EP4612097A1 - Procédé de fabrication de fibres minérales par centrifugation à basse émission en dioxyde de carbone - Google Patents

Procédé de fabrication de fibres minérales par centrifugation à basse émission en dioxyde de carbone

Info

Publication number
EP4612097A1
EP4612097A1 EP23804951.4A EP23804951A EP4612097A1 EP 4612097 A1 EP4612097 A1 EP 4612097A1 EP 23804951 A EP23804951 A EP 23804951A EP 4612097 A1 EP4612097 A1 EP 4612097A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
fluid
combustion chamber
burner
injector
inlet
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Pending
Application number
EP23804951.4A
Other languages
German (de)
English (en)
Inventor
Antoine VERDIER
Ayush SHARMA
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Saint Gobain Isover
Saint Gobain Isover SA France
Original Assignee
Saint Gobain Isover
Saint Gobain Isover SA France
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Saint Gobain Isover, Saint Gobain Isover SA France filed Critical Saint Gobain Isover
Publication of EP4612097A1 publication Critical patent/EP4612097A1/fr
Pending legal-status Critical Current

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Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C03—GLASS; MINERAL OR SLAG WOOL
    • C03B—MANUFACTURE, SHAPING, OR SUPPLEMENTARY PROCESSES
    • C03B37/00—Manufacture or treatment of flakes, fibres, or filaments from softened glass, minerals, or slags
    • C03B37/01—Manufacture of glass fibres or filaments
    • C03B37/04—Manufacture of glass fibres or filaments by using centrifugal force, e.g. spinning through radial orifices; Construction of the spinner cups therefor
    • C03B37/048—Means for attenuating the spun fibres, e.g. blowers for spinner cups
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23C—METHODS OR APPARATUS FOR COMBUSTION USING FLUID FUEL OR SOLID FUEL SUSPENDED IN  A CARRIER GAS OR AIR 
    • F23C3/00—Combustion apparatus characterised by the shape of the combustion chamber
    • 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
    • F23D14/20—Non-premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air on arrival at the combustion zone
    • F23D14/22—Non-premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air on arrival at the combustion zone with separate air and gas feed ducts, e.g. with ducts running parallel or crossing each other
    • F23D14/24—Non-premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air on arrival at the combustion zone with separate air and gas feed ducts, e.g. with ducts running parallel or crossing each other at least one of the fluids being submitted to a swirling motion
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23C—METHODS OR APPARATUS FOR COMBUSTION USING FLUID FUEL OR SOLID FUEL SUSPENDED IN  A CARRIER GAS OR AIR 
    • F23C2900/00—Special features of, or arrangements for combustion apparatus using fluid fuels or solid fuels suspended in air; Combustion processes therefor
    • F23C2900/03003—Annular combustion chambers

Definitions

  • the present invention relates to a process for manufacturing mineral fibers by internal centrifugation and an installation adapted to the implementation of this process.
  • the process can be particularly applied to the industrial manufacture of glass wool.
  • State of the art [2] It is known to manufacture mineral wool by an internal centrifugation process.
  • document FR305767 describes an installation 2 known for the manufacture of mineral fibers 1 by internal centrifugation comprising a fiberizing plate 6, a basket 16 and a shaft 17 arranged along a main axis X.
  • the shaft 17 is configured to be rotated by a motor not shown.
  • the shaft 17 is hollow, so as to form a pipe 18 in which a molten thermoplastic material can flow.
  • the thermoplastic material is preferably glass.
  • the installation 2 is configured to be arranged so that the main axis supply of molten thermoplastic material at one of its ends.
  • the plate 6 and the basket 16 are fixedly mounted at the other end of the shaft via a tulip 19.
  • the plate 6 comprises a first annular wall 20 and a veil 21.
  • the first annular wall 20 is pierced by a plurality of orifices 7.
  • the veil 21 is arranged between the first annular wall 20 and the tulip 19.
  • the veil 21 forms an upper part of the plate 6.
  • a diameter Da of the plate is defined as being equal to twice a radius R a of the plate 6.
  • the radius Ra is defined by the distance between the main axis X and a point A of the first wall 20 furthest from the main axis
  • the second annular wall 22 is pierced by a plurality of orifices.
  • a diameter Dp of the basket 16 is defined as being equal to twice a radius Rp of the basket 16.
  • the radius Rp is defined by the distance between the main axis main axis X.
  • the basket is mounted inside the fiberizing plate. [5] During the manufacture of mineral fibers 1 by the installation 2, the shaft 17, the fiberizing plate 6 and the basket 16 are driven integrally in rotation around the main axis X.
  • the thermoplastic material melt is poured into line 18 of shaft 17 from the supply of thermoplastic material and flows through line 18 to basket 16.
  • the material is projected onto the second annular wall 22 by centrifugation driven by the assembly of the shaft 17, the fiberizing plate 6 and the basket 16.
  • the material then flows into the plurality of orifices of the second annular wall 22 before being projected onto the first annular wall 20.
  • the material then flows into the plurality of orifices 7 of the first annular wall 20 so as to form filaments 8 of the material.
  • a reserve of material is formed in the fiberizing plate 6.
  • the reserve makes it possible to continuously supply the plurality of orifices 7 of the first wall 20 to form the filaments 8.
  • the installation 2 comprises an annular burner 3.
  • the annular burner 3 is configured to generate a stretching gas flow making it possible to stretch the filaments 8 manufactured at the outlet of the orifices 8 of the first wall 20.
  • the burner 3 has an axis of symmetry coincident with the main axis shaft 17.
  • the burner 3 has a gas outlet arranged above the first annular wall 20.
  • the stretching gas flow leaving the burner 3 has a direction tangential to the first wall 20.
  • the stretching gas flow makes it possible to heat both the first wall 20 and the filaments 8 which form at the outlet of the orifices 8 of the first wall 20. Under the action of the stretching gas flow, the filaments 8 stretch, then break so as to form mineral fibers 1.
  • the mineral fibers 1 are then collected under the plate 6.
  • the stretching gas flow is produced by combustion in the annular burner 3.
  • the annular burner 3 may comprise a combustion chamber 4 and a nozzle 5.
  • the nozzle 5 connects the combustion chamber to the outside of the burner 3.
  • the combustion chamber 4 is supplied with oxidizer and fuel.
  • the combustion reaction is initiated in the combustion chamber. Methane is typically used as a fuel. Air is typically used as an oxidizer.
  • the combustion reaction described above makes it possible both to maintain a gaseous drawing flow having a sufficient drawing temperature at the level of the lips 11 of the nozzle 5, for example between 1100 ° C and 1600 ° C and at the same time to maintain a sufficient gas flow to stretch the filaments 8, for example between 5000 m3/hour and 8000 m3/hour.
  • An aim of the invention is to propose a solution for reducing the quantity of carbon dioxide produced with regard to an installation for the production of mineral fibers known for an equivalent quantity of mineral fibers produced.
  • a pressure PB in the combustion chamber is between 1961 Pa (200 mm CE) and 7845 Pa (800 mm CE), in particular between 4413 Pa (450 mm CE) and 7355 Pa (750 mm CE) and preferably between 5394 Pa (550 mm CE) and 6374 Pa (650 mm)
  • the plate has a diameter DA
  • the nozzle has a section of diameter DT
  • an average momentum of the compounds through the section of the nozzle during the fifth stage is between 2 ⁇ .DT.1961 .(DA+DT) and 2 ⁇ .DT.7354.(DA+DT), notably between 2 ⁇ .DT.4413.(DA+DT) and 2 ⁇ .DT.7355.(DA+DT) and preferably between 2 ⁇ .DT.5393.(DA+DT) and 2 ⁇ .DT.6374.(DA+DT)
  • Another aspect of the invention is an installation for the manufacture of mineral fibers comprising: - an annular burner, the burner comprising a combustion chamber and a nozzle, the nozzle connecting the combustion chamber to the outside of the burner , - a fiberizing plate having orifices, adapted to receive a molten thermoplastic material, in particular a mineral material, and adapted to form filaments of the thermoplastic material from the orifices by centrifugation of the plate, the burner comprising: -a first inlet, configured to receive a first fluid, the first fluid comprising a fuel, the fuel comprising dihydrogen, a volume fraction of dihydrogen in the first fluid being greater than 0.05, the first inlet being fluidly connected to the combustion chamber, - a second inlet, configured to receive a second fluid, the second fluid having a volume fraction of oxygen greater than 0.10, the second inlet being fluidly connected to the combustion chamber.
  • the first inlet is configured to receive a first fluid at a first flow rate
  • the second inlet is configured to receive a second fluid at a second flow rate
  • the installation comprises a control unit configured to control the first flow rate of first fluid and the second flow of second fluid so that the pressure PB in the combustion chamber is between 1961 Pa (200 mm CE) and 7845 Pa (800 mm CE), in particular between 4413 Pa (450 mm CE) and 7355 Pa (750 mm CE) and preferably between 5394 Pa (550 mm CE) and 6374 Pa (650 mm).
  • the installation comprises an injector, the injector comprising a first fluid inlet, a second fluid inlet, a mixing conduit fluidly connected to the first fluid inlet and to the second fluid inlet, and comprising an outlet fluidly connecting the mixing conduit to the combustion chamber, the first inlet of the burner being fluidly connected to the first fluid inlet of the injector, the second inlet of the burner being fluidly connected to the inlet of the second fluid of the injector, the geometry of the injector being configured so that, during an injection of the first fluid and the second fluid into the injector, the first fluid and the second fluid flow along at least a part of the mixing conduit in the same main direction of flow and so as to present a rotation of the second fluid relative to the first fluid around an axis oriented in the main direction of flow.
  • FIG. 10 schematically illustrates a part of a burner comprising an injector according to one embodiment of the invention
  • [44] [Fig.11] - Figure 11 schematically illustrates gas flows in an injector and in a combustion chamber according to one embodiment of the invention
  • [45] [Fig. 12] - Figure 12 schematically illustrates a ring forming an angular deflection element according to one embodiment of the invention
  • [Fig. 13] - Figure 13 schematically illustrates a ring forming an angular deflection element according to one embodiment of the invention
  • [47] [Fig. 14] - Figure 14 schematically illustrates schematically a ring forming an angular deflection element according to one embodiment of the invention.
  • one aspect of the invention is a process 300 for manufacturing mineral fibers 1.
  • the mineral fibers 1 are manufactured by an installation 2.
  • L The installation 2 includes an annular burner 3.
  • the annular burner 3 comprises a combustion chamber 4 and a nozzle 5.
  • the nozzle 5 connects the combustion chamber 4 to the outside of the burner 3.
  • the installation 2 comprises a fiberizing plate 6 having orifices 7.
  • the plate 6 is adapted to receive a molten thermoplastic material, in particular a mineral material and preferably glass.
  • the plate 6 is also adapted to form filaments 8 of the molten thermoplastic material from the orifices 7 by centrifugation of the plate 6.
  • the method 300 comprises a first step 301 of manufacturing the filaments.
  • the first step 301 comprises, in a known manner, a projection by centrifugation of the molten thermoplastic material onto the first annular wall 20. The material then flows into the plurality of orifices 7 of the first annular wall 20 so as to form filaments 8 of the material.
