemäßen 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 Düsenbelastung 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
    Figure imgb0022
  • Die zugrundeliegende Wobbe-Zahl sei
    Figure imgb0023
  • Die Schallgeschwindigkeit betrage A = 1.100 bzw. 400 m/s.
  • Der Proportionalitätsfaktor p sei 3,5. Einem Schalleistungspegel von 40 dB (A) entspricht eine Schallleistung von
    Figure imgb0024
  • Zunächst muß die Summe sämtlicher Düsenflächen ermittelt werden. Sie ermittelt sich aus der vorgegebenen Wärmeleistung, bezogen auf die Düsenflächen-Belastung QD. Somit ergibt sich eine Gesamtdüsenfläche von 3,75 x 10 -5m2. 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:
    Figure imgb0025
  • Dann sind:
    Figure imgb0026
    Figure imgb0027
  • Aus den Gleichungen (10), (19) und 21 ergibt sich somit für QAB ≤ 2,3 .106
    Figure imgb0028
    . Aus den Gleichungen (12), (19) und (22) kann VIN ausgerechnet werden, was sich zu 3,8
    Figure imgb0029
     ergibt.
  • Daraus läßt sich die Gesamtheit der Injektor-Durchtrittsflächen mit Hilfe der Gleichung (17) errechnen.
  • AIN= 1,21 · 10 -3m2, wobei aus praktischen Gründen V mit 4,6 10
    Figure imgb0030
     nach Gleichung (16) für eine Leistung von 30 kW festgelegt ist.
  • Somit liegen die Konstruktionsdaten für den Brenner fest, was die Minimierung der Schallabstrahlung angeht.
  • 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 QD 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 für 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. Für die praktische Bemessung des Brenners muß somit einem fallenden Wert von QAB 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.
  • 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 Schnittansicht auf die Brennerhälfte mit Düsenronr 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.
  • 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 Gasdüse4im vorliegenden Beispiel aber sieben Gasdüsen4pro 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.
  • Sämtliche Gasdüsen4blasen 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. 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 addierte Querschnittsflächen der einzelnen Engstellen 10 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 Brenherrohre 13 kann von der Düsenanzahl abweichen. Bevorzugt sind mehrere Brennerrohre 13 vorgesehen als Düsen4beziehungsweise Injektorrohre5vorhanden sind. Die Brennerrohre 13 weisen hochkant rechteckige Gestalt auf, an ihrer oberen Schmalfläche 14 sind Brennschlitze 15 bzw. öffnungen 15 vorgesehen, die im Prinzip beliebige Gestalt haben können, wie dies Figur drei im einzelnen darstellt. Die Summe der Einzelflächen aller Brennschlitze 15 bzw. Öffnungen 15 ergibt die gesamte Brennfläche.
  • Die Funktion 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 sämtlicher Injektorrohre Primärluft mit sich. Jedes In- jektorrohi5wird somit von einem Gas-Luftgemisch durchströmt,wel- chesim Bereich des Injektors intensiv verwirbelt und vermischt wird. Das Gas-Luftgemisch tritt in die Gasverteilerkammer 12 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.
  • 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:
    Figure imgb0031
  • Da eine Wärmeleistung von Q30AB kW vorausgesetzt wurde und beim durchgerechneten Beispiel ein QAB -Wert von = 2,3 · 106
    Figure imgb0032
     ermittelt wurde, ergibt sich
    Figure imgb0033
  • Bei dem behandelten Beispiel muß somit die Summe aller Brennflächenaustrittsschlitze 130 cm2 sein. Dieser Wert wäre an dem zugehörigen Brenner direkt meßbar.
  • Ausgehend von diesen Überlegungeh,statt QAB in die Überlegungen einzubeziehen, wurde gefunden, daß sich der Schallleistungspegel in db (A) gemäß Figur fünf verhält zu dem Ver-hältnis von
    Figure imgb0034
     entsprechend einer hyperbelähnlichen Kurve. Das Verhältnis von AB zu AIN ist unabhängig von der Brennerwärmeleistung bei Konstanthaltung der Werte für QL, QD, W, p und den Schallgeschwindigkeiten a und a2.
  • 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,a1+a2 an, 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 AIN. 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 A B zu AIN größer 10 gewählt werden muß, um unter einer maximalen Schallabstrahlung von 40 db (A) garantiert sich zu befinden. Das Verhältnis von A zu AIN am fertigen Brenner muß natürlich anders sein, wenn ein von 40 db (A) abweichender maximaler Schallabstrahlungspegel gefordert wird.
  • 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.

Claims (6)

1. Verfahren zum Minimieren der Schallabstrahlung eines mit einem Gas-Luftgemisch gespeisten Vormischbrenners mit einer einem Injektor zugeordneten Gasdüse und Brennschlitzen, dadurch gekennzeichnet, daß bei einem festgelegten Gas (Wobbe-Zahl) und einer vorgegebenen minimalen Schallabstrahlung sowie Wärmeleistung (bestimmbar aus der Gesamtdurchtrittsfläche und der Gasgeschwindigkeit in der/den Düsen) die Gesamtinjektor-Durchtrittsfläche nach folgender Beziehung:
Figure imgb0035
wobei V die Summe des gesamten Gas- und Luftdurchsatzes, P ein Proportionalitätsfaktor, N die vorgegebene maximale Schallabstrahlung und K eine Konstante ist, die gebildet ist aus der Wobbe-Zahl, der Schallgeschwindigkeit, der spezifischen Düsenflächen-Belastung und der Gesamtdüsenfläche bedeuten, und die spezifische Brennflächen-Belastung nach folgender Beziehung:
Figure imgb0036
definiert ist.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß bei vorgegebener maximaler Schallabstrahlung das Produkt aus der minimal möglichen spezifischen Brennflächen-Belastung QAB und der maximal möglichen Gesamtinjektorfläche AIN konstant gehalten ist, wobei die Konstante mit der Variation der vorgegebenen maximalen Schallabstrahlung veränderbar ist.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekenn-' zeichnet, daß bei fallendem Wert der spezifische Brennflächen-Belastung QAB ein steigender Wert der Injektorgesamtfläche AIN zugeordnet ist und nicht umgekehrt in Abhängigkeit von der vorgegebenen maximalen Schallabstrahlung.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die spezifische Düsenflächen- Belastung in folgendem Bereich gehalten wird.
Figure imgb0037
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß der Proportionalitätsfaktor p in folgenden Bereich gewählt wird.
Figure imgb0038
5. Vorrichtung zur Durchführung eines Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß für einen maximalen Schallabstrahlungspegel von gleich oder kleiner 40 db (A) das Verhältnis der Flächensumme aller Brennerschlitze AB zu der Flächensumme aller Injektordurchtrittsflächen gleich oder größer 10 gewählt ist.
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