JP2000234720A - スートブロワ装置 - Google Patents
スートブロワ装置Info
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- JP2000234720A JP2000234720A JP3739099A JP3739099A JP2000234720A JP 2000234720 A JP2000234720 A JP 2000234720A JP 3739099 A JP3739099 A JP 3739099A JP 3739099 A JP3739099 A JP 3739099A JP 2000234720 A JP2000234720 A JP 2000234720A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 ボイラ効率の低下やノズルの寿命低下を伴う
ことなく、付着物の除去能力を高めることのできるスー
トブロワ装置を提供すること。 【解決手段】 管材であるランス１先端の閉止部分にノ
ズル１７を設け、ランス１の中に供給した噴出気体２を
ノズル１７を通じて噴流１８として噴出させ、この噴流
１８の衝突作用により伝熱部に付着・堆積した付着物
（灰）を除去する。ノズル１７は入口部１９の丸みのあ
る部分から出口に向けて広がる拡大部２０を有し、拡大
部２０のひろがり角度をθ、気体流入部である入口部１
９の曲率半径をＲ、入口部１９の丸みのある部分から先
端出口までの有効長さをＬ、ノズル噴出孔の開孔径（ス
ロート径）をＤとしたとき、これらが、 １．３≦Ｌ／Ｄ≦２．１ １０°≦θ≦１７° ０．４≦Ｒ／Ｄ≦０．７ で規定される全ての条件を満たすようにノズル１７の構
造を最適化した。
ことなく、付着物の除去能力を高めることのできるスー
トブロワ装置を提供すること。 【解決手段】 管材であるランス１先端の閉止部分にノ
ズル１７を設け、ランス１の中に供給した噴出気体２を
ノズル１７を通じて噴流１８として噴出させ、この噴流
１８の衝突作用により伝熱部に付着・堆積した付着物
（灰）を除去する。ノズル１７は入口部１９の丸みのあ
る部分から出口に向けて広がる拡大部２０を有し、拡大
部２０のひろがり角度をθ、気体流入部である入口部１
９の曲率半径をＲ、入口部１９の丸みのある部分から先
端出口までの有効長さをＬ、ノズル噴出孔の開孔径（ス
ロート径）をＤとしたとき、これらが、 １．３≦Ｌ／Ｄ≦２．１ １０°≦θ≦１７° ０．４≦Ｒ／Ｄ≦０．７ で規定される全ての条件を満たすようにノズル１７の構
造を最適化した。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、ボイラ等の伝熱部
に付着・堆積した付着物を気流の作用で吹き飛ばすスー
トブロワ装置に係り、特に、付着物の除去能力を高める
のに好適なノズル構造に関するものである。
に付着・堆積した付着物を気流の作用で吹き飛ばすスー
トブロワ装置に係り、特に、付着物の除去能力を高める
のに好適なノズル構造に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】事業用ボイラや産業用ボイラにおいて
は、燃焼過程で溶融した粒子状の飛散物が伝熱部に多く
付着すると、ボイラの伝熱効率が低下すると共に、炉内
の圧力損失が上昇し、ボイラの嫁動率が低下するという
問題が生じる。さらに、付着物の組成によっては、伝熱
管を腐蝕させるというトラブルにもつながる。そこで、
このような伝熱管の付着物を除去する手段として、一般
には長尺の管体にノズルを設けたスートブロワ装置を伝
熱管付近に設置し、このノズルから蒸気もしくは圧縮空
気を定期的に噴射して付着物を吹き飛ばすようにしてい
る。図１３〜図１５は従来から知られているノズル構造
を示す説明図である。
は、燃焼過程で溶融した粒子状の飛散物が伝熱部に多く
付着すると、ボイラの伝熱効率が低下すると共に、炉内
の圧力損失が上昇し、ボイラの嫁動率が低下するという
問題が生じる。さらに、付着物の組成によっては、伝熱
管を腐蝕させるというトラブルにもつながる。そこで、
このような伝熱管の付着物を除去する手段として、一般
には長尺の管体にノズルを設けたスートブロワ装置を伝
熱管付近に設置し、このノズルから蒸気もしくは圧縮空
気を定期的に噴射して付着物を吹き飛ばすようにしてい
る。図１３〜図１５は従来から知られているノズル構造
を示す説明図である。
【０００３】図１３に示されるノズル４はストレートタ
イプであり、このノズル４は単純な円筒形であるストレ
ート部６を有する。スートブロワ本体管材であるランス
１の先端は閉止されており、この閉止部分にノズル４が
設けられている。ランス１の中に蒸気もしくは圧縮空気
からなる噴出気体２が供給され、この噴出気体２は矢印
３（気体の流入）で示すようにノズル４の入口部５から
ストレート部６へと流入し、噴流７となってノズル４か
ら噴出する。この噴流７の衝突作用により、伝熱部に付