  • the method 300 comprises a second step 302 of injecting a first fluid 9 into the combustion chamber 4 at a first flow rate.
  • the first fluid 9 comprises a fuel.
  • the fuel includes dihydrogen. A volume fraction of dihydrogen in the first fluid 9 is greater than 0.15, in particular greater than 0.2 and preferably greater than 0.5.
  • the fuel may also comprise at least one organic compound.
  • the organic compound(s) may be chosen from methane, biogas, propane and liquefied petroleum gas.
  • the fuel may comprise a mixture of the organic compound(s) and dihydrogen, and preferably a mixture of methane and dihydrogen.
  • the method 300 comprises a third step 303 of injecting a second fluid 10 into the combustion chamber 4 at a second flow rate.
  • the second fluid 10 has a volume fraction of oxygen greater than 0.1.
  • the second fluid 10 is air.
  • the second step 302 and the third step 303 are preferably implemented concomitantly.
  • the method 300 comprises a fourth step 304 of combustion of the fuel injected into the combustion chamber 4 during the second step and of the oxygen injected into the combustion chamber 4 during the third step.
  • the process 300 comprises a fifth step of drawing the filaments 8.
  • the nozzle 5 is arranged so that compounds contained in the combustion chamber 4 following the combustion of the fourth step are evacuated by the nozzle outside the burner 3 then stretch the filaments 8 manufactured during the first step so as to form the mineral fibers 1.
  • Theoretical bases of the invention [58]
  • the fuel can comprise methane and dihydrogen.
  • a stoichiometric combustion reaction of a mixture comprising methane and dihydrogen with air can be modeled by the following equation: [59] [Math 1] ( ) ⁇ ⁇ ( ) ⁇ [60 ] ⁇ ⁇ + ⁇ ⁇ + ⁇ ⁇ ⁇ + 3.76 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ + (2 + ⁇ ) ⁇ ⁇ ⁇ + 3.76 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ in which a is equal to the number of moles of dihydrogen.
  • the AFR dosage can be defined by the following equation: [67] [Math 4] [69] where ⁇ ⁇ is the mass flow rate of air introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the mass flow rate of methane introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the mass flow rate of dihydrogen introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the density of the air when it is introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the flow rate of air when it is introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the density of methane when it is introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the flow rate of methane when it is introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the density of dihydrogen when it is introduced into the combustion chamber, combustion, ⁇ ⁇ is the flow rate of the dihydrogen when it is introduced into the combustion chamber, ⁇ ⁇ is the air pressure entering the combustion chamber 4, R is the universal gas constant perfect, ⁇ ⁇ is the temperature at the inlet of combustion chamber 4, ⁇ ⁇ is the molar mass of air,
  • the ideal AFRst dosage can be defined by the following equation: [71] [Math 5] [73] where ⁇ ⁇ is the quantity of dioxygen introduced into the combustion chamber 4, ⁇ ⁇ is the quantity of nitrogen introduced into the combustion chamber 4, ⁇ ⁇ is the quantity of methane introduced into the chamber of combustion 4 and ⁇ ⁇ is the quantity of dihydrogen introduced into the combustion chamber 4.
  • the general equation for combustion comprising methane and dihydrogen as fuels can be defined by the following formula: [75 ] [Math 6] ⁇ ⁇ [76] ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ + ⁇ ⁇ ⁇ + ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ( ⁇ ⁇ + 3.76 ⁇ ⁇ ) ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ + ⁇ 2 ⁇ ⁇ + ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ + 3.76 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ + ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ( ⁇ ⁇ 1 ) ⁇ [77]
  • the composition of the combustion products it is necessary to know three parameters: the quantity of methane introduced into the combustion chamber 4, the quantity of dihydrogen introduced into the combustion chamber 4 and ⁇ .
  • the nozzle 5 connects the combustion chamber 4 to the outside of the burner 3.
  • One end of the nozzle 5 forms two lips 11 defining a section through which the compounds contained in the combustion chamber 4 are evacuated outside the burner 3 following the combustion of the fourth stage.
  • the section S is defined by the lips 11 of the burner 3.
  • the mass flow M B of momentum decreases for a proportion of dihydrogen which increases during combustion determined by a richness ⁇ constant.
  • Curve (a) illustrates the mass flow MB as a function of the total fuel flow, the fuel comprising only methane, for a richness ⁇ equal to 0.69.
  • Curve (b) illustrates the mass flow MB as a function of the total fuel flow, the fuel comprising 90% methane and 10% dihydrogen, for a richness ⁇ equal to 0.69.
  • Curve (c) illustrates the mass flow MB as a function of the total fuel flow, the fuel comprising 80% methane and 20% dihydrogen, for a richness ⁇ equal to 0.69.
  • Curve (d) illustrates the mass flow MB as a function of the flow rate total fuel, the fuel comprising 70% methane and 30% dihydrogen, for a richness ⁇ equal to 0.69.
  • Curve (e) illustrates the mass flow M B as a function of the total fuel flow, the fuel comprising only dihydrogen, for a richness ⁇ equal to 0.69.
  • the pressure P B in the combustion chamber 4 makes it possible to control the stretching of the filaments 8 so that the mineral fibers 1 formed have thermal and/or acoustic insulation characteristics.
  • the pressure P B in the combustion chamber 4 is between 1961 Pa (200 mm CE) and 7845 Pa (800 mm CE), in particular between 4413 Pa (450 mm CE) and 7355 Pa (750 mm CE) and preferably between 5394 Pa (550 mm CE) and 6374 Pa (650 mm).
  • the rotation speed of the plate can be greater than 2000 rpm.
  • the fiber draw by the plate can be less than 1 kg per day and per orifice 7 of the plate 6, and in particular less than 0.6 kg per day and per orifice 7 of the plate 6.
  • combustion defined by the fourth step 304 is preferably continuous.
  • the pressure PB in the combustion chamber 4 can be maintained between 1961 Pa (200 mm CE) and 7845 Pa (800 mm CE).
  • maintained we mean that the pressure is maintained for a period greater than 10 minutes, in particular greater than one hour, preferably greater than 3 hours.
  • the pressure PB in the combustion chamber 4 can be determined by the geometry of the combustion chamber 4, the geometry of the nozzle 5, the first flow rate, the second flow rate, a composition of the first fluid 9 and a composition of the second fluid 10.
  • the combustion reaction can be maintained in the combustion chamber 4 by introducing a mass flow rate of methane equal to 9.96 kg/h, a mass flow rate of dihydrogen equal to 0.75 kg/h, the volume fraction of dihydrogen in the first fuel thus being 0.07, and a mass flow rate of the second fluid consisting of air equal to 285 kg/h.
  • the combustion reaction described above makes it possible to subject the plate to a mass flow MB equal to 18.9 Kg.m/s 2 by controlling a pressure PB in the combustion chamber 4 equal to 6002 Pa (612 mm CE).
  • the installation may include a control unit.
  • the control unit can be configured to control the first flow rate of first fluid and the second flow rate of second fluid such that the pressure PB in the combustion chamber is between 1961 Pa (200 mm WC) and 7845 Pa (800 mm CE), in particular between 4413 Pa (450 mm CE) and 7355 Pa (750 mm CE) and preferably between 5394 Pa (550 mm CE) and 6374 Pa (650 mm).
  • the installation makes it possible to manufacture mineral fibers 1 having a micronaire of between 3 L/min and 24 L/min, in particular between 6 L/min and 20 L/min using at least partly dihydrogen as fuel.
  • the pressure PB can be calculated according to a predetermined model from the first flow rate and the second flow rate.
  • PB pressure can also be measured by a pressure sensor.
  • the pressure sensor can be chosen from a pitot tube and a sensor arranged on the lips of the burner configured to emit a signal representative of the pressure in the combustion chamber.
  • the fourth step 304 can be preceded by a combustion ignition step. During the combustion ignition stage, a pressure PB in the combustion chamber can be between 0 Pa (0 mm CE) and 1961 Pa (200 mm CE).
  • the plate has a diameter DA and the nozzle has a section with a diameter DT. Due to the pressures PB in the combustion chamber 4 previously defined, an average momentum of the compounds through the section of the nozzle during the fifth stage can be between 2 ⁇ .DT.1961.(DA+DT) and 2 ⁇ .DT.7354.(DA+DT), in particular between 2 ⁇ .DT.4413.(DA+DT) and 2 ⁇ .DT.7355.(DA+DT) and preferably between 2 ⁇ .DT.5393.(DA +DT) and 2 ⁇ .DT.6374.(DA+DT).
  • an average quantity of movement of the compounds through the section of the nozzle during the fifth stage can be between 38, 7 kg.ms -2 and 154 kg.ms -2 , in particular between 87.0 kg.ms -2 and 145 kg.ms- 2 and preferably between 106 kg.ms -2 and 126 kg.ms -2 .
  • an average quantity of movement of the compounds through the section of the nozzle during the fifth stage can be between 57, 7 kg.ms -2 and 231 kg.ms -2 , in particular between 130 kg.ms -2 and 216 kg.ms -2 and preferably between 159 kg.ms -2 and 187 kg.ms -2 .
  • Richness of combustion [96] With reference to Figure 6, the richness ⁇ of an assembly formed by a mixture of the first fluid 9 and the second fluid 10 in the combustion chamber 4 is between 0.40 and 0.90, in particular between 0.50 and 0.80 and preferably between 0.60 and 0.70.
  • Figure 6 illustrates mass flux densities M B as a function of richness ⁇ for a molar ratio between dihydrogen and methane equal to 0.43.
  • the richness ⁇ of the combustion reaction of the fourth step 304 can be determined by the first flow rate, by the second flow rate, by a composition of the first fluid 9 and by a composition of the second fluid 10.
  • Temperature of a lip 11 of the burner 3 [98] With reference to Figure 7, at least one lip 11 defines a limit between the nozzle 5 and the exterior of the burner 3.
  • a temperature of the lip 11 can be calculated as a function of the reagents introduced into the combustion chamber by considering in particular the reaction equations presented previously and the molar enthalpies of the different reactants and products involved in the reaction.
  • Curve (f) illustrates the temperature of lip 11 as a function of the richness ⁇ of the combustion reaction for a zero volume fraction of dihydrogen and for a volume fraction of methane equal to 1.
  • Curve (g) illustrates the temperature of the lip 11 as a function of the richness ⁇ of the combustion reaction for a volume fraction of dihydrogen equal to 0.11 and for a volume fraction of methane equal to 0.89.
  • Curve (h) illustrates the temperature of lip 11 as a function of the richness ⁇ of the combustion reaction for a volume fraction of dihydrogen equal to 0.25 and for a volume fraction of methane equal to 0.75.
  • Curve (i) illustrates the temperature of lip 11 as a function of the richness ⁇ of the combustion reaction for a volume fraction of dihydrogen equal to 0.43 and for a volume fraction of methane equal to 0.57.
  • Curve (j) illustrates the temperature of lip 11 as a function of the richness ⁇ of the combustion reaction for a volume fraction of dihydrogen equal to 1 and for a volume fraction of methane of zero.
