DE4033296A1

DE4033296A1 - Gasbrenner und verfahren zum betreiben eines solchen

Info

Publication number: DE4033296A1
Application number: DE4033296A
Authority: DE
Inventors: John Vincent Joyce
Original assignee: Bowin Designs Pty Ltd
Current assignee: Bowin Technology Pty Ltd
Priority date: 1989-10-20
Filing date: 1990-10-19
Publication date: 1991-04-25
Anticipated expiration: 2010-10-20
Also published as: FR2653533A1; FR2653533B1; DE4033296C2; US5340305A; IT9083505A0; GB2237104B; GB9022667D0; IT9083505A1; GB2237104A; IT1242663B

Description

Die Erfindung betrifft Brenner, insbesondere Brenner, die niedrige Stickoxydemissionen erzeugen.

Der Erfindungsgegenstand wurde primär zur Anwendung in abzugs freien, gasbefeuerten Konvektionsraumbeheizern entwickelt, und wird hier unter Bezugnahme auf diesen besonderen Einsatzzweck beschrieben, ist aber nicht auf dieses besondere Anwendungs gebiet beschränkt.

Nicht entlüftete, gasbefeuerte Brenner werden häufig als Raum beheizer in Behausungen und anderen Gebäuden verwendet. Ihr Wärmewirkungsgrad beruht auf ihrer Fähigkeit, die Luftinfiltra tionsraten zu verringern, sie können allerdings eine Ursache der Innenraumverunreinigungen sein, hauptsächlich bezüglich der Menge an gebildetem NO_X und insbesondere NO₂.

Der Ausdruck NO_X wird verwendet, um die kombinierten Oxyde des Stickstoffs, insbesondere NO, N₂O und NO₂ zu beschreiben. Bei spielsweise sind NO und N₂O in der Außenwelt von Bedeutung, be sonders in Verbindung mit saurem Regen, Ozon und photochemi schem Smog. In der Medizin wird jedoch NO₂ wegen seiner Wirkung auf die Lungenfunktion mehr Bedeutung beigemessen.

Medizinische Untersuchungen während der achtziger Jahre deute ten darauf hin, daß schon sehr viel niedrigere Konzentrationen an NO₂ als bisher angenommen, die Lungenfunktion beeinträchti gen. Bis vor kurzem wurde z. B. in New South Wales eine Ober grenze für NO₂ von 3 ppm über acht Stunden für unbedenklich gehalten und in den USA betrug der Wert 5 ppm über acht Stun den. Das Public Health Committee der Nationalen Gesundheits- und medizinischen Forschungsbehörde in Canberra hat jedoch nach Berücksichtigung aller neu zur Verfügung stehenden Daten ent schieden, daß ein Niveau oberhalb von 0,3 ppm Anlaß zur Besorg nis gibt und die Weltgesundheits-Organisation hat nun einen Richtwert von 0,21 ppm gesetzt. (Dieser Wert soll nicht länger als eine Stunde während eines Monats überschritten werden.)

Überdies wächst in der Umwelt die allgemeine Besorgnis über die NO_X-Gehalte sowohl in der unteren als auch in der oberen Atmo sphäre und verschiedene Behörden in der Welt führen Gesetze zur Kontrolle von Emissionen der Verbrennungsprodukte ein.

Allgemein lassen sich Gasbrenner in zwei Typen unterteilen - den Blauflammen-Brenner (Blue Flame Burner) und Oberflächenver brennungs(Strahlungs)-Brenner. Der in Konvektionsraumbeheizern am meisten verwendete Typ ist der Blauflammen-Brenner, da diese bei einer niedrigeren Temperatur als die Oberflächenverbren nungs-Brenner arbeiten, was sie sicherer für die Verwendung in Schulen oder in Haushalten macht. Es ist jedoch nachgewiesen, daß Blauflammen-Brenner im allgemeinen NO₂-Werte in der Größen ordnung von 15 bis 30 ng/Joule produzieren und als solche gemeinhin kein Potential zur Reduzierung von NO_X aufweisen. Aus diesem Grund hat sich die Forschung bezüglich wenig NO_X produ zierender Brenner hauptsächlich auf Oberflächenverbrennungs- Brenner verschiedener Formen konzentriert.