着・堆積した付着物（灰）が除去される。
イプであり、このノズル４は単純な円筒形であるストレ
ート部６を有する。スートブロワ本体管材であるランス
１の先端は閉止されており、この閉止部分にノズル４が
設けられている。ランス１の中に蒸気もしくは圧縮空気
からなる噴出気体２が供給され、この噴出気体２は矢印
３（気体の流入）で示すようにノズル４の入口部５から
ストレート部６へと流入し、噴流７となってノズル４か
ら噴出する。この噴流７の衝突作用により、伝熱部に付
着・堆積した付着物（灰）が除去される。
【０００４】図１４に示されるノズル８は末広がりの拡
大タイプであり、このノズル８は入口部９から途中まで
がストレートで、そこから出口に向けて単調に広がる拡
大部１０を有する。拡大部１０のひろがり角度θは３〜
６°であり、噴出気体２は入口部９から拡大部１０を経
て噴流１１となってノズル８から噴出し、この噴流１１
の衝突作用により付着物（灰）が除去される。
大タイプであり、このノズル８は入口部９から途中まで
がストレートで、そこから出口に向けて単調に広がる拡
大部１０を有する。拡大部１０のひろがり角度θは３〜
６°であり、噴出気体２は入口部９から拡大部１０を経
て噴流１１となってノズル８から噴出し、この噴流１１
の衝突作用により付着物（灰）が除去される。
【０００５】図１５に示されるノズル１２は末広がりと
ストレートタイプを組み合わせた拡大タイプであり、こ
のノズル１２は入口部１３とストレート出口部１５との
間に流路断面積が拡大する拡大部１４を有する。噴出気
体２は入口部１３から拡大部１０とストレート出口部１
５を経て噴流１６となってノズル１２から噴出し、この
噴流１６の衝突作用により付着物（灰）が除去される。
ストレートタイプを組み合わせた拡大タイプであり、こ
のノズル１２は入口部１３とストレート出口部１５との
間に流路断面積が拡大する拡大部１４を有する。噴出気
体２は入口部１３から拡大部１０とストレート出口部１
５を経て噴流１６となってノズル１２から噴出し、この
噴流１６の衝突作用により付着物（灰）が除去される。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】ところで、最近では、
真空残渣油や超重質油など流体燃料が多様化して劣質化
が一段と進んでおり、石炭焚でも多炭種運用となり溶融
温度の低い鉱物（灰分）を多く含む石炭が頻繁に使用さ
れるようになったために、伝熱管の汚れの問題が無視で
きなくなってきた。特に、高温部の伝熱面においては、
灰粒子が容易に溶融し、付着物の付着力が増加する傾向
にある。
真空残渣油や超重質油など流体燃料が多様化して劣質化
が一段と進んでおり、石炭焚でも多炭種運用となり溶融
温度の低い鉱物（灰分）を多く含む石炭が頻繁に使用さ
れるようになったために、伝熱管の汚れの問題が無視で
きなくなってきた。特に、高温部の伝熱面においては、
灰粒子が容易に溶融し、付着物の付着力が増加する傾向
にある。
【０００７】しかしながら、前述した従来型のスートブ
ロワ装置のノズル構造では、噴流の軸方向の貫通力を高
めることに関して積極的な配慮がなされておらず、ノズ
ルの噴出部において剥離や旋回あるいは膨張といった貫
通力を阻害する現象が生じるため、伝熱面に強く付着し
た付着物（灰）を除去することが困難になるという問題
が発生する。
ロワ装置のノズル構造では、噴流の軸方向の貫通力を高
めることに関して積極的な配慮がなされておらず、ノズ
ルの噴出部において剥離や旋回あるいは膨張といった貫
通力を阻害する現象が生じるため、伝熱面に強く付着し
た付着物（灰）を除去することが困難になるという問題
が発生する。
【０００８】なお、付着物の除去率を高めるためには噴
射気体の噴射圧力を高めれば良いが、ノズル口径を同じ
にした場合は噴射気体の消費量が増大し、噴射気体とし
て蒸気を用いる場合にはボイラ効率を低下させるので不
経済になるという問題がある。一方、ノズル口径を小さ
くして噴射圧力を高めると蒸気消費量は増えないが、こ
の場合はノズル自体の寿命が短くなるという問題があ
り、蒸気のリーク対策（シール構造）も多重にしなけれ
ばならないという問題があり、いずれの場合も根本的な
解決とはならない。
射気体の噴射圧力を高めれば良いが、ノズル口径を同じ
にした場合は噴射気体の消費量が増大し、噴射気体とし
て蒸気を用いる場合にはボイラ効率を低下させるので不
経済になるという問題がある。一方、ノズル口径を小さ
くして噴射圧力を高めると蒸気消費量は増えないが、こ
の場合はノズル自体の寿命が短くなるという問題があ
り、蒸気のリーク対策（シール構造）も多重にしなけれ
ばならないという問題があり、いずれの場合も根本的な
解決とはならない。
【０００９】本発明は、上記した従来技術の実情に鑑み
てなされたもので、その目的は、ボイラ効率の低下やノ
ズルの寿命低下を伴うことなく、付着物の除去能力を高
めることのできるスートブロワ装置を提供することにあ
る。
