WO1994029645A1

WO1994029645A1 - Bruleur pour combustible liquide

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Publication number: WO1994029645A1
Application number: PCT/JP1994/000334
Authority: WO
Inventors: Takamasa Akimoto; Masaki Fujiwara; Hiroshi Sanui; Kimio Iino; Hiroshi Igarashi
Original assignee: Nippon Sanso Corporation
Priority date: 1993-06-10
Filing date: 1994-03-02
Publication date: 1994-12-22
Also published as: JP2981959B2; EP0653591A1; EP0653591B1; DE69426641T2; DE69426641D1; JPH06347008A; EP0653591A4; US5603456A

Description

明細書液体燃料用バーナー技術分野

本発明は、液体燃料用バーナーに関し、特に、ガラス溶融炉等の、火炎からの輻射伝熱を利用する各種炉に好適な液体燃料用バーナーに関する。背景技術

従来から、ガラス溶融炉においては、ガラスを均等に昇温加熱するため、重油，灯油等の液体燃料を空気で燃焼するバーナーを用い、火炎をガラスに直接当てず、輻射伝熱を主体とした溶融方法を採用している。

しかし、支燃性ガスとして空気を用いると、空気には燃焼に寄与しない窒素が多いために排ガス量が多くなり、これに伴って炉から持ち去る熱量も多くなって熱効率が悪化する。また、有害な N O Xも多量に発生する。

そこで、支燃性ガスとして酸素を用いることが着目される。支燃性ガスとして酸素を用いると、空気を用いた場合に比べて燃焼排ガス量が約 1 Z 5になるので、燃焼排ガスが持ち去る熱量も、約 Ι Ζ ΐ Ζ δに減少し、熱効率が高くなるとともに、 Ν Ο Χ発生量が大幅に低減される。

ところが、支燃性ガスとして酸素ガスを用いる従来の液体燃料用バーナーによる火炎は、火炎からの輻射伝熱を主体とする溶融手段に利用するには著しく不利である。以下、これを詳述する。

支燃性ガスとして酸素ガスを用いる従来の液体燃料用バーナーは、例えば、米国特許第 4 , 2 1 6， 9 0 8号明細書に開示される如く、先端部に燃料噴出ノズルを有する燃料供給管と、支燃性ガス通路を形成するために該燃料供給管の外側に同心状に設けた支燃性ガス供給管と、前記燃料噴出ノズルに近接して前記燃料供給管内に配設したスヮラーと、前記燃料噴出ノズルの周囲に、前記支燃性ガス通路に連通して設けた複数の支燃性ガス噴出ノズルとで構成されている。

そして、液体燃料をスワラ一を介して 3 0度以上の大きな角度で前記燃料噴出ノズルから霧状に噴出するとともに、酸素ガスを S O m / s e c S O O m Z s e cの流速で前記支燃性ガス噴出ノズルから噴出して、噴出した液体燃料を燃焼させるものである。

これによつて、液体燃料は、酸素ガスと激しく混合して高速に燃焼し、この結果、空気を用いた場合より 6 0 0〜8 0 0 °C高温の火炎長の短い火炎が形成される。この高温の火炎を被加熱物に直射することにより、被加熱物を高温に加熱でき、しかも火炎中に含まれているラディカルな物質が被加熱物に衝突してから安定物質である二酸化炭素や水に変化する際に発熱するので被加熱物をより高温に加熱することができる。

このように、支燃性ガスとして酸素ガスを用いる従来のバーナーは、被加熱物の直射溶融には有効であるが、前記支燃性ガス噴出ノズルから噴出する酸素ガスの流速が速いから、液体燃料と酸素ガスとの混合が促進され、燃焼速度が速くなるため、火炎長が短くなる。しかも、輻射伝熱に有効な輝炎部の割合が火炎長に対して約 4 0〜 6 0 % (重油、灯油等の石油系液体燃料を用いた場合）と少ないため、火炎からの輻射伝熱を主体とした溶融手段に利用するには問題があった。そこで、本発明は、支燃性ガスとして酸素濃度 5 0 %以上のガスを用いることにより、燃焼効率を高くでき、かつ、 N O Xを低減できるという長所を生かしつつ、輻射伝熱に有効な長くて輝炎部の割合が大きい火炎を得られる液体燃料用バーナ一を提供することを目的とするものである。発明の開示