  • a temperature measured on the lip 11 can be between 1100 °C and 1600 °C, in particular between 1200 °C and 1550 °C and preferably between 1300 °C and 1550 °C.
  • the volume fraction of dihydrogen in the fuel and/or the richness can be adjusted so that the temperature measured on the lip 11 is included in the ranges defined previously.
  • a richness ⁇ of an assembly formed by a mixture of the first fluid 9 and the second fluid 10 in the combustion chamber 4 is between 0.40 and 0.90, in particular between 0.50 and 0.80 and preferably between 0.60 and 0.70, and a temperature measured on the lip 11 can be between 1100 °C and 1600 °C, in particular between 1200 °C and 1550 °C and preferably between 1300 °C and 1550 °C.
  • the inventors have in fact discovered that it was possible to produce mineral fibers 1 by centrifugation by combining these different parameters and using dihydrogen as fuel.
  • a temperature measured on the lip 11 can be maintained at a temperature between 1100°C and 1600°C during the fourth combustion stage 304.
  • a composition of the first fluid 9 and a composition of the second fluid 10 define a flame speed Sf during the fourth combustion step 304.
  • flame speed is meant the speed of the extension of a flame front during the combustion reaction. The flame speed depends on the rate of fuel and oxidant consumption during the combustion reaction.
  • the first fluid 9 and the second fluid 10 can be mixed, preferably in the burner 3, before being introduced into the combustion chamber 4 so as to form a mixture.
  • the mixture can be injected into the combustion chamber 4 during the second step 302 and during the third step 303.
  • An average speed U of the mixture during its injection into the combustion chamber 4 can be greater than or equal to the speed of flame S f .
  • the flame speed Sf is higher than the average speed U, the flame moves towards the source of the mixture, leading to risks of explosion or damage to the burner.
  • Initial pressure of the first fluid 9 [103]
  • the first fluid 9 and the second fluid 10 can be mixed, preferably in the burner 3, before being injected into the combustion chamber 4.
  • the mixture injected into the chamber combustion 4 can have a pressure greater than 102000 Pa and preferably greater than 103000 Pa. Thus, by increasing the pressure of the mixture, it is possible to increase the temperature of the mixture before combustion.
  • the burner 3 may comprise an injector 12.
  • the injector 12 comprises a first fluid inlet 9, a second fluid inlet 10, a mixing pipe 13 fluidly connected to the first fluid inlet 9 and the second fluid inlet 10.
  • a lateral pipe 24 fluidly connects the first fluid inlet 9 to the mixing pipe 13.
  • the injector 12 includes an outlet 28 separating the mixing pipe 13 to the combustion chamber 4.
  • the geometry of the injector 12 is configured so that, during an injection of the first fluid 9 and the second fluid 10 into the injector 12, the first fluid 9 and the second fluid 10 flows along at least part of the mixing pipe 13 in the same main direction of flow 14 and so as to present a rotation of the second fluid 9 by relative to the first fluid 10 around an axis oriented according to the main direction of flow 14.
  • first fluid 9 and the density of second fluid 10 are more homogeneous in the combustion chamber 4 than in the absence of the injector 12 previously defined. This increases the stability of the flame during combustion. Indeed, it may be advantageous to implement the process in a so-called “lean” regime, that is to say for a wealth less than 0.9. If the first fluid 9 and the second fluid 10 are not distributed homogeneously in the combustion chamber 4, the richness may be locally much lower than the richness predetermined by the flow rates of first fluid 9 and second fluid 10, which may cause flame instability.
  • the injector 12 may comprise an angular deflection element 15 adapted to generate a swirling flow of the first fluid 9 and/or the second fluid 10 in the mixing pipe 13.
  • the angular deflection element 15 makes it possible to implement a flow in which the first fluid 9 and the second fluid 10 flow along at least part of the mixing pipe 13 in the same main direction of flow 14 and so as to present a rotation of the second fluid 9 relative to the first fluid 10 around an axis oriented in the main direction of flow 14.
  • the angular deflection element 15 can be adapted to generate a swirling flow of the first fluid 9 or of the second fluid 10 in the mixing conduit 13.
  • the swirl number S is between 0.10 and 2.00 , preferably between 0.25 and 1.70, more preferably between 0.35 and 1.40, more preferably between 0.45 and 1.10, more preferably between 0.50 and 0.90, more preferably between 0.65 and 0.70.
  • the intensity of the rotary movement of the flow is characterized by the value of the swirl number S at the outlet of injector 12.
  • the angular deflection element 15 can be formed, at least in part, by a ring arranged coaxially with the main direction of flow 14.
  • the ring can be removable.
  • the ring may comprise a pipe adapted to allow the introduction of the swirling flow of first fluid 9 and/or second fluid 10 into the mixing pipe 13 of the injector 12 with an angular deflection angle ⁇ , the value of which is preferably between 10° and 80°, in particular between 20° and 70°, more preferably between 30° and 60°, more preferably between 40° and 50°.
  • ⁇ the value of which is preferably between 10° and 80°, in particular between 20° and 70°, more preferably between 30° and 60°, more preferably between 40° and 50°.
  • the pipe adapted to allow the introduction of the swirling flow can form part of the lateral pipe 24.
  • the angular deflection element can be a set of deflectors arranged in the mixing pipe 13 so as to put in place rotation the flow of the first fluid 9 and the second fluid 10 along an axis following the main direction 14.
  • the burner 3 is configured to separately supply the injector 12 with first fluid 9 and with second fluid 10.
  • the burner 3 can comprise a first inlet 26 of first fluid 9.
  • the injector 12 may comprise an axial pipe 25 fluidly connecting the first inlet 26 to the mixing pipe 13.
  • the burner 3 may comprise a second inlet 27 of second fluid 10.
  • the second inlet 27 can be connected to the lateral pipe 24.
  • the mixture between the first fluid 9 and the second fluid 10 is implemented in the mixing line 13, before being injected into the combustion chamber 4 of the burner 3.
  • a wall of the lateral pipe 24 can have a frustoconical shape, the frustoconical shape having a main axis along the main direction 14.
  • the diameter of the frustoconical shape can be decreasing along the main direction 14.
  • the second fluid 10 can be preheated, preferably by at least 5°C, before being injected into the burner 3.
  • the preheating of the second fluid 10 can be carried out by heat recovery from the gases resulting from the combustion of the fourth stage 304 and/or heat from the glass melting furnace.
  • the swirling flow generated in the mixing line 13 results in a recirculation of the fluids in the combustion chamber 4.
  • the recirculation allows the flame generated during combustion to hang near the outlet of the injector in the combustion chamber 4.
  • the attachment of the flame is favored by the presence of toroidal recirculation zones which bring back part of the burned gases towards the outlet of the injector, which leads to preheating of the gases coming from the injector 12.
  • the axial pipe 25 may have an outlet in the mixing pipe 13.
  • the distance between the outlet of the axial pipe 25 and between the outlet of the injector 13 can be strictly between 0 and 45 mm. So, as the distance is less than 45mm, it is possible to increase the mixing efficiency. In addition, as the distance is strictly greater than zero, it is possible to limit the wear of the injector caused by a high combustion temperature.
  • the distance is in particular greater than 5 mm, preferably greater than 10 mm, preferably greater than 15 mm and preferably greater than 20 mm.
  • the outlet of the injector 12 may have a straight section.
  • straight section we mean that the outlet of the injector 12 is formed by the wall of the mixing pipe 13 at the same point of the main direction 14.
  • the inventors have noted that the bevel cut of an outlet from an injector, as practiced in the state of the art, opposes a swirling circulation of the oxidizer/fuel mixture and therefore reduces the beneficial technical effects linked to it.
  • cutting the injector outlet into a straight section makes it possible to increase the stability of the flame during combustion.
  • the combustion chamber 4 is at least formed by a wall.
  • the wall includes a distal part.
  • the outlet 28 can be arranged in the center of the distal part with respect to the main axis , that the flame is more homogeneous and more stable.
  • a section of the outlet 28 can have a suitable diameter determined by the stabilization distance between the flame and the outlet 28.
  • the smaller the diameter the greater the speed of the flow of the mixture at the outlet 28, which increases the flame stabilization distance.
  • the flame is then said to be “lifted”. Beyond a certain ejection speed value, the flame is said to be “blown”.
  • the larger the diameter the smaller the speed of the flow at the outlet 28.
  • Below a determined flow speed of the mixture at the outlet 28 the flame risks stabilizing inside the injector 12, which is to be avoided.
  • the burner 3 may comprise several injectors 12.
  • the burner 3 may comprise a crown for distributing the first fluid 9 and/or the second fluid 10 in the injectors 12.
  • the crown may comprise inlets uniformly distributed around its periphery.
  • the number of inputs can be equal to the number of injectors.
  • the fluid flow can be homogeneous in the injectors 12.
  • Increasing the number of inlets of the crown makes it possible to increase the homogeneity of the fluid distribution in the injectors.

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Abstract

La présente invention concerne un procédé de fabrication de fibres minérales par une installation comprenant un brûleur annulaire, le brûleur comprenant une chambre de combustion et une tuyère, la tuyère reliant la chambre de combustion à l'extérieur du brûleur, une assiette de fibrage adaptée pour former des filaments à partir par centrifugation, le procédé comprenant au moins une étape d'injection d'un premier fluide dans la chambre de combustion à un premier débit, le premier fluide comprenant un combustible, le combustible comprenant du dihydrogène, une fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide étant supérieure à 0,05. La pression dans la chambre de combustion est comprise entre 1961 Pa et 7845 Pa.