てなされたもので、その目的は、ボイラ効率の低下やノ
ズルの寿命低下を伴うことなく、付着物の除去能力を高
めることのできるスートブロワ装置を提供することにあ
る。
【００１０】
【課題を解決するための手段】本発明は、噴流の軸方向
の貫通力が大きければ衝突時の圧力も高く、付着物を効
率良く除去できるという知見に基づいて、ノズルの有効
長さと噴出孔のひろがり角度およびノズルの気体流入部
の曲率半径がそれぞれ所定の条件を満足するようなノズ
ル構造とした。これにより、特にノズルの出口部におい
て、噴流の拡散を助長するような現象、例えば旋回や急
峻な剥離あるいは噴出直後の急膨張のような現象はきわ
めて生じにくくなる。そして、噴流の軸方向に対する貫
通力は下流でも衰えにくくなり、衝突部においてもより
大きな圧力で衝突するので、噴流の威力が相対的に増す
ことになる。
の貫通力が大きければ衝突時の圧力も高く、付着物を効
率良く除去できるという知見に基づいて、ノズルの有効
長さと噴出孔のひろがり角度およびノズルの気体流入部
の曲率半径がそれぞれ所定の条件を満足するようなノズ
ル構造とした。これにより、特にノズルの出口部におい
て、噴流の拡散を助長するような現象、例えば旋回や急
峻な剥離あるいは噴出直後の急膨張のような現象はきわ
めて生じにくくなる。そして、噴流の軸方向に対する貫
通力は下流でも衰えにくくなり、衝突部においてもより
大きな圧力で衝突するので、噴流の威力が相対的に増す
ことになる。
【００１１】一方、ノズルの気体流入部の曲率半径（入
口部の丸み）に関しては、気体の流入がスムーズにな
り、流入気体がノズルの内壁から剥離しにくくなり、結
果的にノズルにおける圧力損失が減少する。したがっ
て、同一の噴射圧力に設定していても多くの気体を供給
できるので、所定の流量供給が満足されれば、噴射圧力
を高める必要が無くなる。このように、噴射圧力が低く
ても十分であるということは、スートブロワ設置部の構
造（パッキンやシール部）に対する負担を軽減できると
いう効果につながる。
口部の丸み）に関しては、気体の流入がスムーズにな
り、流入気体がノズルの内壁から剥離しにくくなり、結
果的にノズルにおける圧力損失が減少する。したがっ
て、同一の噴射圧力に設定していても多くの気体を供給
できるので、所定の流量供給が満足されれば、噴射圧力
を高める必要が無くなる。このように、噴射圧力が低く
ても十分であるということは、スートブロワ設置部の構
造（パッキンやシール部）に対する負担を軽減できると
いう効果につながる。
【００１２】
【発明の実施の形態】本発明のスートブロワ装置では、
管体に設けられたノズルの噴出孔から気体噴流を噴出す
ることにより、炉内伝熱部に付着・堆積した付着物を除
去するスートブロワ装置において、前記ノズルの噴出孔
の開孔径をＤ、前記ノズルの有効長さをＬ、前記噴出孔
のひろがり角度をθ、前記ノズルの気体流入部の曲率半
径をＲとしたとき、前記ノズルが、 １．３≦Ｌ／Ｄ≦２．１ １０°≦θ≦１７° ０．４≦Ｒ／Ｄ≦０．７ で規定される全ての条件を満たすように構成した。
管体に設けられたノズルの噴出孔から気体噴流を噴出す
ることにより、炉内伝熱部に付着・堆積した付着物を除
去するスートブロワ装置において、前記ノズルの噴出孔
の開孔径をＤ、前記ノズルの有効長さをＬ、前記噴出孔
のひろがり角度をθ、前記ノズルの気体流入部の曲率半
径をＲとしたとき、前記ノズルが、 １．３≦Ｌ／Ｄ≦２．１ １０°≦θ≦１７° ０．４≦Ｒ／Ｄ≦０．７ で規定される全ての条件を満たすように構成した。
【００１３】上記の構成において、前記ノズルはスート
ブロワ本体である管体の軸線方向に直角に設置しても良
いが、ノズルを体の軸線方向に対して傾斜させて設置す
ると、流入の気体がスムーズになり、圧力損出をより小
さくすることができる。
ブロワ本体である管体の軸線方向に直角に設置しても良
いが、ノズルを体の軸線方向に対して傾斜させて設置す
ると、流入の気体がスムーズになり、圧力損出をより小
さくすることができる。
【００１４】
【実施例】実施例について図面を参照して説明すると、
図１は実施例に係るスートブロワ装置の要部断面図、図
２は図１のスートブロワ装置に備えられるノズル構造の
説明図であり、図１３〜図１５に対応する部分には同一
符号を付してある。
図１は実施例に係るスートブロワ装置の要部断面図、図
２は図１のスートブロワ装置に備えられるノズル構造の
説明図であり、図１３〜図１５に対応する部分には同一
符号を付してある。
【００１５】図１に示すように、スートブロワ本体管材
であるランス１の先端は閉止されており、その近くに２
個のノズル１７が設けられている。蒸気もしくは圧縮空
気からなる噴出気体２はランス１の中を流通して供給さ
れ、図の矢印３（気体の流入）で示すようにノズル１７
を通じて噴流１８となって吹き出す。この噴流１８の衝
突作用により、伝熱部に付着・堆積した付着物（灰）が
除去される。
であるランス１の先端は閉止されており、その近くに２