本発明の液体燃料用バーナーは、先端部に燃料噴出ノズルを有する燃料供給管と、支燃性ガス通路を形成するために該燃料供給管の外側に同心状に設けた支燃性ガス供給管と、前記燃料供給管の先端部と間隙を存して該燃料供給管内に配設したォリフィス部材とで構成され、該オリフィス部材のォリフィスと前記燃料供給管の燃料噴出ノズルとは相互に偏心している。

また、本発明は、改良された上述の液体燃料用バーナーの前記支燃性ガス供給管の支燃性ガス通路に、支燃性ガス旋回用の羽根を設ける。

さらに、本発明は、前記燃料噴出ノズルと前記オリフィスとの軸線方向の距離に対する該燃料噴出ノズルの中心線と該ォリフィスの中心線との距離の比で定める偏心率が、 1 . 0〜4 . 0である。

また、本発明は、前記支燃性ガス通路から噴出する支燃性ガスの噴出速度が、 1〜2 0 m / s e cである。

さらに、本発明の前記支燃性ガスは、酸素濃度が 5 0 %以上である。

上述の如く構成した液体燃料用バーナーによれば、液体燃料は、オリフィスを通って前記ォリフィス部材と前記燃料供給管の先端部との間の空隙部に拡散した後燃料噴出ノズルから噴出する。この際、前記ォリフィスと前記燃料噴出ノズルとが相互に偏心しているので、液体燃料は、従来より小さな噴霧角度で前記燃料噴出ノズルから噴出し、噴出した液体燃料の飛距離が伸びる。一方、支燃性ガスは、支燃性ガス通路の開口端部から霧化状態の液体燃料を包囲するように噴出し、この状態で液体燃料を燃焼させるので、火炎長が長く、かつ、輝炎部の割合が大きい火炎が得られる。

火炎長が長くなるのは、前記燃料噴出ノズルから液体燃料が鋭角に噴出することにより、飛距離が伸びた液体燃料が全長に亙って燃焼するためである。火炎中の輝炎部の割合が大きいのは、液体燃料を一気に燃やす従来の液体燃料用パーナ一に比べ、本発明の液体燃料用バーナーでは、液体燃料と支燃性ガスとの混合速度が緩慢になり、この結果、液体燃料の燃え方が緩慢になるためと思われる。なお、支燃性ガスとして空気等の酸素ガス濃度が 5 0 %未満のガスを用いると、液体燃料を完全燃焼させにくく、不完全燃焼によるススが発生するので、本発明においては、前記の如く支燃性ガスとして酸素ガス濃度が 5 0 %以上の酸素富化ガス又は高純酸素を用いるのが望ましく、酸素濃度が高いほど良好な火炎を形成することができる。

したがって、本発明の液体燃料用パーナ一は、長くて輝炎部の割合が大きい火炎を得られるので、輻射伝熱を主体としたガラス溶融等に利用した場合、溶融効果が向上し、しかも液体燃料，酸素ガスが節減できる。また、燃焼火炎が細い紡錘状になるので、燃焼によるバーナー先端部への熱負荷が少なくなるため、従来の酸素ガスを用いた液体燃料用バーナーでは不可欠であった水冷ジャケットを不要とすることも可能である。また、本発明の液体燃料用バーナーは、一次支燃性ガス通路を形成するための前記支燃性ガス供給管の外側に、二次支燃性ガス通路を形成するための支燃性ガス供給管を同心状に設けている。

さらに、本発明は、前記二次支燃性ガス通路の支燃性ガスに対する一次支燃性ガス通路の支燃性ガスの流量比は、 0 . 2 5〜 1 . 0である。

また、本発明は、前記二次支燃性ガス通路の支燃性ガスに対する一次支燃性ガス通路の支燃性ガスの流速比は、 0 . 3〜 1 . 0である。

さらに、本発明は、前記一次支燃性ガス通路の支燃性ガスの流速が、 0 °Cかつ

1気圧の状態に換算して 1 0〜4 0 m " s e cである。

本発明の液体燃料用バーナーは、二次支燃性ガス通路を形成するための支燃性ガス供給管を、一次支燃性ガス通路を形成するための前記支燃性ガス供給管の外側に同心状に設けることにより、燃焼火炎を一層長くすることができ、また、燃焼火炎のほとんどが輝炎部となり、輻射伝熱を主体としたガラス溶融等に利用した場合、溶融効果が一層向上する。図面の簡単な説明