Description

Description Titre de l'invention : Procédé de fabrication de fibres minérales par centrifugation à basse émission en dioxyde de carbone Domaine de l’invention [1] La présente invention concerne un procédé de fabrication de fibres minérales par centrifugation interne et une installation adaptée à la mise en œuvre de ce procédé. Le procédé peut être notamment appliqué à la fabrication industrielle de laine de verre. Etat de la technique [2] Il est connu de fabriquer une laine minérale par un procédé de centrifugation interne. En référence à la figure 1, le document FR305767 décrit une installation 2 connue pour la fabrication de fibres minérales 1 par centrifugation interne comprenant une assiette 6 de fibrage, un panier 16 et un arbre 17 agencé selon un axe principal X. L’arbre 17 est configuré pour être entraîné en rotation par un moteur non représenté. L’arbre 17 est creux, de sorte à former une conduite 18 dans laquelle peut s’écouler un matériau thermoplastique fondu. Le matériau thermoplastique est de préférence du verre. L’installation 2 est configurée pour être agencée de sorte que l’axe principal X est vertical dans un référentiel terrestre et que le matériau thermoplastique peut être versé dans la conduite 18 pour tomber dans le panier 16. La conduite 18 est reliée fluidiquement à une alimentation en matériau thermoplastique fondu à l’une de ses extrémités. L’assiette 6 et le panier 16 sont montés fixes à l’autre extrémité de l’arbre par l’intermédiaire d’une tulipe 19. [3] L’assiette 6 comprend une première paroi 20 annulaire et un voile 21. La première paroi 20 annulaire est percée par une pluralité d’orifices 7. Le voile 21 est agencé entre la première paroi 20 annulaire et la tulipe 19. Le voile 21 forme une partie supérieure de l’assiette 6. Un diamètre Da de l’assiette est défini comme étant égal au double d’un rayon Ra de l’assiette 6. Le rayon Ra est défini par la distance entre l’axe principal X et un point A de la première paroi 20 le plus éloigné de l’axe principal X. [4] Le panier 16 comprend une deuxième paroi 22 annulaire. La deuxième paroi 22 annulaire est percée par une pluralité d’orifices. Un diamètre Dp du panier 16 est défini comme étant égal au double d’un rayon Rp du panier 16. Le rayon Rp est défini par la distance entre l’axe principal X et un point B de la deuxième paroi 22 le plus éloigné de l’axe principal X. Le panier est monté à l’intérieur de l’assiette de fibrage. [5] Lors de la fabrication de fibres minérales 1 par l’installation 2, l’arbre 17, l’assiette 6 de fibrage et le panier 16 sont entraînés de manière solidaire en rotation autour de l’axe principal X. Le matériau thermoplastique fondu est versé dans la conduite 18 de l’arbre 17 depuis l’alimentation en matériau thermoplastique et s’écoule dans la conduite 18 jusqu’au panier 16. Le matériau est projeté sur la deuxième paroi 22 annulaire par une centrifugation entraînée par l’ensemble de l’arbre 17, de l’assiette 6 de fibrage et du panier 16. Le matériau s’écoule ensuite dans la pluralité d’orifices de la deuxième paroi 22 annulaire avant d’être projeté sur la première paroi annulaire 20. Le matériau s’écoule ensuite dans la pluralité d’orifices 7 de la première paroi 20 annulaire de sorte à former des filaments 8 du matériau. [6] Lors de la projection du matériau sur la première paroi 20 annulaire, une réserve de matériau est formée dans l’assiette 6 de fibrage. La réserve permet d’alimenter de manière continue la pluralité d’orifices 7 de la première paroi 20 pour former les filaments 8. [7] L’installation 2 comprend un brûleur 3 annulaire. Le brûleur 3 annulaire est configuré pour générer un écoulement gazeux d’étirage permettant d’étirer les filaments 8 fabriqués en sortie des orifices 8 de la première paroi 20. Le brûleur 3 présente un axe de symétrie confondu avec l’axe principal X de l’arbre 17. Le brûleur 3 présente une sortie gazeuse agencée au-dessus de la première paroi 20 annulaire. L’écoulement gazeux d’étirage sortant du brûleur 3 présente une direction tangentielle à la première paroi 20. L’écoulement gazeux d’étirage permet de chauffer à la fois la première paroi 20 et les filaments 8 qui se forment en sortie des orifices 8 de la première paroi 20. Sous l’action de l’écoulement gazeux d’étirage, les filaments 8 s’étirent, puis rompent de sorte à former des fibres minérales 1. Les fibres minérales 1 sont ensuite collectées sous l’assiette 6. [8] En référence au document WO 03/069226, l’écoulement gazeux d’étirage est produit par une combustion dans le brûleur 3 annulaire. Le brûleur 3 annulaire peut comprendre une chambre de combustion 4 et une tuyère 5. La tuyère 5 relie la chambre de combustion à l’extérieur du brûleur 3. La chambre de combustion 4 est alimentée en comburant et en combustible. La réaction de combustion est initiée dans la chambre de combustion. Le méthane est typiquement utilisé comme combustible. L’air est typiquement utilisé comme comburant. La réaction de combustion décrite précédemment permet à la fois de maintenir un écoulement gazeux d’étirage présentant une température d’étirage suffisante au niveau des lèvres 11 de la tuyère 5, par exemple entre 1100 °C et 1600 °C et à la fois de maintenir un débit gazeux suffisant pour étirer les filaments 8, par exemple compris entre 5000 m³/heure et 8000 m³/heure. [9] Cependant, la réaction de combustion décrite précédemment produit du dioxyde de carbone en très grande quantité et peut produire de l’oxyde d’azote, des oxydes de soufre, du monoxyde de carbone, et des hydrocarbures non consommés par la réaction. Il est pourtant désirable de réduire la production de tels éléments pour des motifs sanitaires et/ou environnementaux. Exposé de l’invention [10] Un but de l’invention est de proposer une solution pour diminuer la quantité de dioxyde de carbone produite au regard d’une installation pour la production de fibres minérales connue pour une quantité de fibres minérales produites équivalentes. [11] Ce but est atteint dans le cadre de la présente invention grâce à un procédé de fabrication de fibres minérales par une installation comprenant : - un brûleur annulaire, le brûleur comprenant une chambre de combustion et une tuyère, la tuyère reliant la chambre de combustion à l’extérieur du brûleur, - une assiette de fibrage présentant des orifices, adaptée pour recevoir un matériau thermoplastique fondu, notamment un matériau minéral, préférentiellement du verre, et adaptée pour former des filaments du matériau thermoplastique à partir des orifices par centrifugation de l’assiette, le procédé comprenant au moins : - une première étape de fabrication des filaments, - une deuxième étape d’injection d’un premier fluide dans la chambre de combustion à un premier débit, le premier fluide comprenant un combustible, le combustible comprenant du dihydrogène, une fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide étant supérieure à 0,05, - une troisième étape d’injection d’un deuxième fluide dans la chambre de combustion à un deuxième débit, le deuxième fluide présentant une fraction volumique d’oxygène supérieure à 0,10, - une quatrième étape de combustion du combustible et de l’oxygène introduits dans la chambre de combustion lors de la deuxième étape et de la troisième étape, - une cinquième étape d’étirage des filaments, la tuyère étant agencée de sorte que des composés contenus dans la chambre de combustion suite à la combustion de la quatrième étape sont évacués par la tuyère en dehors du brûleur puis étirent les filaments fabriqués lors de la première étape de sorte à former les fibres minérales. [12] La présente invention est avantageusement complétée par les caractéristiques suivantes, prises individuellement ou en l’une quelconque de leurs combinaisons techniquement possibles : [13] - lors de la quatrième étape, une pression PB dans la chambre de combustion est comprise entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE), notamment entre 4413 Pa (450 mm CE) et 7355 Pa (750 mm CE) et préférentiellement entre 5394 Pa (550 mm CE) et 6374 Pa (650 mm), [14] – l’assiette présente un diamètre DA, la tuyère présente une section de diamètre DT, et une quantité de mouvement moyenne des composés au travers de la section de la tuyère lors de la cinquième étape est comprise entre 2π.DT.1961.(DA+DT) et 2π.DT.7354.(DA+DT), notamment comprise entre 2π.DT.4413.(DA+DT) et 2π.DT.7355.(DA+DT) et préférentiellement comprise entre 2π.DT.5393.(DA+DT) et 2π.DT.6374.(DA+DT), [15] – une richesse ^ d’un ensemble formé par un mélange du premier fluide et du deuxième fluide dans la chambre de combustion est comprise entre 0,40 et 0,90, notamment comprise entre 0,50 et 0,80 et de préférence comprise entre 0,60 et 0,70, [16] - le combustible comprend un composé organique et préférentiellement du méthane, [17] - une lèvre définit une limite entre la tuyère et l’extérieur du brûleur, et, lors de la quatrième étape, une température mesurée sur la lèvre est comprise entre 1100 °C et 1600 °C, notamment entre 1200 °C et 1550 °C et préférentiellement entre 1300 °C et 1550 °C, [18] - une composition du premier fluide et une composition du deuxième fluide définissent une vitesse de flamme Sf lors de la quatrième étape de combustion, et le premier fluide et le deuxième fluide sont mélangés, de préférence dans le brûleur, avant d’être introduits dans la chambre de combustion de sorte à former un mélange, le mélange étant injecté dans la chambre de combustion lors de la deuxième étape et lors de la troisième étape, la vitesse moyenne U du mélange lors de l’injection du mélange dans la chambre de combustion étant supérieure ou égale à la vitesse de flamme Sf, [19] - le premier fluide et le deuxième fluide sont mélangés, de préférence dans le brûleur, avant d’être introduits dans la chambre de combustion de sorte à former un mélange, le mélange présentant une pression supérieure à 102000 Pa, et de préférence supérieure à 103000 Pa, [20] - le premier fluide et le deuxième fluide sont mélangés dans le brûleur avant d’être introduits dans la chambre de combustion, [21] - le brûleur comprend un injecteur, l’injecteur comprenant une entrée de premier fluide, une entrée de deuxième fluide, un conduit de mélange relié fluidiquement à l’entrée de premier fluide et à l’entrée de deuxième fluide, et comprenant une sortie reliant fluidiquement le conduit de mélange à la chambre de combustion, la géométrie de l’injecteur étant configurée pour que, lors d’une injection du premier fluide et du deuxième fluide dans l’injecteur, le premier fluide et le deuxième fluide s’écoulent le long d’au moins une partie du conduit de mélange selon une même direction principale d’écoulement et de sorte à présenter une rotation du deuxième fluide par rapport au premier fluide autour d’un axe orienté selon la direction principale d’écoulement, [22] - l’injecteur comprend un élément de déflexion angulaire adapté pour générer un écoulement tourbillonnaire du premier fluide et/ou du deuxième fluide dans le conduit de mélange, [23] - la fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide est comprise entre 0,15 et 0,20, et le premier fluide et le deuxième fluide sont mélangés avant d’être injectés dans le brûleur, [24] - le brûleur est configuré pour alimenter l’injecteur séparément en premier fluide et en deuxième fluide, [25] – la géométrie de la tuyère, la géométrie du brûleur, le premier débit, le deuxième débit, une composition du premier fluide et une composition du deuxième fluide sont déterminés de sorte que la pression PB dans la chambre de combustion est comprise entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE), notamment entre 4413 Pa (450 mm CE) et 7355 Pa (750 mm CE) et préférentiellement entre 5394 Pa (550 mm CE) et 6374 Pa (650 mm), [26] – l’assiette présente un diamètre DA, la tuyère présente une section de diamètre DT et la géométrie de la tuyère, la géométrie du brûleur, le premier débit, le deuxième débit, une composition du premier fluide et une composition du deuxième fluide sont déterminés de sorte que la quantité de mouvement moyenne des composés au travers de la section de la tuyère lors de la cinquième étape est comprise entre 2π.DT.1961.(DA+DT) et 2π.DT.7354.(DA+DT), notamment comprise entre 2π.DT.4413.(DA+DT) et 2π.DT.7355.(DA+DT) et préférentiellement comprise entre 2π.DT.5393.(DA+DT) et 2π.DT.6374.