個のノズル１７が設けられている。蒸気もしくは圧縮空
気からなる噴出気体２はランス１の中を流通して供給さ
れ、図の矢印３（気体の流入）で示すようにノズル１７
を通じて噴流１８となって吹き出す。この噴流１８の衝
突作用により、伝熱部に付着・堆積した付着物（灰）が
除去される。
【００１６】図２に示すように、実施例に係るノズル１
７は幾分末広がりであり、入口部１９の丸みのある部分
から出口に向けて広がる拡大部２０を有する。同図にお
いて、θは拡大部２０のひろがり角度、Ｒは気体流入部
である入口部１９の曲率半径、Ｌは入口部１９の丸みの
ある部分から先端出口までの有効長さ、Ｄはノズル噴出
孔の開孔径（スロート径）であり、この開孔径Ｄは噴出
気体２の噴射圧力や蒸気消費量によってほぼ一義的に決
定される値である。このようなノズル１７において、噴
流の特性を決定づける要因は有効長さＬとひろがり角度
θおよび入口部１９の曲率半径Ｒであり、これら３項目
に対して以下のように寸法を決定した。
７は幾分末広がりであり、入口部１９の丸みのある部分
から出口に向けて広がる拡大部２０を有する。同図にお
いて、θは拡大部２０のひろがり角度、Ｒは気体流入部
である入口部１９の曲率半径、Ｌは入口部１９の丸みの
ある部分から先端出口までの有効長さ、Ｄはノズル噴出
孔の開孔径（スロート径）であり、この開孔径Ｄは噴出
気体２の噴射圧力や蒸気消費量によってほぼ一義的に決
定される値である。このようなノズル１７において、噴
流の特性を決定づける要因は有効長さＬとひろがり角度
θおよび入口部１９の曲率半径Ｒであり、これら３項目
に対して以下のように寸法を決定した。
【００１７】まず、ノズル１７の有効長さＬについて
は、 １．３≦Ｌ／Ｄ≦２．１…………（１）式 より望ましくは、 １．６≦Ｌ／Ｄ≦１．８…………（２）式 の範囲から選定し、また、ノズル１７のひろがり角度θ
については、 １０°≦θ≦１７° …………（３）式 より望ましくは １１°≦θ≦１６° …………（４）式 の範囲から選定し、さらに、入口部１９の丸みの曲率半
径Ｒについては、 ０．４≦Ｒ／Ｄ≦０．７…………（５）式 より望ましくは ０．５≦Ｒ／Ｄ≦０．６３………（６）式 の範囲から選定した。ノズル１７がこれら３つの条件を
同時に満足することにより、貫通力が大きく付着物
（灰）の除去性能に優れた最適なノズル構造ということ
になる。
は、 １．３≦Ｌ／Ｄ≦２．１…………（１）式 より望ましくは、 １．６≦Ｌ／Ｄ≦１．８…………（２）式 の範囲から選定し、また、ノズル１７のひろがり角度θ
については、 １０°≦θ≦１７° …………（３）式 より望ましくは １１°≦θ≦１６° …………（４）式 の範囲から選定し、さらに、入口部１９の丸みの曲率半
径Ｒについては、 ０．４≦Ｒ／Ｄ≦０．７…………（５）式 より望ましくは ０．５≦Ｒ／Ｄ≦０．６３………（６）式 の範囲から選定した。ノズル１７がこれら３つの条件を
同時に満足することにより、貫通力が大きく付着物
（灰）の除去性能に優れた最適なノズル構造ということ
になる。
【００１８】以下、図３〜図９に基づいて上記したよう
なノズル１７の最適構造を決定する根拠になった実験結
果について述べる。
なノズル１７の最適構造を決定する根拠になった実験結
果について述べる。
【００１９】図３は、ノズルのひろがり角度θに対する
噴流の衝突受圧力Ｐacの変化をまとめたものであり、縦
軸のＰacは噴流の最高衝突受圧力Ｐac Mで割ることによ
り無次元化として表した。同図から、噴流の衝突受圧力
はひろがり角度θの増大とともに上昇し、ピーク（Ｐac
／Ｐac M＝１）に到達したのちに減少する傾向のあるこ
とが分かる。そして、ひろがり角度θが１０°≦θ≦１
７°の範囲であれば、噴流の衝突受圧力の特性曲線は上
に凸の形状となり、ひろがり角度が１１°≦θ≦１６°
となる範囲において噴流の衝突受圧力は最大となる。前
述した（３）式あるいは（４）式に示すθの条件は、こ
の実験結果に基づいて決定した。
噴流の衝突受圧力Ｐacの変化をまとめたものであり、縦
軸のＰacは噴流の最高衝突受圧力Ｐac Mで割ることによ
り無次元化として表した。同図から、噴流の衝突受圧力
はひろがり角度θの増大とともに上昇し、ピーク（Ｐac
／Ｐac M＝１）に到達したのちに減少する傾向のあるこ
とが分かる。そして、ひろがり角度θが１０°≦θ≦１
７°の範囲であれば、噴流の衝突受圧力の特性曲線は上
に凸の形状となり、ひろがり角度が１１°≦θ≦１６°
となる範囲において噴流の衝突受圧力は最大となる。前
述した（３）式あるいは（４）式に示すθの条件は、こ
の実験結果に基づいて決定した。
【００２０】一般に、ノズルにおける噴射圧力Ｐjを増
加させていくと、噴流の衝突受圧力Ｐacも上昇するが、
ノズルの形状の影響を受けるため、Ｐacも単調に増加す
るというわけではない。図４は、ノズルの噴射圧力Ｐj
に対する噴流の最高衝突受圧力Ｐac Mの変化を模式的に
描いて、ノズルのひろがり角度θの影響を比較したもの