図 1は、本発明の液体燃料用バーナーの第 1実施例を示す要部の断面図。

図 2は、本発明の第 2実施例を示す要部の断面図。

図 3は、実験例 1における火炎の状態を示す説明図。

図 4は、実験例 2における酸素ガスの噴出速度と火炎との関係を示す図。

図 5は、本発明の第 3実施例を示す要部の断面図。

図 6は、図 5の VI— VI線矢視図。

図 7は、実験例 4における燃焼炉へのバーナーの装着状態を示す図。

図 8は、実験例 4において燃焼炉におけるバーナー挿入口の炉内開口端からの距離と炉内の天井部の温度との関係を示す図。

図 9は、本発明の第 4実施例を示す要部の断面図。

図 1 0は、本発明の第 5実施例を示す要部の断面図。発明を実施するための最良の形態以下、図面を参照しながら本発明の最良の形態を詳細に説明する。図 1は、本発明の液体燃料用バーナーの第 1実施例を示す要部の断面図である。この液体燃料用バーナー 1は、先端部に燃料通路 2と連通する燃料噴出ノズル 3 を有する燃料供給管 4と、支燃性ガス通路 5を形成するために該燃料供給管 4の外側に同心状に設けた支燃性ガス供給管 6と、前記燃料供給管 4の先端部と間隙を存して該燃料供給管 4内に配設したォリフィス部材 7とで構成されている。前記燃料噴出ノズル 3は、前記燃料供給管 4の中心線 8上に形成されている。前記オリフィス部材 7には、複数個、例えば 3個のオリフィス 9力、前記燃料噴出ノズル 3に対して偏心した位置に形成されている。前記 3個のオリフィス 9は、各々同一口径で、かつ、前記中心線 8を中心とする円周上に等間隔で配置されている。

前記ォリフィス部材 7と前記燃料供給管 4の先端部との間の空隙部は、燃料霧化部 1 0となる。前記支燃性ガス通路 5の先端は、支燃性ガス噴出口 1 1である。液体燃料としては、灯油，軽油，重油等の各種の液体燃料を使用することができる。

支燃性ガスとして空気等の酸素ガス濃度が 5 0 %未満のガスを用いると、液体燃料を完全燃焼させにくく、不完全燃焼によるススが発生するので、本発明においては、支燃性ガスとして酸素ガス濃度が 5 0 %以上の酸素富化ガス又は高純酸素を用いるのが望ましく、酸素濃度が高いほど良好な火炎を形成することができ O

上記構成により、液体燃料及び支燃性ガスは、それぞれの通路 2， 5に周知の手段で供給される。液体燃料は、オリフィス 9を通って燃料霧化部 1 0で拡散し、次いで燃料噴出ノズル 3から噴出し、支燃性ガス通路 5の支燃性ガス噴出口 1 1 から噴出する支燃性ガスと混合して燃焼する。

前記燃料噴出ノズル 3から噴出する液体燃料の噴霧角度は、燃料噴出ノズル 3 の長さ（L ) や断面積によっても若干変化するが、主に前記燃料噴出ノズル 3と前記ォリフィス 9との軸線方向の距離、即ち、燃料霧化部 1 0の間隔（S ) に対する該燃料噴出ノズル 3の中心線と該オリフィス 9の中心線との距離（M) の比、 MZ Sの値（以下、偏心率という）によって変化することが実験的に確認された。そして、この偏心率を 1 . 0未満にすると、燃料の飛距離は伸びるが、前記燃料噴出ノズル 3から噴出する液体燃料の分散（霧状化）が不十分となり、液体燃料の一部が未燃焼になる。一方、偏心率を 4 . 0を超えて大きくすると、液体燃料の分散性は良いが、液体燃料の噴霧角度が大きくなり、火炎長が短くなる。このようなことから、偏心率を 1 . 0〜4 . 0の範囲に設定することにより、十分な分散性を得た上で液体燃料の噴霧角度を 5〜1 0度と小さくすることができ、長い火炎が得られる。

図 2は、本発明の第 2実施例を示す要部の断面図である。この実施例の液体燃料用バーナー 2 1は、燃料供給管 4の燃料噴出ノズル 2 3とオリフィス部材 7のオリフィス 2 9 との数及び位置関係が前記図 1の第 1実施例の液体燃料用パーナ一 1と異なるのみで、その他の構成は第 1実施例の液体燃料用バーナー 1と同様である。