In den letzten zwanzig Jahren hat sich die Forschung bezüglich der Herstellung von Brennern mit niedrigeren NO_X-Emissions werten auf die Anwendung von Überschußluft konzentriert, und zwar allein oder in Kombination mit dem Einsatz von zweistu figer Verbrennung. Als Folge davon sind etliche dieser Brenner bezüglich Konstruktion und Betriebsweise sehr komplex geworden.

Zum Beispiel haben sich die bisher erfolgreichsten darauf kon zentriert, unter Druck gehaltene, vorgemischte Luft/Gas-Mi schungen zu verwenden, welche in einer Vielzahl von Konfigu rationen mit metallischen Oberflächen, keramischen Oberflächen oder Nachbrennern verbrannt werden. Alle haben auf hohen Luft überschuß und hohe Verbrennungslast vertraut. Diese Erforder nisse von druckerzeugenden Systemen, Nachbrennern und hohen Verbrennungslasten führen zu Brennern, die oft voluminös, kompli ziert und unflexibel in ihrer Betriebsweise sind.

Weiterhin sind zwar NO_X-Emissionen bei älteren Brennertypen vermindert worden, ohne daß es aber gelungen wäre, sich den als wünschenswert betrachteten Zielwerten auch nur anzunähern.

Dementsprechend ist es Aufgabe der Erfindung, einen wenig NO_X produzierenden Brenner einfacher Bauweise und flexibler Be triebsführung zu schaffen, der die Nachteile des oben disku tierten Standes der Technik vermeidet oder wesentlich mindert.

Gemäß der Erfindung wurde ein Gasbrenner geschaffen, mit einer Brennkammer die eine Verbrennungsoberfläche aus einem leitungs fähigen, porösen, hitzeresistenten Material aufweist, einer Brennstoffversorgung, einer sich in die Kammer erstreckenden Luft/Gas-Mischung und Zuführungseinrichtung zum Liefern einer Luft/ Gas-Mischung mit einem Luftanteil, der zumindest dem stöchio metrischen entspricht, und einer Brennstoffzuführungseinrichtung zum Zuführen von Brennstoff aus der Brennstoffversorgung und mit einer vorbestimmten Verbrennungstemperatur auf der Ver brennungsoberfläche, die so gewählt ist, daß die Bildung von Stickoxyden in den Verbrennungsprodukten auf etwa 5 ng/Joule oder darunter reduziert wird.

Vorzugsweise arbeitet der Brenner mit Saugluft (naturally aspi rated).

Vorzugsweise liegt die Verbrennungstemperatur auf der Verbrennungsoberfläche im Bereich von 600 bis 900°C.

Wünschenswerterweise ist die Verbrennungsoberfläche durch eine oder mehrere Lagen aus netzartigem Material gebildet. Vorzugsweise umfaßt die Oberfläche drei straff befestigte Schichten eines 30 × 32 × 0,014′′ messenden Nickelstahlgeflechtes mit 32% Porosität.

Durch Versuchsreihen konnte gezeigt werden, daß die Erfindung die vorher diskutierten Hemmnisse mit einem Brenner löst, der eine Kombination aus geringer Verbrennungslast, niedriger Temperatur und einer Verlangsamung des Verbrennungsprozesses aufweist, hervorgehoben durch eine geringe Eingangsbelastung (low port loading) für einen gegebenen Brenner. Diese Kombi nation läßt eine vollständige Verbrennung zu, mit daraus resultierenden niedrigen CO-Emissionswerten, d. h., 0,002 CO/CO₂, die den Brenner für einen Einsatz in unbelüfteten Innenräumen geeignet machen, während zugleich Temperaturwerte in einem die Bildung von NO hemmenden Bereich beibehalten wer den. Es wird angenommen, daß die Hemmung der Produktion von NO, das unter bestimmten Bedingungen zu NO₂ konvertiert, bei der Reduktion aller Typen von Stickoxydtypen auf bisher für nicht erreichbar gehaltene Werte hilft.