である。同図から明らかなように、ノズルのひろがり角
度θ＝１２°の場合、噴流の最高衝突受圧力Ｐac Mは噴
射圧力Ｐjの上昇に伴ってほぼ単調に増加するが、ひろ
がり角度θ＝６°の場合、最高衝突受圧力Ｐac Mは始め
噴射圧力Ｐjの上昇とともに増加するものの、ある噴射
圧力Ｐjに達すると急減し（図中→）、噴射圧力Ｐj
を上昇させても低い受圧力のままであり、さらにある特
定の噴射圧力Ｐjに到ると（図中）、再び増加すると
いう傾向がみられる。このような特性は再現性が良好で
あり、噴射圧力Ｐjの上昇・下降でヒステリシスは発生
せず、与えられた噴射圧力Ｐjの条件に対して噴流の最
高衝突受圧力Ｐac Mは一義的に定まる。また、図中の
ように最高衝突受圧力Ｐac Mが急減する現象は、必ずし
もノズルのスロートにおいて音速に達したことによる噴
流の膨張作用によるものではなく、ノズル出口部におけ
る剥離や渦の発生あるいは旋回といった現象によるもの
と考えられる。ノズルのひろがり角度θ＝１２°は、前
述した（４）式の条件に含まれる最適条件であり、この
場合、噴射圧力Ｐjの増大に対して噴流の最高衝突受圧
力Ｐac Mは単調に上昇し、同一の噴射圧力Ｐjに比べても
最高衝突受圧力Ｐac Mは高い。
加させていくと、噴流の衝突受圧力Ｐacも上昇するが、
ノズルの形状の影響を受けるため、Ｐacも単調に増加す
るというわけではない。図４は、ノズルの噴射圧力Ｐj
に対する噴流の最高衝突受圧力Ｐac Mの変化を模式的に
描いて、ノズルのひろがり角度θの影響を比較したもの
である。同図から明らかなように、ノズルのひろがり角
度θ＝１２°の場合、噴流の最高衝突受圧力Ｐac Mは噴
射圧力Ｐjの上昇に伴ってほぼ単調に増加するが、ひろ
がり角度θ＝６°の場合、最高衝突受圧力Ｐac Mは始め
噴射圧力Ｐjの上昇とともに増加するものの、ある噴射
圧力Ｐjに達すると急減し（図中→）、噴射圧力Ｐj
を上昇させても低い受圧力のままであり、さらにある特
定の噴射圧力Ｐjに到ると（図中）、再び増加すると
いう傾向がみられる。このような特性は再現性が良好で
あり、噴射圧力Ｐjの上昇・下降でヒステリシスは発生
せず、与えられた噴射圧力Ｐjの条件に対して噴流の最
高衝突受圧力Ｐac Mは一義的に定まる。また、図中の
ように最高衝突受圧力Ｐac Mが急減する現象は、必ずし
もノズルのスロートにおいて音速に達したことによる噴
流の膨張作用によるものではなく、ノズル出口部におけ
る剥離や渦の発生あるいは旋回といった現象によるもの
と考えられる。ノズルのひろがり角度θ＝１２°は、前
述した（４）式の条件に含まれる最適条件であり、この
場合、噴射圧力Ｐjの増大に対して噴流の最高衝突受圧
力Ｐac Mは単調に上昇し、同一の噴射圧力Ｐjに比べても
最高衝突受圧力Ｐac Mは高い。
【００２１】噴流の衝突受圧力Ｐacは噴流中心の最高値
だけではなく、受圧力の分布も影響を受ける。図５は、
図４におけるとの噴射条件における受圧力分布を比
較したものである。図５から明らかなように、の条件
においてはピークも高くひろがりも狭い分布であるが、
噴射圧力Ｐjをやや高めにするの条件になると、受圧
力のピークは低下し、末広がりな分布形状となる。図６
は、ひろがり角度θ＝６°とするノズルにおいて、再び
受圧力が高まったの条件下における分布であり、受圧
力のピークが再び高くなることが認められる。図７は、
ひろがり角度θ＝１２°のノズルにおけるの条件の受
圧力分布であり、ピークは鋭い形状でひろがりも少な
く、拡散せずに軸方向に貫通した噴流が生じていること
が分かる。
だけではなく、受圧力の分布も影響を受ける。図５は、
図４におけるとの噴射条件における受圧力分布を比
較したものである。図５から明らかなように、の条件
においてはピークも高くひろがりも狭い分布であるが、
噴射圧力Ｐjをやや高めにするの条件になると、受圧
力のピークは低下し、末広がりな分布形状となる。図６
は、ひろがり角度θ＝６°とするノズルにおいて、再び
受圧力が高まったの条件下における分布であり、受圧
力のピークが再び高くなることが認められる。図７は、
ひろがり角度θ＝１２°のノズルにおけるの条件の受
圧力分布であり、ピークは鋭い形状でひろがりも少な
く、拡散せずに軸方向に貫通した噴流が生じていること
が分かる。
【００２２】図８は、ノズルの入口部の曲率半径Ｒに対
して噴流の衝突受圧力Ｐacが同一になるときの噴射圧力
Ｐjの変化特性をまとめたものであり、横軸におけるノ
ズル入口の曲率半径Ｒは噴出孔の開口径Ｄで割ることに
より無次元化した。一方、縦軸の噴射圧力Ｐjもひろが
り角度θ＝０°（つまりノズル入口の曲率半径Ｒ→０）
における噴射圧力Ｐj θ=0で割ることにより無次元化し
て表わした。同図から明らかなように、ノズル入口の曲
率半径Ｒが増加するのに伴い噴射圧力Ｐjは減少し（低
い噴射圧力でも所定の噴射流量が満足できる）、Ｒ／Ｄ
＝０．５〜０．６の条件においてほぼ最低となることが
分かる。つまり、この条件でノズルの圧力損失が最小と