前記ォリフィス 2 9は、前記ォリフィス部材 7の中心、即ち、前記燃料供給管 4の中心線 8上に形成されている。前記燃料噴出ノズル 2 3は、前記オリフィス 2 9に対して偏心した位置に複数個形成されている。この複数個の燃料噴出ノズル 2 3は、各々同一口径で、かつ、前記中心線 8を中心とする円周上に等間隔で配置されている。

この場合の偏心率は、前記燃料噴出ノズル 2 3と前記ォリフィス 2 9との軸線方向の距離、即ち、燃料霧化部 1 0の間隔（S ) に対する該燃料噴出ノズル 2 3 の中心線と該オリフィス 2 9の中心線との距離（M) の比、 MZ Sで表される。

この第 2実施例の場合も、偏心率を 1 . 0〜4 . 0の範囲に設定することにより、十分な分散性を得た上で液体燃料の噴霧角度を 5〜1 0度と小さくすることができ、長い火炎が得られる。

前記偏心率を所定の値に保持するためには、前記燃料噴出ノズルと前記ォリフィスとを各一つずつ設ける場合、一つの燃料噴出ノズル 3に対して複数のォリフィス 9を設ける場合、複数の燃料噴出ノズル 2 3に対して一つのオリフィス 2 9 を設ける場合、のいずれかが用いられる。いずれの場合も、前記オリフィスの断面積（複数のときは合計断面積）は、燃料噴出ノズルの断面積（複数のときは合計断面積）より大きくする。そして、前記燃料噴出ノズル又は前記ォリフィスを複数個設ける場合は、全て同一の口径で、中心線 8を中心とする円周上に等間隔に配置することが、良好な火炎の形成の点で好ましい。しかしながら、偏心率を前記のような所定の範囲内とする限り、他の条件が多少変化しても、あるいは同 —口径でなくても、また等間隔でなくても、液体燃料の噴霧角度を従来のパーナ一よりも小さくできる。

実験例 1

前記燃料噴出ノズル 3とオリフィス 9との偏心による効果を確認するため、図 1に示す構造の液体燃料用バーナー（発明品） 1と、前述の従来の液体燃料用バーナ一（従来品） Aとを大気中で燃焼させて火炎の状態を確認した。なお、発明品 1における偏心率は 3. 0とした。

上記各バーナーの燃料通路には、液体燃料として灯油を 5 0 リットル Zhの割合で流し、支燃性ガス通路には酸素ガス（酸素ガス濃度 98%) を l O O Nm³ Zh (ここで、 Νπι^ΰ は 0° (：、 1気圧状態での体積を示す。以下同じ。）の割合で流した。なお、発明品 1と従来品 Αとでは、支燃性ガス通路の断面積が異なるため、酸素ガスの噴出速度は発明品 1では 6 mZs e c、従来品 Aでは 1 0 0m / s e cである。この結果を表 1に示す。また、形成された火炎の状態を図 3に示す。図 3の（a) は発明品 1による火炎、図 3の（b) は従来品 Aによる火炎である。火炎の温度は、輝炎部の温度を放射温度計により測定したものである。

上記表 1及び図 3から明らかなように、従来品 Aでは、燃料噴出ノズルから広がろうとする液体燃料の噴霧を、その外側を流れる酸素ガスで抑え込むようにして火炎が形成されており、液体燃料と酸素ガスとが急激に混合しているので、発明品 1の場合より高温で、かつ、短い火炎が得られている。従来品 Aによる火炎は、図 3 (b) に示すように、輝炎部 Bは、バーナーの先端部近傍に部分的に形成され、該輝炎部 Bより先には、燃料の気化によって生じたガスが燃焼していると考えられる青白い不輝炎部 cが長く形成されていた。

一方、発明品 1の場合には、図 3 (a) に示すように、従来品 Aより長い火炎が得られ、しかも、輝炎部 Bは火炎全体に及んでいた。

上記のように、発明品 1に係る液体燃料用バーナーによれば、従来品 Aより輻射伝熱の多い良好な火炎が得られるが、前記支燃性ガス噴出口 1 1から噴出する支燃性ガスの噴出速度を 1〜2 Om/s e c、特に 2〜 1 2mZs e cの範囲に制御することにより、実用的に最適な火炎が得られる。なお、支燃性ガスの流速を制御する手段としては、使用する支燃性ガス量に合わせて支燃性ガス通路の断面積を調整したり、支燃性ガス通路への供給管に流量調節計を設けるなど、従来公知の各種手段を用いることができる。