Übliche Oberflächenverbrennungs-Brenner sind normalerweise dafür konstruiert, mit einem stöchiometrischen (100%) Luft/ Brennstoffverhältnis zu arbeiten, da dies allgemein die effi zienteste Wärmeumwandlung dargestellt und die höchsten Betriebs temperaturen ergibt. Aus denselben Gründen wurde dies auch als schlechtester Betriebszustand eines Brenners angesehen, falls der Versuch gemacht werden sollte, die Werte der NO_X-Emission zu senken.

Dementsprechend ist es überraschend, daß, obwohl der erfin dungsgemäße Brenner Luftüberschuß benutzt, um das Niveau der Verbrennungstemperatur zu drücken, Experimente gezeigt haben, daß der Brenner bei stöchiometrischen Bedingungen betrieben werden kann und trotzdem extrem niedrige Werte an NO_X erzeugt. Allerdings ist der Brenner in dieser Form bezüglich der MJ/m² · h nicht so kompakt als wenn er mit Luftüberschuß be trieben wird.

Mit hohem Luftüberschuß betriebene Niederdruck-Brenner, die keine irgendwie geartete Luftpumpe verwenden, sind bisher wegen Problemen mit auftretendem Flammenrückschlag als nicht akzeptabel betrachtet worden.

Die Ergebnisse haben gezeigt, daß es möglich ist, einen Ober flächenverbrennungs-Brenner herzustellen, der Emissionswerte bezüglich der Verbrennungsprodukte aufweist, die niedrig genug sind, um eine Innenraumluftqualität von 0,1 ppm zu erfüllen.

Ausführungsbeispiele der Erfindung werden im folgenden anhand schematischer Zeichnungen näher erläutert. Es zeigt

Fig. 1 eine Explosionszeichnung einer ersten Ausfüh rungsform eines zum Einsatz in einem Konvektionsraum beheizer geeigneten erfindungsgemäßen Gasbrenners;

Fig. 2 einen Längsschnitt des zusammengebauten Gas brenners gemäß Fig. 1;

Fig. 3 den Querschnitt 3-3 in Fig. 2;

Fig. 4 den Querschnitt 4-4 in Fig. 2;

Fig. 5 ein Diagramm der Beziehung zwischen Temperatur und Stickstoffdioxyd-Emissionswerten für die erste und zweite Ausführungsform der Erfindung, betrieben unter einer Vielzahl von Bedingungen und mit verschiedenen Modifikationen;

Fig. 6 ein Diagramm der Beziehung zwischen Brennerbelastung und Stickstoffdioxyd-Emissionswerten für unterschiedliche Konfigurationen der ersten Ausführungsform des Brenners;

Fig. 7 ein Diagramm des Effekts des Luftüberschusses auf die Emissionswerte von Stickstoffdioxyd für verschiedene Konfi gurationen und Betriebsbedingungen der ersten Ausführungsform des Brenners;

Fig. 8 ein Diagramm der Beziehung zwischen CO/CO₂-Verhältnis und der Brennerbelastung für alle getesteten Konfigurationen;

Fig. 9 ein Diagramm der Temperatur über den Stickstoffdioxyd- Emissionswerten für unterschiedliche Konfigurationen der ersten Ausführungsform des Brenners;

Fig. 10 ein Diagramm der Brennerbelastung über den Stickstoff dioxyd-Emissionswerten für den unter Überlast betriebenen Bren ner der ersten Ausführungsform;

Fig. 11 ein Diagramm der gemittelten allgemeinen Beziehung zwischen Brennerbelastung und Stickstoffdioxyd-Emissionswerten, die durch in einen Pool Geben der Daten der durchgeführten Versuche gewonnen wurden;

Fig. 13 ein Diagramm der gemittelten allgemeinen Beziehung zwischen Temperatur und Stickstoffdioxyd;

Fig. 14 ein Diagramm der gemittelten allgemeinen Beziehung zwischen dem Prozentsatz Luft in der Brennstoff/Luft-Mischung und den Emissionswerten von Stickstoffdioxyd.