なる。また、Ｒ／Ｄが大きくなると再び噴射圧力Ｐjを
高めなければならなくなるが、これは、ノズル入口の丸
みが大きくなり過ぎると、ノズルのひろがり角度に関す
る影響として表われるようになり、剥離等の現象が生じ
るためである。前述した（５）式あるいは（６）式に記
述したＲ／Ｄの条件は、以上のような試験条件に基づい
て決定した。
して噴流の衝突受圧力Ｐacが同一になるときの噴射圧力
Ｐjの変化特性をまとめたものであり、横軸におけるノ
ズル入口の曲率半径Ｒは噴出孔の開口径Ｄで割ることに
より無次元化した。一方、縦軸の噴射圧力Ｐjもひろが
り角度θ＝０°（つまりノズル入口の曲率半径Ｒ→０）
における噴射圧力Ｐj θ=0で割ることにより無次元化し
て表わした。同図から明らかなように、ノズル入口の曲
率半径Ｒが増加するのに伴い噴射圧力Ｐjは減少し（低
い噴射圧力でも所定の噴射流量が満足できる）、Ｒ／Ｄ
＝０．５〜０．６の条件においてほぼ最低となることが
分かる。つまり、この条件でノズルの圧力損失が最小と
なる。また、Ｒ／Ｄが大きくなると再び噴射圧力Ｐjを
高めなければならなくなるが、これは、ノズル入口の丸
みが大きくなり過ぎると、ノズルのひろがり角度に関す
る影響として表われるようになり、剥離等の現象が生じ
るためである。前述した（５）式あるいは（６）式に記
述したＲ／Ｄの条件は、以上のような試験条件に基づい
て決定した。
【００２３】図９は、ノズルの有効長さＬと噴流の衝突
受圧力Ｐacとの関係をまとめたものである。横軸の有効
長さＬは噴出孔の開口径Ｄで割ることにより無次元化
し、縦軸の噴流の衝突受圧力Ｐacも最高衝突受圧力Ｐac
Mで割ることにより無次元化した。同図から、ノズルの
有効長さが短か過ぎると衝突受圧力Ｐacは小さく、Ｌ／
Ｄの増加とともに衝突受圧力Ｐacは上昇し、Ｌ／Ｄ≒
１．７の条件のノズルにおいて衝突受圧力Ｐacは最高に
なり、ノズルの有効長さがさらに長くなると、衝突受圧
力Ｐacは減少することが分かる。この結果から、ノズル
の有効長さが前述した（１）式あるいは（２）式を満足
する条件であれば、噴流の受圧力を十分に高くできるよ
うになる。
受圧力Ｐacとの関係をまとめたものである。横軸の有効
長さＬは噴出孔の開口径Ｄで割ることにより無次元化
し、縦軸の噴流の衝突受圧力Ｐacも最高衝突受圧力Ｐac
Mで割ることにより無次元化した。同図から、ノズルの
有効長さが短か過ぎると衝突受圧力Ｐacは小さく、Ｌ／
Ｄの増加とともに衝突受圧力Ｐacは上昇し、Ｌ／Ｄ≒
１．７の条件のノズルにおいて衝突受圧力Ｐacは最高に
なり、ノズルの有効長さがさらに長くなると、衝突受圧
力Ｐacは減少することが分かる。この結果から、ノズル
の有効長さが前述した（１）式あるいは（２）式を満足
する条件であれば、噴流の受圧力を十分に高くできるよ
うになる。
【００２４】以上のようにして決定された幾何学的条件
に基づくノズルが実施例となるノズルであり、かかるノ
ズルを実際にスートブロワ装置に適用した場合の効果に
ついて以下に述べる。
に基づくノズルが実施例となるノズルであり、かかるノ
ズルを実際にスートブロワ装置に適用した場合の効果に
ついて以下に述べる。
【００２５】図１０は、スートブロワの作動回数ＮSを
従来技術のノズルと実施例に係るノズルとで比較したも
のであり、縦軸の作動回数ＮSは従来技術によるスート
ブロワ適用時における作動回数ＮS *で割ることにより無
次元化した。一度のスートブロワの作動で付着物（灰）
が十分に除去できれば、次の作動までのインターバルを
長くできるので、結果的に作動回数は減少する。つま
り、作動回数が少ないほど付着・堆積する灰の除去効果
が大きいということになる。図１０から明らかなよう
に、実施例に係るノズルを用いた場合、作動回数が従来
技術に比べて３０％以上減少できることが分かる。
従来技術のノズルと実施例に係るノズルとで比較したも
のであり、縦軸の作動回数ＮSは従来技術によるスート
ブロワ適用時における作動回数ＮS *で割ることにより無
次元化した。一度のスートブロワの作動で付着物（灰）
が十分に除去できれば、次の作動までのインターバルを
長くできるので、結果的に作動回数は減少する。つま
り、作動回数が少ないほど付着・堆積する灰の除去効果
が大きいということになる。図１０から明らかなよう
に、実施例に係るノズルを用いた場合、作動回数が従来
技術に比べて３０％以上減少できることが分かる。
【００２６】図１１は、スートブロワ装置の噴出気体と
して用いる蒸気使用量を比較したものであり、縦軸の使
用蒸気量ＱSは従来技術によるスートブロワ適用時にお
ける使用蒸気量ＱS *で割ることにより無次元化した。使
用蒸気量はスートブロワの作動回数にほぼ比例するの
で、当然のことではあるが、実施例に係るノズルの方が
従来技術に比べて使用する蒸気量を削減できる効果を有
することが分かる。また、このように使用蒸気量を減ら
せるということは、ボイラの効率を低下させずに済むと
いう効果のあることを意味している。