(DA+ DT), [27] - le premier débit, le deuxième débit, une composition du premier fluide et une composition du deuxième fluide sont choisis de sorte qu’une richesse ^ d’un ensemble formé par un mélange du premier fluide et du deuxième fluide dans la chambre de combustion est comprise entre 0,40 et 0,90, notamment comprise entre 0,50 et 0,80 et de préférence comprise entre 0,60 et 0,70, [28] - le premier fluide présente une fraction volumique en dihydrogène supérieure à 0,2, notamment supérieure à 0,5. [29] Un autre aspect de l’invention est une installation pour la fabrication de fibres minérales comprenant : - un brûleur annulaire, le brûleur comprenant une chambre de combustion et une tuyère, la tuyère reliant la chambre de combustion à l’extérieur du brûleur, - une assiette de fibrage présentant des orifices, adaptée pour recevoir un matériau thermoplastique fondu, notamment un matériau minéral, et adaptée pour former des filaments du matériau thermoplastique à partir des orifices par centrifugation de l’assiette, le brûleur comprenant : -une première entrée, configurée pour recevoir un premier fluide, le premier fluide comprenant un combustible, le combustible comprenant du dihydrogène, une fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide étant supérieure à 0,05, la première entrée étant reliée fluidiquement à la chambre de combustion, - une deuxième entrée, configurée pour recevoir un deuxième fluide, le deuxième fluide présentant une fraction volumique d’oxygène supérieure à 0,10, la deuxième entrée étant reliée fluidiquement à la chambre de combustion. [30] Avantageusement, la première entrée est configurée pour recevoir un premier fluide à un premier débit, la deuxième entrée est configurée pour recevoir un deuxième fluide à un deuxième débit, et l’installation comprend une unité de contrôle configurée pour contrôler le premier débit de premier fluide et le deuxième débit de deuxième fluide de sorte que la pression PB dans la chambre de combustion est comprise entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE), notamment entre 4413 Pa (450 mm CE) et 7355 Pa (750 mm CE) et préférentiellement entre 5394 Pa (550 mm CE) et 6374 Pa (650 mm). [31] Avantageusement, l’installation comprend un injecteur, l’injecteur comprenant une entrée de premier fluide, une entrée de deuxième fluide, un conduit de mélange relié fluidiquement à l’entrée de premier fluide et à l’entrée de deuxième fluide, et comprenant une sortie reliant fluidiquement le conduit de mélange à la chambre de combustion, la première entrée du brûleur étant reliée fluidiquement à l’entrée de premier fluide de l’injecteur, la deuxième entrée du brûleur étant reliée fluidiquement à l’entrée de deuxième fluide de l’injecteur, la géométrie de l’injecteur étant configurée pour que, lors d’une injection du premier fluide et du deuxième fluide dans l’injecteur, le premier fluide et le deuxième fluide s’écoulent le long d’au moins une partie du conduit de mélange selon une même direction principale d’écoulement et de sorte à présenter une rotation du deuxième fluide par rapport au premier fluide autour d’un axe orienté selon la direction principale d’écoulement. [32] Description des figures [33] D’autres caractéristiques, buts et avantages de l’invention ressortiront de la description qui suit, qui est purement illustrative et non limitative, et qui doit être lue en regard des dessins annexés sur lesquels : [34] [Fig.1] - la figure 1 illustre schématiquement une installation de production de fibres minérales connue, [35] [Fig. 2] - la figure 2 illustre schématiquement une installation de production de fibres minérales selon un mode de réalisation de l’invention, [36] [Fig.3] - la figure 3 illustre schématiquement un procédé selon un mode de réalisation de l’invention, [37] [Fig.4] - la figure 4 illustre schématiquement l’étirage de filaments selon un mode de réalisation de l’invention, [38] [Fig. 5] - la figure 5 illustre une variation d’un flux massique de quantité de mouvement avec un débit total de combustible introduit dans une chambre de combustion, [39] [Fig. 6] - la figure 6 illustre une variation d’un flux massique de quantité de mouvement avec une richesse des réactifs injectés dans une chambre de combustion, [40] [Fig. 7] - la figure 7 illustre une variation de la température d’une lèvre d’un brûleur avec une richesse des réactifs injectés dans une chambre de combustion, [41] [Fig. 8] - la figure 8 illustre schématiquement la stabilisation d’une flamme dans une chambre de combustion, [42] [Fig. 9] - la figure 9 illustre schématiquement une partie d’un injecteur selon un mode de réalisation de l’invention, [43] [Fig. 10] - la figure 10 illustre schématiquement une partie d’un brûleur comprenant un injecteur selon un mode de réalisation de l’invention, [44] [Fig.11] - la figure 11 illustre schématiquement des écoulements gazeux dans un injecteur et dans une chambre de combustion selon un mode de réalisation de l’invention, [45] [Fig. 12] - la figure 12 illustre schématiquement une bague formant un élément de déflexion angulaire selon un mode de réalisation de l’invention, [46] [Fig. 13] - la figure 13 illustre schématiquement une bague formant un élément de déflexion angulaire selon un mode de réalisation de l’invention, [47] [Fig. 14] - la figure 14 illustre schématiquement illustre schématiquement une bague formant un élément de déflexion angulaire selon un mode de réalisation de l’invention. [48] Sur l’ensemble des figures, les éléments similaires portent des références identiques. Définition [49] On entend par « richesse ^ » d’une réaction de combustion un rapport entre, d’une part, le rapport entre la masse de carburant et entre la masse d’air utilisées dans une réaction de combustion, et d’autre part, le rapport entre la masse de carburant et entre la masse d’air utilisées dans une réaction de la même combustion dans des conditions stœchiométriques. Description détaillée de l’invention [50] En référence à la figure 2 et à la figure 3, un aspect de l’invention est un procédé 300 de fabrication de fibres minérales 1. Les fibres minérales 1 sont fabriquées par une installation 2. L’installation 2 comprend un brûleur 3 annulaire. Le brûleur 3 annulaire comprend une chambre de combustion 4 et une tuyère 5. La tuyère 5 relie la chambre de combustion 4 à l’extérieur du brûleur 3. [51] L’installation 2 comprend une assiette 6 de fibrage présentant des orifices 7. L’assiette 6 est adaptée pour recevoir un matériau thermoplastique fondu, notamment un matériau minéral et de préférence du verre. L’assiette 6 est également adaptée pour former des filaments 8 du matériau thermoplastique fondu à partir des orifices 7 par centrifugation de l’assiette 6. [52] Le procédé 300 comprend une première étape 301 de fabrication des filaments. La première étape 301 comprend de manière connue une projection par centrifugation du matériau thermoplastique fondu sur la première paroi annulaire 20. Le matériau s’écoule ensuite dans la pluralité d’orifices 7 de la première paroi 20 annulaire de sorte à former des filaments 8 du matériau. [53] Le procédé 300 comprend une deuxième étape 302 d’injection d’un premier fluide 9 dans la chambre de combustion 4 à un premier débit. Le premier fluide 9 comprend un combustible. Le combustible comprend du dihydrogène. Une fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide 9 est supérieure à 0,15, notamment supérieure à 0,2 et de préférence supérieure à 0,5. Le combustible peut également comprendre au moins un composé organique. Le ou les composé(s) organique(s) peuvent être choisis parmi du méthane, du biogaz, du propane et du gaz de pétrole liquéfié. Le combustible peut comprendre un mélange du ou des composé(s) organique(s) et de dihydrogène, et de préférence un mélange de méthane et de dihydrogène. [54] Le procédé 300 comprend une troisième étape 303 d’injection d’un deuxième fluide 10 dans la chambre de combustion 4 à un deuxième débit. Le deuxième fluide 10 présente une fraction volumique d’oxygène supérieure à 0,1. De préférence, le deuxième fluide 10 est de l’air. La deuxième étape 302 et la troisième étape 303 sont de préférence mises en œuvre de manière concomitante. [55] Le procédé 300 comprend une quatrième étape 304 de combustion du combustible injecté dans la chambre de combustion 4 lors de la deuxième étape et de l’oxygène injecté dans la chambre de combustion 4 lors de la troisième étape. [56] Le procédé 300 comprend une cinquième étape d’étirage des filaments 8. La tuyère 5 est agencée de sorte que des composés contenus dans la chambre de combustion 4 suite à la combustion de la quatrième étape sont évacués par la tuyère en dehors du brûleur 3 puis étirent les filaments 8 fabriqués lors de la première étape de sorte à former les fibres minérales 1. Ainsi, de par le remplacement d’une partie de l’hydrocarbure utilisé pour la combustion par du dihydrogène, il est possible de diminuer la quantité de dioxyde de carbone produite tout en étirant une quantité de filaments constante de sorte à produire des fibres minérales par centrifugation. [57] Bases théoriques de l’invention [58] Le combustible peut comprendre du méthane et du dihydrogène. Une réaction de combustion stœchiométrique d’un mélange comprenant du méthane et du dihydrogène avec de l’air peut être modélisée par l’équation suivante : [59] [Math 1] ( ) ^^^^ ^ ( ) ^^^ [60] ^^^ + ^^^ + ^ ^^ + 3.76 ^^ → ^^^ + (2 + ^)^^^ + 3.76 ^ ^ ^ ^^ dans laquelle a est égale au nombre de moles de dihydrogène. [61] Une réaction de combustion en excès d’air d’un mélange comprenant du méthane et du dihydrogène avec de l’air peut être modélisée par l’équation suivante : [62] [Math 2] [63] (^^^ + ^^^ ) + ^^^^ ^ ^ ^(^^ + 3.76 ^^^^ ^ ^ (^ − 1)^^ où λ est le rapport d’air qui est défini par l’équation suivante : [64] [Math 3] ^ ^^^ [65] ^ = ^ = ^^^ ^^ où ^ est la richesse, AFR est le dosage, également appelé en anglais air fuel ratio, et AFRst est le dosage idéal, également appelé dosage stœchiométrique ou en anglais stoichiometric air fuel ratio. [66] Le dosage AFR peut être défini par l’équation suivante : [67] [Math 4] [69] où ṁ^^^ est le débit massique d’air introduit dans la chambre de combustion, ṁ^^^ est le débit massique de méthane introduit dans la chambre de combustion, ṁ^^ est le débit massique de dihydrogène introduit dans la chambre de combustion, ^^^^ est la densité de l’air lors de son introduction dans la chambre de combustion, ^^^^ est le débit d’air lors de son introduction dans la chambre de combustion, ^^^^ est la densité de méthane lors de son introduction dans la chambre de combustion, ^^^^ est le débit du méthane lors de son introduction dans la chambre de combustion, ^^^ est la densité de dihydrogène lors de son introduction dans la chambre de combustion, ^^^ est le débit du dihydrogène lors de son introduction dans la chambre de combustion, ^^^^^^^^ est la pression d’air en entrée de la chambre de combustion 4, R est la constante universelle des gaz parfaits, ^^^^^^^^ est la température en entrée de la chambre de combustion 4, ^^^^ est la masse molaire de l’air, ^^^^ est la masse molaire du méthane et ^^^ est la masse molaire du dihydrogène. [70] Le dosage idéal AFRst peut être défini par l’équation suivante : [71] [Math 5] [73] où ^^^ est la quantité de dioxygène introduite dans la chambre de combustion 4, ^^^ est la quantité d’azote introduite dans la chambre de combustion 4, ^^^^ est la quantité de méthane introduite dans la chambre de combustion 4 et ^^^ est la quantité de dihydrogène introduite dans la chambre de combustion 4. [74] Ainsi, l’équation générale de la combustion comprenant du méthane et du dihydrogène comme combustibles peut être définie par la formule suivante : [75] [Math 6] ^ ^^ [76] ^^^^^^^^ + ^^^^ + ^ ^^^^ ^ ^ ^(^^ + 3.76 ^^) → ^^^^^^^ + ^2^^^^ + ^^^ ^^^^^^^ ^^ + 3.76^ ^ ^ ^ ^^ + ^^^^^^^^ ^ ^ ( ^ − 1 ) ^^ [77] Ainsi, pour connaître la composition des produits de la combustion, il est nécessaire de connaître trois paramètres : la quantité de méthane introduite dans la chambre de combustion 4, la quantité de dihydrogène introduite dans la chambre de combustion 4 et λ. De plus, il est possible de calculer une température de flamme adiabatique et une température des lèvres 11 à partir des équations précédentes en calculant les enthalpies molaires des produits et des réactifs de l’équation précédente. [78] Etirage des filaments 8 [79] La cinquième étape 