実験例 2

次に、酸素ガスの噴出速度と火炎との関係を調べるため、酸素ガスの供給量を —定とし、図 1に示す構造の液体燃料用パーナ一 1で、かつ、支燃性ガス通路 5 の断面積が種々に異なるバーナーを用い、酸素ガスを種々の速度で噴出して火炎を形成した。この結果を図 4に示す。図中、 Dは火炎の長さ、 Eは火炎の長さに対する輝炎部の長さの割合（輝炎部の割合）を示し、火炎の長さ Dは左側の縦軸に cmで表し、輝炎部の割合 Eは右側の縦軸に％で表す。

図 4から明らかなように、酸素ガスの流速を lmZs e c未満の低速にすると、輝炎部の割合は高いが火炎が短くなる。これは、酸素ガスの流速が遅過ぎて火炎の先端部では液体燃料と酸素ガスとの混合状態が悪化し、未燃部分が生じるためと思われる。酸素ガスの流速を 2 m/ s e c以上にすると、略良好な火炎が得られる。一方、酸素ガスの噴出速度を 1 2mZs e c以上にすると輝炎部の割合が減少してくる。特に、酸素ガスの噴出速度を 2 Om/s e cを超える高速にすると、火炎長はあまり変化しないが輝炎部の割合が著しく減少する。これは、酸素ガスの流速が速過ぎて、液体燃料と酸素ガスとの混合が促進され過ぎ、火炎の先端部近傍では液体燃料が燃焼により一部気化し、気化状態で燃焼するので輝炎にならないためと考えられる。

以上の結果から、本発明の液体燃料用バーナーは、酸素ガスの流速を、実用的な見地から 1〜 2 0 m/ s e c、望ましくは 2〜； 1 2 m/ s e cに制御することが好ましい。

次に、図 5及び図 6は、本発明の第 3実施例を示し、図 5は支燃性ガス通路 3 を形成する外側の管を切り欠いて示した断面図、図 6は図 5の VI— VI線矢視図であ

この実施例の液体燃料用バーナー 3 1は、前記支燃性ガス供給管 6の支燃性ガス通路 5に、支燃性ガス旋回用の羽根 3 2を設けたもので、その他の構成は第 1 実施例の液体燃料用バーナー 1 と同様である。

前記支燃性ガス旋回用の羽根 3 2は、図 6に示すように、 4枚の羽根要素で構成されている。これら 4枚の羽根要素は、支燃性ガス通路 5内に等間隔に配設され、支燃性ガス通路 5に対して所定の角度を有している。尚、羽根要素の枚数は、 —例として 4枚としたが任意の枚数を用いることができる。

上記構成により、支燃性ガス通路 5を流れる支燃性ガスは、羽根 3 2の各羽根要素の間を通過する時に旋回力を付与されて支燃性ガス噴出口 1 1から旋回状態で噴出する。これにより、火炎長はほとんど変わらないが、高温度の輝炎部を有する燃焼火炎が発生し、輻射伝熱効果が向上する。これは、旋回力が付与された支燃性ガスが、燃料噴出ノズル 3から霧化噴出した液体燃料の回りを旋回しながら液体燃料と混合するので、液体燃料との混合がより適切に行われるためと思われる。

実験例 3

次に、第 3実施例の液体燃料用バーナーを用い、液体燃料，酸素ガスの流速等の条件を実験例 1と同様にして、羽根 3 2の羽根要素の支燃性ガス通路 5に対する傾度を変えて羽根 3 2の効果を確認した。前記羽根要素の傾度は、支燃性ガス通路 5と平行な状態を傾度 0とし、支燃性ガス通路 5と垂直な状態 9 0度とした。この結果を表 2に示す。