して用いる蒸気使用量を比較したものであり、縦軸の使
用蒸気量ＱSは従来技術によるスートブロワ適用時にお
ける使用蒸気量ＱS *で割ることにより無次元化した。使
用蒸気量はスートブロワの作動回数にほぼ比例するの
で、当然のことではあるが、実施例に係るノズルの方が
従来技術に比べて使用する蒸気量を削減できる効果を有
することが分かる。また、このように使用蒸気量を減ら
せるということは、ボイラの効率を低下させずに済むと
いう効果のあることを意味している。
【００２７】図１２に示す実施例では、ノズル１７をラ
ンス１の軸線方向に傾斜させて設置してあり、この点が
図１に示す実施例と相違している。炉内への挿入方向に
対して２つのノズル１７を共に角度φだけ傾斜させてお
り、この傾斜角度φは１０〜４０°の範囲内から適宜選
択するようにする。このように、ノズル１７をランス１
の軸線方向に傾斜させて設置すると、気体の流入３がス
ムーズになるため、図１に示す実施例よりもさらに圧力
損失が小さくなる。したがって、スートブロワ入口部の
蒸気元圧力が低くても、所定の流量を噴出できるように
なり、元圧力が低ければ過大な負荷が加わらないため、
スートブロワ取付部におけるシール部やパッキン部の構
造がシンプルになり、メンテナンスも容易になるという
利点がある。
ンス１の軸線方向に傾斜させて設置してあり、この点が
図１に示す実施例と相違している。炉内への挿入方向に
対して２つのノズル１７を共に角度φだけ傾斜させてお
り、この傾斜角度φは１０〜４０°の範囲内から適宜選
択するようにする。このように、ノズル１７をランス１
の軸線方向に傾斜させて設置すると、気体の流入３がス
ムーズになるため、図１に示す実施例よりもさらに圧力
損失が小さくなる。したがって、スートブロワ入口部の
蒸気元圧力が低くても、所定の流量を噴出できるように
なり、元圧力が低ければ過大な負荷が加わらないため、
スートブロワ取付部におけるシール部やパッキン部の構
造がシンプルになり、メンテナンスも容易になるという
利点がある。
【００２８】
【発明の効果】本発明は、以上説明したような形態で実
施され、以下に記載されるような効果を奏する。
施され、以下に記載されるような効果を奏する。
【００２９】貫通力を強めた噴流を生成できるので、付
着面へ噴流が衝突したときの威力も大きく、ノズルから
遠く離れた部位の付着物も効率良く除去できるようにな
る。これにより、使用蒸気量を減らすことができるた
め、ボイラの効率を低下させることが無く、しかも、付
着物を除去できる領域が拡大し、除去しにくい灰でも容
易に除去することができる。また、スートブロワの作動
回数を減らすことができ、熱応力の繰り返しも少なくで
きるため、疲労破壊に至りにくく、スートブロワ本体の
使用寿命を長くすることができる。さらに、ノズルの圧
力損失が低く、むやみに蒸気圧力を高くする必要が無い
ので、リーク防止のシール構造について過剰な対策が不
要になる。
着面へ噴流が衝突したときの威力も大きく、ノズルから
遠く離れた部位の付着物も効率良く除去できるようにな
る。これにより、使用蒸気量を減らすことができるた
め、ボイラの効率を低下させることが無く、しかも、付
着物を除去できる領域が拡大し、除去しにくい灰でも容
易に除去することができる。また、スートブロワの作動
回数を減らすことができ、熱応力の繰り返しも少なくで
きるため、疲労破壊に至りにくく、スートブロワ本体の
使用寿命を長くすることができる。さらに、ノズルの圧
力損失が低く、むやみに蒸気圧力を高くする必要が無い
ので、リーク防止のシール構造について過剰な対策が不
要になる。
【図１】実施例に係るスートブロワ装置の要部断面図で
ある。
ある。
【図２】図１のスートブロワ装置に備えられるノズル構
造の説明図である。
造の説明図である。
【図３】ノズルのひろがり角度と噴流の衝突受圧力の関
係を示す説明図である。
係を示す説明図である。
【図４】ノズルの噴射圧力と噴流の最高衝突受圧力の関
係を示す説明図である。
係を示す説明図である。
【図５】噴流の半径方向距離と噴流の衝突受圧力の関係
を示す説明図である。
を示す説明図である。
【図６】噴流の半径方向距離と噴流の衝突受圧力の関係
を示す説明図である。
を示す説明図である。
【図７】噴流の半径方向距離と噴流の衝突受圧力の関係
を示す説明図である。
を示す説明図である。
【図８】ノズル入口の曲率半径と噴射圧力の関係を示す
説明図である。
説明図である。
【図９】ノズルの有効長さと噴流の衝突受圧力の関係を
示す説明図である。
示す説明図である。
【図１０】スートブロワの作動回数の低減効果を示す説
明図である。
明図である。
【図１１】使用蒸気量の低減効果を示す説明図である。
【図１２】他の実施例に係るスートブロワ装置の要部断
面図である。
面図である。
【図１３】従来のノズル構造を示す説明図である。
【図１４】従来のノズル構造を示す説明図である。
【図１５】従来のノズル構造を示す説明図である。