305 d’étirage des filaments 8 permet de former les fibres minérales 1 en appliquant une force aérodynamique entraînée par les composés expulsés de la chambre de combustion 4 sur les filaments 8 lors de la combustion de la quatrième étape 304. L’accélération de l’étirage entraîné par cette force aérodynamique contrôle le diamètre des fibres minérales 1. [80] En référence à la figure 4, l’étirage des filaments 8 est localement contrôlé par une densité surfacique jp de flux de quantité de mouvement aux lèvres 11 du brûleur 3. La densité surfacique jp est définie par l’équation suivante : [81] [Math 7] [82] ^^ = ∬^ ^^. ^^ [83] où MB est un flux massique de quantité de mouvement et où S est une section au travers de laquelle les composés contenus dans la chambre de combustion 4 sont évacués par la tuyère en dehors du brûleur 3 suite à la combustion de la quatrième étape. La tuyère 5 relie la chambre de combustion 4 à l’extérieur du brûleur 3. Une extrémité de la tuyère 5 forme deux lèvres 11 définissant une section au travers de laquelle les composés contenus dans la chambre de combustion 4 sont évacués en dehors du brûleur 3 suite à la combustion de la quatrième étape. La section S est définie par les lèvres 11 du brûleur 3. [84] En référence à la figure 5, le flux massique MB de quantité de mouvement diminue pour une proportion en dihydrogène qui augmente lors d’une combustion déterminée par une richesse ^ constante. La courbe (a) illustre le flux massique MB en fonction du débit total de combustible, le combustible comprenant uniquement du méthane, pour une richesse ^ égale à 0,69. La courbe (b) illustre le flux massique MB en fonction du débit total de combustible, le combustible comprenant 90 % de méthane et 10 % de dihydrogène, pour une richesse ^ égale à 0,69. La courbe (c) illustre le flux massique MB en fonction du débit total de combustible, le combustible comprenant 80 % de méthane et 20 % de dihydrogène, pour une richesse ^ égale à 0,69. La courbe (d) illustre le flux massique MB en fonction du débit total de combustible, le combustible comprenant 70 % de méthane et 30 % de dihydrogène, pour une richesse ^ égale à 0,69. La courbe (e) illustre le flux massique MB en fonction du débit total de combustible, le combustible comprenant uniquement du dihydrogène, pour une richesse ^ égale à 0,69. [85] Le flux massique MB de quantité de mouvement est défini par l’équation suivante : [86] [Math 8] [87] ^^ = ^^. ^^ = ^^. ^ [88] où QB est le débit massique de composés évacués en dehors du brûleur 3, UB est la vitesse des composés évacués en dehors du brûleur 3 et PB est la pression dans la chambre de combustion 4. [89] Ainsi, la pression PB dans la chambre de combustion 4 permet de contrôler l’étirage des filaments 8 de sorte que les fibres minérales 1 formées présentent des caractéristiques d’isolation thermique et/ou acoustique. De préférence, lors de la quatrième étape 304, la pression PB dans la chambre de combustion 4 est comprise entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE), notamment entre 4413 Pa (450 mm CE) et 7355 Pa (750 mm CE) et préférentiellement entre 5394 Pa (550 mm CE) et 6374 Pa (650 mm). Ainsi, il est possible de fabriquer des fibres minérales 1 présentant un micronaire compris entre 3 L/min et 24 L/min, notamment entre 6 L/min et 20 L/min en utilisant au moins en partie du dihydrogène comme combustible. La vitesse de rotation de l’assiette peut être supérieure à 2000 tr/m. La tirée de fibre par l’assiette peut être inférieure à 1 kg par jour et par orifice 7 de l’assiette 6, et notamment inférieur à 0,6 kg par jour et par orifice 7 de l’assiette 6. [90] La combustion définie par la quatrième étape 304 est de préférence continue. Ainsi, lors de la quatrième étape 304, la pression PB dans la chambre de combustion 4 peut être maintenue entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE). Par « maintenue » on entend que la pression est maintenue pendant une durée supérieure à 10 minutes, notamment supérieure à une heure, préférentiellement supérieure à 3 heures. [91] La pression PB dans la chambre de combustion 4 peut être déterminée par la géométrie de la chambre de combustion 4, la géométrie de la tuyère 5, le premier débit, le deuxième débit, une composition du premier fluide 9 et une composition du deuxième fluide 10. Par exemple, on peut utiliser une chambre de combustion 4 et une tuyère 5 décrites dans le document WO 03/069226. La réaction de combustion peut être maintenue dans la chambre de combustion 4 en introduisant un débit massique de méthane égal à 9,96 kg/h, un débit massique de dihydrogène égal à 0,75 kg/h, la fraction volumique du dihydrogène dans le premier combustible étant ainsi de 0,07, et un débit massique du deuxième fluide constitué d’air égal à 285 kg/h. La réaction de combustion décrite précédemment permet de soumettre à l’assiette un flux massique MB égal à 18.9 Kg.m/s2 en contrôlant une pression PB dans la chambre de combustion 4 égale à 6002 Pa (612 mm CE). [92] L’installation peut comprendre une unité de contrôle. L’unité de contrôle peut être configurée pour contrôler le premier débit de premier fluide et le deuxième débit de deuxième fluide de sorte que la pression PB dans la chambre de combustion est comprise entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE), notamment entre 4413 Pa (450 mm CE) et 7355 Pa (750 mm CE) et préférentiellement entre 5394 Pa (550 mm CE) et 6374 Pa (650 mm). Ainsi, l’installation permet de fabriquer des fibres minérales 1 présentant un micronaire compris entre 3 L/min et 24 L/min, notamment entre 6 L/min et 20 L/min en utilisant au moins en partie du dihydrogène comme combustible. La pression PB peut être calculée selon un modèle prédéterminé à partir du premier débit et du deuxième débit. La pression PB peut également être mesurée par un capteur de pression. Le capteur de pression peut être choisi parmi un tube de pitot et un capteur agencé sur les lèvres du brûleur configuré pour émettre un signal représentatif de la pression dans la chambre de combustion. [93] La quatrième étape 304 peut être précédée d’une étape d’allumage de la combustion. Lors de l’étape d’allumage de la combustion, une pression PB dans la chambre de combustion peut être comprise entre 0 Pa (0 mm CE) et 1961 Pa (200 mm CE). [94] L’assiette présente un diamètre DA et la tuyère présente une section de diamètre DT. De par les pressions PB dans la chambre de combustion 4 précédemment définies, une quantité de mouvement moyenne des composés au travers de la section de la tuyère lors de la cinquième étape peut être comprise entre 2π.DT.1961.(DA+DT) et 2π.DT.7354.(DA+DT), notamment comprise entre 2π.DT.4413.(DA+DT) et 2π.DT.7355.(DA+DT) et préférentiellement comprise entre 2π.DT.5393.(DA+DT) et 2π.DT.6374.(DA+DT). Pour un diamètre DT égal à 7,7 mm et pour un diamètre DA de l’assiette égal à 400 mm, une quantité de mouvement moyenne des composés au travers de la section de la tuyère lors de la cinquième étape peut être comprise entre 38,7 kg.m.s-2 et 154 kg.m.s-2, notamment comprise entre 87,0 kg.m.s-2 et 145 kg.m.s- 2 et préférentiellement comprise entre 106 kg.m.s-2 et 126 kg.m.s-2. Pour un diamètre DT égal à 7,7 mm et pour un diamètre DA de l’assiette égal à 600 mm, une quantité de mouvement moyenne des composés au travers de la section de la tuyère lors de la cinquième étape peut être comprise entre 57,7 kg.m.s-2 et 231 kg.m.s-2, notamment comprise entre 130 kg.m.s-2 et 216 kg.m.s-2 et préférentiellement comprise entre 159 kg.m.s-2 et 187 kg.m.s-2. [95] Richesse de la combustion [96] En référence à la figure 6, la richesse ^ d’un ensemble formé par un mélange du premier fluide 9 et du deuxième fluide 10 dans la chambre de combustion 4 est comprise entre 0,40 et 0,90, notamment comprise entre 0,50 et 0,80 et de préférence comprise entre 0,60 et 0,70. Ainsi, il est possible de compenser une diminution de la densité de flux massique MB entraînée par l’utilisation de dihydrogène dans la combustion par une proportion de deuxième fluide 10 injecté dans la chambre 4 plus élevée. Cela permet de mettre en œuvre une combustion dans laquelle on utilise du dihydrogène comme combustible tout en produisant une densité de flux massique MB suffisante pour étirer les filaments 8 formés par centrifugation. Pour des valeurs de richesse inférieures à 0,40, la stabilité d’une flamme dans la chambre de combustion 4 lors de la combustion n’est pas assurée. Pour des valeurs de richesse supérieures à 0,90, la densité de flux massique MB est trop petite pour étirer les filaments 8 de sorte à former les fibres minérales 1, et du combustible est présent dans les composés évacués, ce qui est polluant. La figure 6 illustre des densités de flux massique MB en fonction de la richesse ^ pour un rapport molaire entre le dihydrogène et le méthane égal à 0,43. La richesse ^ de la réaction de combustion de la quatrième étape 304 peut être déterminée par le premier débit, par le deuxième débit, par une composition du premier fluide 9 et par une composition du deuxième fluide 10. [97] Température d’une lèvre 11 du brûleur 3 [98] En référence à la figure 7, au moins une lèvre 11 définit une limite entre la tuyère 5 et l’extérieur du brûleur 3. Une température de la lèvre 11 peut être calculée en fonction des réactifs introduits dans la chambre de combustion en considérant notamment les équations de réaction présentées précédemment et les enthalpies molaires des différents réactifs et produits impliqués dans la réaction. La courbe (f) illustre la température de la lèvre 11 en fonction de la richesse ^ de la réaction de combustion pour une fraction volumique de dihydrogène nulle et pour une fraction volumique de méthane égale à 1. La courbe (g) illustre la température de la lèvre 11 en fonction de la richesse ^ de la réaction de combustion pour une fraction volumique de dihydrogène égale à 0,11 et pour une fraction volumique de méthane égale à 0,89. La courbe (h) illustre la température de la lèvre 11 en fonction de la richesse ^ de la réaction de combustion pour une fraction volumique de dihydrogène égale à 0,25 et pour une fraction volumique de méthane égale à 0,75. La courbe (i) illustre la température de la lèvre 11 en fonction de la richesse ^ de la réaction de combustion pour une fraction volumique de dihydrogène égale à 0,43 et pour une fraction volumique de méthane égale à 0,57. La courbe (j) illustre la température de la lèvre 11 en fonction de la richesse ^ de la réaction de combustion pour une fraction volumique de dihydrogène égale à 1 et pour une fraction volumique de méthane nulle. [99] Lors de la quatrième étape 304, une température mesurée sur la lèvre 11 peut être comprise entre 1100 °C et 1600 °C, notamment entre 1200 °C et 1550 °C et préférentiellement entre 1300 °C et 1550 °C. La fraction volumique de dihydrogène dans le carburant et/ou la richesse peut être ajustée de sorte que la température mesurée sur la lèvre 11 est comprise dans les gammes définies précédemment. De préférence, une richesse ^ d’un ensemble formé par un mélange du premier fluide 9 et du deuxième fluide 10 dans la chambre de combustion 4 est comprise entre 0,40 et 0,90, notamment comprise entre 0,50 et 0,80 et de préférence comprise entre 0,60 et 0,70, et une température mesurée sur la lèvre 11 peut être comprise entre 1100 °C et 1600 °C, notamment entre 1200 °C et 1550 °C et préférentiellement entre 1300 °C et 1550 °C. Les inventeurs ont en effet découvert qu’il était possible de produire des fibres minérales 1 par centrifugation en combinant ces différents paramètres et en utilisant du dihydrogène comme combustible. Une température mesurée sur la lèvre 11 peut être maintenue à une température comprise entre 1100 °C et 1600 °C pendant la quatrième étape 304 de combustion. [100] Stabilité de la flamme [101] En référence à la figure 8, une composition du premier fluide 9 et une composition du deuxième fluide 10 définissent une vitesse de flamme Sf lors de la quatrième étape 304 de combustion. On entend par « vitesse de flamme » la vitesse de l'extension d’un front de flamme lors de la réaction de combustion. La vitesse de flamme dépend de la vitesse de consommation du carburant et du comburant lors de la réaction de combustion. Le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 peuvent être mélangés, de préférence dans le brûleur 3, avant d’être introduits dans la chambre de