Der Gasbrenner 1 umfaßt eine im wesentlichen rohrförmige Brenn kammer 2 mit einer an einem Ende angeordneten Luftmisch- und -Zuführeinrichtung 3. Die Brennkammer 2 ist aus einem, im wesentlichen zylindrischen, extrudierten Aluminiumkörper 4 geformt und weist eine Vielzahl von längsverlaufenden Kühl rippen 5 auf, die sich von einer Längshälfte seiner Oberfläche radial nach außen erstrecken. Zwei Rinnen 6 erstrecken sich ebenfalls längs auf diametral gegenüberliegenden Seiten des Rohres, wobei jede eine verformbare Lippe 7 aufweist, deren innerste Fläche geriffelt ist. Der Abschnitt des Körpers 4 ohne Kühlrippen 5 ist entfernt bis auf zwei kurze Stücke 8, eines an jedem Ende des Rohres, die als Rahmen dienen, an dem die anderen Komponenten befestigt sind.

Die andere Hälfte der Kammer 2 ist aus drei überlagerten Schichten eines hitzebeständigen, wärmeabstrahlenden Gewebes 9 gebildet. Die Schichten des Gewebes 9 werden fest zusammenge preßt, in eine mit dem Körper 4 übereinstimmende Form gebracht und in den Rinnen 6 befestigt, indem die Lippen 7 nach innen gefaltet werden. Die Riffelung erfaßt das Gewebe 9 und sorgt für eine hochbelastbare Verbindung mit dem Aluminiumkörper 4. Eine Abdichtung dieser Verbindung ist nicht notwendig, da jede Leckage beim Passieren der Flammenfront verbraucht würde.

Die Luftmisch-Einrichtung 3 umfaßt einen Gasinjektor 10, der mit einem Halter 11 an einer Venturidüse 12 befestigt ist. Am bezüglich des Injektors 10 distalen Ende der Venturidüse 12 ist ein im wesentlichen halbkreisförmiges Ablenkblech 13 ange ordnet, das an der Wand des Aluminiumkörpers 4 befestigt ist.

Direkt hinter dem halbkreisförmigen Ablenkblech 13 erstreckt sich ein sich verjüngendes Leitblech 14 bis zum Ende der Brenn kammer 2. Dieses Leitblech dient zum gleichmäßigen Verteilen der Luft/Gas-Mischung längs des Brenners auf einem im wesent lichen konstanten Druckniveau, so daß die Mischung auf der Länge des Brenners gleichmäßig verbrennt.

Im Betrieb wird das Gas in den Eintritt der Venturidüse einge düst, wobei durch Ansaugen und Mischen mit der Umgebungsluft eine variable Luft/Gas-Mischung erhalten wird. Die Verbrennung der Mischung findet durch die Lagen des Gewebes 9 statt.

Um hot spots zu vermeiden und die Verbrennungstemperaturen niedrig und gleichmäßig zu halten, muß sichergestellt sein, daß die Lagen des Gewebes fest verbunden bleiben. Es konnte fest gestellt werden, daß ein Verziehen des Gewebes minimiert werden kann, indem das Gewebe in Kreuzlage geschnitten wird, um eine ungefähr gleiche Länge aller Gewebedrähte zu erreichen, womit eine Deformation durch unterschiedliche Ausdehnung verhindert wird.

Es ist wichtig, daß die Lagen des Gewebes vorzugsweise relativ zueinander so angeordnet sind, daß die Öffnungen in jeder Lage nicht fluchten und nicht in Deckung mit Öffnungen einer benachbarten Lage sind. Mit anderen Worten, es gibt keinen direkten Weg durch die Öffnungen zwischen der äußeren Ver brennungsoberfläche des Gewebes 9 und der Brennkammer 2. In dieser Hinsicht wirken aufeinanderfolgende Lagen des Gewebes als Barriere für reflektierte Wellen von Strahlungsenergie (von der Oberfläche des zu heizenden Objektes), um die reflektierte Energie daran zu hindern, in die Brennkammer 2 einzudringen und den Brenner zu überhitzen.

Es ist von Bedeutung, daß die äußere Verbrennungsoberfläche des Brenners 1 auch aus einer einzelnen Gewebelage gebildet sein kann, oder aus anderem Material mit durchgehenden Öffnungen, die so dimensioniert sind, daß ein Labyrinth erzeugt wird, um von einem benachbartem Objekt reflektierte Infrarot-Energie daran zu hindern, in den Brennerraum zurückzukehren.