表 2

傾度（° ) 0 2 0 4 0

火炎長（mm) 2 5 0 0 2 5 0 0 2 4 5 0

輝炎部長さ（mm) 2 5 0 0 2 5 0 0 2 4 5 0

火炎の温度（°C) 2 4 0 0 2 4 5 0 2 5 0 0 表 2から明らかなように、傾度が 0のときは、図 1のバーナーと同じ結果であり、傾度を 2 0度、 4 0度と上昇していくと、火炎長，輝炎部は略同じまま、火炎の温度が高くなった。しかし、傾度を 4 5度以上にすると変化はなく、むしろ羽根 3 2が酸素ガスの流れに対して抵抗になるので、酸素ガスの供給圧力を高める必要が生じる。従って、前記羽根要素の傾度は、実際の使用状況に応じて 4 0 度以下の適宜な値に設定することが望ましい。

なお、以上の実験例 1乃至 3は、大気中で行ったため、図 3に示す如く、火炎の先端部は浮力により上向きになったが、実際に炉内で使用する場合には、炉内の温度が高いため、炉内の温度と火炎の温度の差が小さくなり、浮力が減少して略水平の火炎が得られる。

実験例 4

引き続き、前記羽根要素の傾度を 0としたバーナーと前記羽根要素の傾度を 4 0度としたパーナとをテスト用燃焼炉に装着して炉内の温度を測定した。比較として実験例 1で用いた従来品 Aを用いた。

本実施例のバーナー 3 1と従来品 Aとでは、図 3に示す如く、火炎の形成状態が異なる。従って、バーナー 3 1の場合には、バーナー先端部を、図 7 ( a ) に示すように、炉 3 3内に連通するバーナー挿入口 3 4の大気側に配置できるのに対し、従来品 Aでは、バーナー挿入口 3 4の奥まで挿入しなければならない。このため、バーナー挿入口 3 4の内壁に貼られたバーナータイルに損耗を与えないように、従来品 Aでは、バーナー先端部の外周に水冷等の冷却ジャケットを設ける必要があるのに対し、バーナー 3 1では、火炎が細長く形成される結果、燃焼によるバーナー先端部の熱負荷が小さくなり、バーナー先端部近傍の冷却が不要となる利点もある。

図 8は、前記羽根要素の傾度を 0としたバーナー Fと前記羽根要素の傾度を 4 0度としたパーナ Gと従来品 Aを用いて火炎を形成し、バーナー挿入口 3 4の炉内開口端から所定の位置における炉内の天井部の温度を測定したものである。図 8から明らかなように、従来品 A , バーナー F，パーナ Gの順で炉内が高温になつていることが判る。

図 9は、本発明の第 4実施例を示す液体燃料用バーナーの要部の断面図である。この実施例の液体燃料用バーナー 4 1は、第 1実施例のバーナーの前記支燃性ガス供給管 6の外側に、第 2の支燃性ガス供給管 4 2を同心状に設けたもので、その他の構成は第 1実施例の液体燃料用バーナー 1と同様である。

したがって、前記燃料供給管 4と支燃性ガス供給管 6の間に、一次支燃性ガス通路 4 3が形成され、前記支燃性ガス供給管 6と前記支燃性ガス供給管 4 2の間に、二次支燃性ガス通路 4 4が形成される。

図 1 0は、本発明の第 5実施例を示す液体燃料用バーナーの要部の断面図であ G

この実施例の液体燃料用バーナー 5 1は、第 2実施例のバーナーの前記支燃性ガス供給管 6の外側に、第 2の支燃性ガス供給管 5 2を同心状に設けたもので、その他の構成は第 2実施例の液体燃料用バーナー 2 1 と同様である。

したがって、前記燃料供給管 4と支燃性ガス供給管 6の間に、一次支燃性ガス通路 5 3が形成され、前記支燃性ガス供給管 6と前記支燃性ガス供給管 5 2の間に、二次支燃性ガス通路 5 4が形成される。

上記のように一次支燃性ガス通路の外周に二次支燃性ガス通路を設けることにより、燃料噴出ノズルから小さな角度で噴霧された燃料の回りに一次支燃性ガス通路から噴出した一次支燃性ガス流が、該一次支燃性ガス流の周囲に二次支燃性ガス通路から噴出した二次支燃性ガス流が形成される。これにより、長くてかつ輝炎部の多い火炎が得られる。また、一次支燃性ガス流と二次支燃性ガス流との流量比及び流速比を変化させることによって、火炎の長さを変化させることがでさる c