combustion 4 de sorte à former un mélange. Le mélange peut être injecté dans la chambre de combustion 4 lors de la deuxième étape 302 et lors de la troisième étape 303. Une vitesse moyenne U du mélange lors de son injection dans la chambre de combustion 4 peut être supérieure ou égale à la vitesse de flamme Sf. Ainsi, il est possible d’éviter un retour de flamme lors de la réaction de combustion. En effet, si la vitesse de la flamme Sf est plus élevée que la vitesse moyenne U, la flamme se déplace vers la source du mélange, entraînant des risques d’explosion ou de dégradation du brûleur. [102] Pression initiale du premier fluide 9 [103] Le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 peuvent être mélangés, de préférence dans le brûleur 3, avant d’être injectés dans la chambre de combustion 4. Le mélange injecté dans la chambre de combustion 4 peut présenter une pression supérieure à 102000 Pa et de préférence supérieure à 103000 Pa. Ainsi, de par l’augmentation de la pression du mélange, il est possible d’augmenter la température du mélange avant la combustion. Cela permet d’augmenter la température adiabatique de la flamme lors de la combustion, et ainsi, pour une température adiabatique de la flamme prédéterminée, de diminuer la production de dioxyde de carbone. [104] Mélange du premier fluide 9 et du deuxième fluide 10 [105] Le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 peuvent être mélangés dans le brûleur 3 avant d’être introduits dans la chambre de combustion 4. Ainsi, il est possible que les composés du premier fluide 9 et du deuxième fluide 10 soient répartis de manière homogène dans la chambre de combustion 4 tout en évitant un risque de combustion en dehors du brûleur 3 potentiellement entraîné par un mélange du premier fluide 9 et du deuxième fluide 10 en amont du brûleur 3. [106] En référence à la figure 9, le brûleur 3 peut comprendre un injecteur 12. L’injecteur 12 comprend une entrée de premier fluide 9, une entrée de deuxième fluide 10, une conduite de mélange 13 reliée fluidiquement à l’entrée de premier fluide 9 et à l’entrée de deuxième fluide 10. Une conduite latérale 24 relie fluidiquement l’entrée de premier fluide 9 à la conduite de mélange 13. L’injecteur 12 comprend une sortie 28 séparant la conduite de mélange 13 à la chambre de combustion 4. [107] La géométrie de l’injecteur 12 est configurée pour que, lors d’une injection du premier fluide 9 et du deuxième fluide 10 dans l’injecteur 12, le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 s’écoulent, le long d’au moins une partie de la conduite de mélange 13 selon une même direction principale d’écoulement 14 et de sorte à présenter une rotation du deuxième fluide 9 par rapport au premier fluide 10 autour d’un axe orienté selon la direction principale d’écoulement 14. Ainsi, la densité de premier fluide 9 et la densité de deuxième fluide 10 sont plus homogènes dans la chambre de combustion 4 qu’en l’absence de l’injecteur 12 précédemment défini. Ceci permet d’augmenter la stabilité de la flamme lors de la combustion. En effet, il peut être avantageux de mettre en œuvre le procédé en régime dit « pauvre », c’est- à-dire pour une richesse inférieure à 0,9. Si le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 ne sont pas distribués de manière homogène dans la chambre de combustion 4, la richesse peut être localement très inférieure à la richesse prédéterminée par les débits de premier fluide 9 et de deuxième fluide 10, ce qui peut entraîner une instabilité de la flamme. [108] L’injecteur 12 peut comprendre un élément de déflexion angulaire 15 adapté pour générer un écoulement tourbillonnaire du premier fluide 9 et/ou du deuxième fluide 10 dans la conduite de mélange 13. Ainsi, l’élément de déflexion angulaire 15 permet de mettre en œuvre un écoulement dans lequel le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 s’écoulent le long d’au moins une partie de la conduite de mélange 13 selon une même direction principale d’écoulement 14 et de sorte à présenter une rotation du deuxième fluide 9 par rapport au premier fluide 10 autour d’un axe orienté selon la direction principale d’écoulement 14. L’élément de déflexion angulaire 15 peut être adapté pour générer un écoulement tourbillonnaire du premier fluide 9 ou du deuxième fluide 10 dans le conduit de mélange 13. [109] En référence à la figure 12, à la figure 13 et à la figure 14, l’élément de déflexion angulaire 15 peut présenter un nombre de tourbillon S qui satisfait l’équation S = 2/3 tan(ψ), ψ étant l’angle de déflexion angulaire de l’écoulement de premier fluide 9 et/ou de deuxième fluide 10 après passage dans l’injecteur 15. Le nombre de tourbillon S est compris entre 0,10 et 2,00, préférentiellement entre 0,25 et 1,70, encore préférentiellement entre 0,35 et 1,40, encore préférentiellement entre 0,45 et 1,10, encore préférentiellement entre 0,50 et 0,90, encore préférentiellement entre 0,65 et 0,70. [110] L’intensité du mouvement rotatif de l’écoulement est caractérisée par la valeur du nombre de tourbillon S en sortie d’injecteur 12. Le nombre de tourbillon S, également appelé « swirl number » en anglais, définit le rapport entre les flux de quantités de mouvement tangentiels et axiaux. Il peut être défini par l’équation suivante : [111] [Math. 9] où U et W sont respectivement les composantes axiales et tangentielles de la vitesse moyenne de l’écoulement, et Re est le rayon de la conduite de mélange 13. Ce nombre de tourbillon S est approximé par la formule S = 2/3 tan ψ. [113] L’augmentation du nombre de tourbillon S permet de réduire la hauteur de la flamme et d’accroître l’ouverture de la flamme. Une ouverture de flamme large permet de limiter le nombre d’injecteurs agencés sur le pourtour de la chambre de combustion 4, tout en permettant un chauffage homogène de cette dernière. [114] En référence à la figure 10 et à la figure 11, l’élément de déflexion angulaire 15 peut être formé, au moins en partie, par une bague agencée de manière coaxiale à la direction principale d’écoulement 14. La bague peut être amovible. La bague peut comprendre une conduite adaptée pour permettre l’introduction de l’écoulement tourbillonnant de premier fluide 9 et/ou de deuxième fluide 10 dans la conduite de mélange 13 de l’injecteur 12 avec un angle de déflexion angulaire ψ, dont la valeur est préférentiellement comprise entre 10° et 80°, notamment entre 20° et 70°, encore préférentiellement entre 30° et 60°, encore préférentiellement entre 40° et 50°. Ainsi, il est possible de maximiser le mélange entre le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 avant leur introduction dans la chambre de combustion 4. Il est ainsi possible de réduire la quantité de combustible à injecter, pour une même quantité de comburant impliquée dans la combustion. La conduite adaptée pour permettre l’introduction de l’écoulement tourbillonnant peut former une partie de la conduite latérale 24. [115] L’élément de déflexion angulaire peut être un ensemble de déflecteurs agencés dans la conduite de mélange 13 de sorte à mettre en rotation l’écoulement du premier fluide 9 et du deuxième fluide 10 selon un axe suivant la direction principale 14. [116] En référence à la figure 10, le brûleur 3 est configuré pour alimenter séparément l’injecteur 12 en premier fluide 9 et en deuxième fluide 10. Le brûleur 3 peut comprendre une première entrée 26 de premier fluide 9. L’injecteur 12 peut comprendre une conduite axiale 25 reliant fluidiquement la première entrée 26 à la conduite de mélange 13. Le brûleur 3 peut comprendre une deuxième entrée 27 de deuxième fluide 10. La deuxième entrée 27 peut être reliée à la conduite latérale 24. Le mélange entre le premier fluide 9 et le deuxième fluide 10 est mis en œuvre dans la conduite de mélange 13, avant d’être injecté dans la chambre de combustion 4 du brûleur 3. Ainsi, de par la séparation de la première entrée 26 et de la deuxième entrée 27, il est possible d’empêcher un retour de flamme en amont du brûleur 3. [117] En référence à la figure 11, une paroi de la conduite latérale 24 peut présenter une forme tronconique, la forme tronconique présentant un axe principal suivant la direction principale 14. Le diamètre de la forme tronconique peut être décroissant suivant la direction principale 14. Ainsi, il est possible d’éviter un décollement de la couche limite de l’écoulement tourbillonnaire, afin de réduire les risques d’apparition de turbulences non souhaitées. [118] Le deuxième fluide 10 peut être préchauffé, préférentiellement au moins de 5°C, avant d’être injecté dans le brûleur 3. Le préchauffage du deuxième fluide 10 peut être mis en œuvre par récupération de chaleur depuis les gaz issus de la combustion de la quatrième étape 304 et/ou de chaleur du four de fusion du verre. [119] L’écoulement tourbillonnaire généré dans la conduite de mélange 13 entraîne une recirculation des fluides dans la chambre de combustion 4. La recirculation permet à la flamme générée lors de la combustion de s’accrocher à proximité de la sortie de l’injecteur dans la chambre de combustion 4. L’accrochage de la flamme est favorisé par la présence de zones de recirculation toroïdales qui ramènent une partie des gaz brûlés vers la sortie de l’injecteur, ce qui entraine un préchauffage des gaz issus de l’injecteur 12. La flamme étant plus stable, il est ainsi possible de réduire la quantité de combustible utilisée pour la combustion sans risquer de souffler la flamme. [120] La conduite axiale 25 peut présenter une sortie dans la conduite de mélange 13. La distance entre la sortie de la conduite axiale 25 et entre la sortie de l’injecteur 13 peut être strictement comprise entre 0 et 45 mm. Ainsi, comme la distance est inférieure à 45 mm, il est possible d’augmenter l’efficacité du mélange. De plus, comme la distance est strictement supérieure à zéro, il est possible de limiter l’usure de l’injecteur entraînée par une température élevée de la combustion. La distance est notamment supérieure à 5 mm, préférentiellement supérieure à 10 mm, préférentiellement supérieure à 15 mm et préférentiellement supérieure à 20 mm. [121] La sortie de l’injecteur 12 peut présenter une section droite. Par « section droite », on entend que la sortie de l’injecteur 12 est formée par la paroi de la conduite de mélange 13 au même point de la direction principale 14. En effet, les inventeurs ont constaté que la découpe en biseau d’une sortie d’un injecteur, comme pratiquée dans l’état de la technique, s’oppose à une circulation en tourbillon du mélange comburant/combustible et réduit donc les effets techniques bénéfiques qui y sont liés. A contrario, la découpe de la sortie de l’injecteur selon une section droite permet d’augmenter la stabilité de la flamme lors de la combustion. [122] La chambre de combustion 4 est au moins formée par une paroi. La paroi comprend une partie distale. La sortie 28 peut être agencée au centre de la partie distale par rapport à l’axe principale X. Ainsi, la sortie est agencée à équidistance de parois supérieures et inférieures de la chambre de combustion 4, ce qui permet, de par des recirculations gazeuses, que la flamme soit plus homogène et plus stable. [123] Une section de la sortie 28 peut présenter un diamètre adapté déterminé par la distance de stabilisation entre la flamme et la sortie 28. Plus le diamètre est petit, plus la vitesse de l’écoulement du mélange à la sortie 28 est grande, ce qui augmente la distance de stabilisation de la flamme. La flamme est alors dite « liftée ». Au-delà d’une certaine valeur de vitesse d’éjection, la flamme est dite « soufflée ». Au contraire, plus le diamètre est grand, plus la vitesse de l’écoulement à la sortie 28 est petite. En-dessous d’une vitesse d’écoulement du mélange à la sortie 28 déterminée, la flamme risque de se stabiliser à l’intérieur de l’injecteur 12, ce qui est à éviter. [124] Le brûleur 3 peut comprendre plusieurs injecteurs 12. Le brûleur 3 peut comprendre une couronne de distribution en premier fluide 9 et/ou en deuxième fluide 10 dans les injecteurs 12. La couronne peut comprendre des entrées uniformément réparties sur son pourtour. Le nombre d’entrées peut être égal au nombre d’injecteurs. Ainsi, l’écoulement de fluide peut être homogène dans les injecteurs 12. L’augmentation du nombre d’entrées de la couronne permet d’augmenter l’homogénéité de la distribution en fluide dans les injecteurs.