１ ランス（管体） ２ 噴出気体 １７ ノズル １８ 噴流 １９ 入口部 ２０ 拡大部 θ ノズル噴出孔のひろがり角度 Ｒ ノズルの気体流入部の曲率半径 Ｌ ノズルの有効長さ Ｄ ノズル噴出孔の開孔径
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 野谷 武生 広島県呉市宝町６番９号 バブコツク日立 株式会社呉工場内 Ｆターム(参考） 3K061 QC23 QC38
Claims (2)
- 【請求項１】 管体に設けられたノズルの噴出孔から気
体噴流を噴出することにより、炉内伝熱部に付着・堆積
した付着物を除去するスートブロワ装置において、 前記ノズルの噴出孔の開孔径をＤ、前記ノズルの有効長
さをＬ、前記噴出孔のひろがり角度をθ、前記ノズルの
気体流入部の曲率半径をＲとしたとき、前記ノズルが、 １．３≦Ｌ／Ｄ≦２．１ １０°≦θ≦１７° ０．４≦Ｒ／Ｄ≦０．７ で規定される全ての条件を満たすように構成されている
ことを特徴とするスートブロワ装置。 - 【請求項２】 請求項１の記載において、前記ノズルを
前記管体の軸線方向に対して傾斜させたことを特徴とす
るスートブロワ装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3739099A JP2000234720A (ja) | 1999-02-16 | 1999-02-16 | スートブロワ装置 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3739099A JP2000234720A (ja) | 1999-02-16 | 1999-02-16 | スートブロワ装置 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2000234720A true JP2000234720A (ja) | 2000-08-29 |
Family
ID=12496212
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3739099A Pending JP2000234720A (ja) | 1999-02-16 | 1999-02-16 | スートブロワ装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2000234720A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2017131837A (ja) * | 2016-01-27 | 2017-08-03 | 株式会社スギノマシン | ランスノズルおよびそれを備えた余剰溶射被膜除去装置 |
| CN115488114A (zh) * | 2022-07-25 | 2022-12-20 | 广西北投交通养护科技集团有限公司 | 隧道排水系统清洗装置与方法及清洗半球构造设计方法 |
-
1999
- 1999-02-16 JP JP3739099A patent/JP2000234720A/ja active Pending
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2017131837A (ja) * | 2016-01-27 | 2017-08-03 | 株式会社スギノマシン | ランスノズルおよびそれを備えた余剰溶射被膜除去装置 |
| CN107008580A (zh) * | 2016-01-27 | 2017-08-04 | 杉野机械股份有限公司 | 喷枪喷嘴及具有该喷枪喷嘴的剩余热喷涂膜除去装置 |
| CN115488114A (zh) * | 2022-07-25 | 2022-12-20 | 广西北投交通养护科技集团有限公司 | 隧道排水系统清洗装置与方法及清洗半球构造设计方法 |
| CN115488114B (zh) * | 2022-07-25 | 2024-01-30 | 广西北投交通养护科技集团有限公司 | 隧道排水系统清洗装置与方法及清洗半球构造设计方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A977 | Report on retrieval |
Effective date: 20060208 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Effective date: 20060214 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20060414 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Effective date: 20060530 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20061003 |