なお、前記流量比及び流速比は、二次支燃性ガス流に対する一次支燃性ガス流の比率、すなわち、 [—次] Z [二次] と定義する。

以下、図 9の第 4実施例の液体燃料用バーナーを用いた実験例を示す。

実験例 5

灯油 3 5 リットル Z h , 酸素 7 0 N m ³ hを大気中で燃焼させたときの流量比を変えた場合の燃焼特性は、表 3に示す通りであった。なお、酸素流速は、一次側が S O N mZ s e c (ここで、 N n i O °C、 1気圧状態に換算した値を示す。以下同じ。），二次側が 3 3 N m / s e cである。表 3

以上のことから、流量比を 0. 25〜1. 0の範囲、特に 0. 54程度とすることが望ましい。なお、同一条件で従来の酸素バーナーでは、火炎長 900mm，輝炎部 600 mm, 最高火炎温度は 2700 °Cであった。

実験例 6

実験例 5における流量比を 0. 54とし、流速比を変えた場台の燃焼特性は表 4に示す通りであった。なお一次酸素流速は、 2 ONmZs e cである。

表 4

以上のことから、流速比を 0. 3〜1. 0の範囲、特に 0. 6〜0. 8とすることが望ましい。

実験例 7

実験例 5における流量比を 0. 54とし、一次酸素流速を可変とした場合の燃焼特性は表 5に示す通りであった。なお二次酸素流速は、実験例 6で確認された流速比の適用範囲 0. 3〜1. 0について、それぞれ可変にして行った。

2 一表 5

*—次酸素流速及び二次酸素流速範囲の単位は NmZs e c 以上のことから、一次酸素流速を 10 40 Nm/ s e cの範囲、特に 10〜 20NmZs e cとすることが望ましい。

このように、第 4 ·第 5実施例の液体燃料用バーナーは、上述した燃料霧化部 10と、該霧化部 10の外周に同心状に一次支燃性ガス通路及び二次支燃性ガス通路を設けた構造によって、液体燃料の角度の小さい噴霧状態の実現を可能とし、かつ支燃性ガス供給手段の制御によって、好ましい燃焼特性を得ることを可能としたものである。即ち、流量比を 0. 25〜1. 0の範囲に制御すること、流速比を 0. 3〜1. 0の範囲に制御し、かつ、一次支燃性ガス流速を、 1 0〜40 Nm/ s e cの範囲において制御することにある。

Claims

請求の範囲

1. 先端部に燃料噴出ノズルを有する燃料供給管と、支燃性ガス通路を形成するために該燃料供給管の外側に同心状に設けた支燃性ガス供給管と、前記燃料供給管の先端部と間隙を存して該燃料供給管内に配設したオリフィス部材とで構成され、-該ォリフィス部材のォリフィスと前記燃料供給管の燃料噴出ノズルとは相互に偏心している液体燃料用バーナー。

2. 前記支燃性ガス供給管の支燃性ガス通路に、支燃性ガス旋回用の羽根を設けた請求項 1記載の液体燃料用バーナー。

3. 前記燃料噴出ノズルと前記ォリフィスとの軸線方向の距離に対する該燃料噴出ノズルの中心線と該ォリフィスの中心線との距離の比で定める偏心率が、 1. 0〜4. 0である請求項 1記載の液体燃料用バーナー。.

4. 前記支燃性ガス通路から噴出する支燃性ガスの噴出速度は、 l S Om/s e cである請求項 1記載の液体燃料用バーナー。

5. 前記支燃性ガスは、酸素濃度が 50%以上である請求項 1記載の液体燃料用バーナー。

6. —次支燃性ガス通路を形成するための前記支燃性ガス供給管の外側に、二次支燃性ガス通路を形成するための支燃性ガス供給管を同心状に設けた請求項 1記載の液体燃料用バーナー。

7. 前記二次支燃性ガス通路の支燃性ガスに対する一次支燃性ガス通路の支燃性ガスの流量比は、 0. 25〜1. 0である請求項 6記載の液体燃料用バーナー。

8. 前記二次支燃性ガス通路の支燃性ガスに対する一次支燃性ガス通路の支燃性ガスの流速比は、 0. 3〜1. 0である請求項 6記載の液体燃料用バーナー。

9. 前記一次支燃性ガス通路の支燃性ガスの流速は、 0°Cかつ 1気圧の状態に換算して 10〜4 Om/s e cである請求項 6記載の液体燃料用バーナー。