Claims

Revendications [Revendication 1] Procédé de fabrication de fibres minérales (1) par une installation (2) comprenant : - un brûleur (3) annulaire, le brûleur (3) comprenant une chambre de combustion (4) et une tuyère (5), la tuyère (5) reliant la chambre de combustion (4) à l’extérieur du brûleur (3), - une assiette (6) de fibrage présentant des orifices (7), adaptée pour recevoir un matériau minéral fondu, et adaptée pour former des filaments (8) du matériau minéral à partir des orifices (7) par centrifugation de l’assiette (6), le procédé comprenant au moins : - une première étape de fabrication des filaments (8), - une deuxième étape d’injection d’un premier fluide (9) dans la chambre de combustion (4) à un premier débit, le premier fluide (9) comprenant un combustible, - une troisième étape d’injection d’un deuxième fluide (10) dans la chambre de combustion (4) à un deuxième débit, le deuxième fluide (10) présentant une fraction volumique d’oxygène supérieure à 0,10, - une quatrième étape de combustion du combustible et de l’oxygène introduits dans la chambre de combustion (4) lors de la deuxième étape et de la troisième étape, - une cinquième étape d’étirage des filaments (8), la tuyère (5) étant agencée de sorte que des composés contenus dans la chambre de combustion (4) suite à la combustion de la quatrième étape sont évacués par la tuyère en dehors du brûleur (3) puis étirent les filaments (8) fabriqués lors de la première étape de sorte à former les fibres minérales (1), le procédé étant caractérisé en ce que le combustible comprend du dihydrogène, une fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide (9) étant supérieure à 0,05, et en ce que lors de la quatrième étape, une pression PB dans la chambre de combustion est comprise entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE). [Revendication 2] Procédé selon la revendication 1, dans lequel, lors de la quatrième étape, une pression PB dans la chambre de combustion est comprise entre 4413 Pa (450 mm CE) et 7355 Pa (750 mm CE) et préférentiellement entre 5394 Pa (550 mm CE) et 6374 Pa (650 mm). [Revendication 3] Procédé selon la revendication 1 ou 2, dans lequel une richesse ^ d’un ensemble formé par un mélange du premier fluide (9) et du deuxième fluide (10) dans la chambre de combustion (4) est comprise entre 0,40 et 0,90. [Revendication 4] Procédé selon l’une des revendications 1 à 3, dans lequel le combustible comprend un composé organique, notamment du méthane. [Revendication 5] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel une lèvre (11) définit une limite entre la tuyère (5) et l’extérieur du brûleur (3), et dans lequel, lors de la quatrième étape, une température mesurée sur la lèvre (11) est comprise entre 1100 °C et 1600 °C. [Revendication 6] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel une composition du premier fluide (9) et une composition du deuxième fluide (10) définissent une vitesse de flamme Sf lors de la quatrième étape de combustion, et dans lequel le premier fluide (9) et le deuxième fluide (10) sont mélangés, de préférence dans le brûleur (3), avant d’être introduits dans la chambre de combustion (4) de sorte à former un mélange, le mélange étant injecté dans la chambre de combustion (4) lors de la deuxième étape et lors de la troisième étape, la vitesse moyenne U du mélange lors de l’injection du mélange dans la chambre de combustion (4) étant supérieure ou égale à la vitesse de flamme Sf. [Revendication 7] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel, le premier fluide (9) et le deuxième fluide (10) sont mélangés, de préférence dans le brûleur (3), avant d’être introduits dans la chambre de combustion (4) de sorte à former un mélange (4), le mélange présentant une pression supérieure à 102000 Pa, et de préférence supérieure à 103000 Pa. [Revendication 8] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel le premier fluide (9) et le deuxième fluide (10) sont mélangés dans le brûleur (3) avant d’être introduits dans la chambre de combustion (4). [Revendication 9] Procédé selon la revendication 8, dans lequel le brûleur (3) comprend un injecteur (12), l’injecteur (12) comprenant une entrée de premier fluide (9), une entrée de deuxième fluide (10), un conduit de mélange (13) relié fluidiquement à l’entrée de premier fluide (9) et à l’entrée de deuxième fluide (10), et comprenant une sortie reliant fluidiquement le conduit de mélange (13) à la chambre de combustion (4), la géométrie de l’injecteur (12) étant configurée pour que, lors d’une injection du premier fluide (9) et du deuxième fluide (10) dans l’injecteur (12), le premier fluide (9) et le deuxième fluide (10) s’écoulent le long d’au moins une partie du conduit de mélange (13) selon une même direction principale d’écoulement (14) et de sorte à présenter une rotation du deuxième fluide (9) par rapport au premier fluide (10) autour d’un axe orienté selon la direction principale d’écoulement (14). [Revendication 10] Procédé selon la revendication précédente, dans lequel l’injecteur (12) comprend un élément de déflexion angulaire (15) adapté pour générer un écoulement tourbillonnaire du premier fluide (9) et/ou du deuxième fluide (10) dans le conduit de mélange (13). [Revendication 11] Procédé selon l’une des revendications 1 à 7, dans lequel la fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide (9) est comprise entre 0,15 et 0,2, et dans lequel le premier fluide (9) et le deuxième fluide (10) sont mélangés avant d’être injectés dans le brûleur (3). [Revendication 12] Procédé selon la revendication 9 ou 10, dans lequel le brûleur (3) est configuré pour alimenter l’injecteur (12) séparément en premier fluide (9) et en deuxième fluide (10). [Revendication 13] Installation (2) pour la fabrication de fibres minérales (1), l’installation comprenant : - un brûleur (3) annulaire, le brûleur (3) comprenant une chambre de combustion (4) et une tuyère (5), la tuyère (5) reliant la chambre de combustion (4) à l’extérieur du brûleur (3), - une assiette (6) de fibrage présentant des orifices (7), adaptée pour recevoir un matériau minéral fondu, et adaptée pour former des filaments (8) du matériau minéral à partir des orifices (7) par centrifugation de l’assiette (6), le brûleur (3) comprenant : -une première entrée (26) configurée pour recevoir un premier fluide (9) à un premier débit, le premier fluide (9) comprenant un combustible, le combustible comprenant du dihydrogène, une fraction volumique en dihydrogène dans le premier fluide (9) étant supérieure à 0,05, la première entrée (26) étant reliée fluidiquement à la chambre de combustion (4), - une deuxième entrée (27), configurée pour recevoir un deuxième fluide (10) à un deuxième débit, le deuxième fluide (10) présentant une fraction volumique d’oxygène supérieure à 0,10, la deuxième entrée (27) étant reliée fluidiquement à la chambre de combustion (4), l’installation comprenant une unité de contrôle configurée pour contrôler le premier débit de premier fluide et le deuxième débit de deuxième fluide de sorte que la pression PB dans la chambre de combustion est comprise entre 1961 Pa (200 mm CE) et 7845 Pa (800 mm CE). [Revendication 14] Installation selon la revendication 13, comprenant un injecteur (12), l’injecteur (12) comprenant une entrée de premier fluide (9), une entrée de deuxième fluide (10), un conduit de mélange (13) relié fluidiquement à l’entrée de premier fluide (9) et à l’entrée de deuxième fluide (10), et comprenant une sortie reliant fluidiquement le conduit de mélange (13) à la chambre de combustion (4), la première entrée (26) du brûleur (3) étant reliée fluidiquement à l’entrée de premier fluide (9) de l’injecteur (12), la deuxième entrée (27) du brûleur (3) étant reliée fluidiquement à l’entrée de deuxième fluide (10) de l’injecteur (12), la géométrie de l’injecteur (12) étant configurée pour que, lors d’une injection du premier fluide (9) et du deuxième fluide (10) dans l’injecteur (12), le premier fluide (9) et le deuxième fluide (10) s’écoulent le long d’au moins une partie du conduit de mélange (13) selon une même direction principale d’écoulement (14) et de sorte à présenter une rotation du deuxième fluide (9) par rapport au premier fluide (10) autour d’un axe orienté selon la direction principale d’écoulement (14).
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