Abmessungen und Daten der ersten Ausführungsform
Brennerleistung\|19,900 Btu
Kammer-Abmessung @	Durchmesser	1,97′′ (innen)
effektive Länge	18,5′′
Gewebematerial	"Inconel"-Draht, ⌀ 0,014′′ Gewebtes Netz 32 × 30 transversale Schnüre pro in²
Effektive Gewebefläche	(18,5 × 3,27) 60,5 in²
Luftüberschuß	28%
Leitblechwinkel	80° mit Halter
Leitblechposition	1,06′′ vom Ausgang der Venturidüse
Venturidüse @	Engster Düsendurchmesser	1,024′′
Eintrittsradius	3,0′′
Länge von der engsten Stelle zum Ausgang	6,142′′ (4° eingeschl. Winkel)
Mittlere Verbrennungstemperatur	850°C
Emissionswerte @	NO₂	1,8 ng/J
Verhältnis CO/CO₂	0,001-0,003

Die Konstruktion läßt sich an Gasbrenner mit unterschiedlicher Leistung anpassen.

Nach Beginn der Tests wurde entschieden, eine zweite Ausfüh rungsform des Gasbrenners mit derselben Leistung und denselben technischen Daten sowie derselben Brennfläche zu konstruieren, nur diesmal mit einer im wesentlichen ebenen oder flachen Brennfläche, um dessen Betrieb mit der konvexen Ausführungsform zu vergleichen. Es wurden die folgenden Versuchs-Ergebnisse er halten:

Diese Ausführungsformen des Brenners haben gezeigt, daß sie in der Lage sind, Stickstoffdioxydwerte zu produzieren, die weit unterhalb der bei Standardbrennern als normal betrachteten Werte liegen. Der gegenwärtig in handelsüblichen Gas-Raumbehei zern eingesetzte Standardblauflammen-Brenner erzeugt Stick stoffdioxydwerte in der Größenordnung von 15-20 ng/J, wohin gegen der erfindungsgemäße NO_X-arme Brenner Werte bis herunter zu 1 ng/J erzeugen kann.

Das Ziel der Tests war es, ein Vorgehen festzulegen, mit dem die Betriebsbedingungen des NO_X-armen Brenners definiert werden, die eine vorher festgelegte Emission von Stickstoff dioxyd bewirken.

Es wurden die Vorgehensweisen der Australian Gas Association verwendet, um die Emissionen der Apparatur in einer Form re lativ zur Brennerleistung zu messen. Alle NO_X-Werte wurden mit einem Monitor Labs Stickoxyd-Analysator Modell 8840 gemessen und sind daher der Genauigkeit und den innewohnenden Beschrän kungen eines solchen Instrumentes unterworfen.

Der Stickstoffdioxydwert kann in Einheiten von Nanogramm pro Joule (ng/J) ausgedrückt werden, die ihrerseits in Beziehung zur Raumgröße stehen. Das hat einen indirekten Einfluß auf die NO₂-Werte in einem Raum, in dem ein Gerät ohne Abzug betrieben wird. Die Werte, die in einem beliebigen, gegebenen Raum gemes sen werden, hängen daher ab von der Größe dieses Raumes, der Durchlüftung, dem Inhalt des Raums, der Absorption von Stick stoffdioxyd in Wänden und vom Grundgehalt an NO₂. Entsprechend dieser Vielfalt war ein ziemliches komplexes Modell erforder lich, um eine genaue Berechnung des NO₂-Wertes in einem ge gebenen Raum zu gewährleisten.

Um die Emissionswerte zu bestimmen, wurde der Brenner auf ein Gestell unterhalb einer Probenahmehaube montiert. Die Grund gehalte an Stickstoffdioxyd und Kohlendioxyd wurden gemessen und später von den Werten der Brennerproben abgezogen. Unten stehend findet sich eine Zusammenfassung der zur Bestimmung der folgenden Ergebnisse verwendeten Formeln und getroffenen Annahmen.

Einheiten, Formeln und Annahmen

wobei
Y1 = Konzentration von NO₂ in der Ansaugluft in ppm (V/V)
Y2 = Konzentration von NO₂ in den Abgasen in ppm (V/V)
C = Volumen an erzeugtem CO₂ pro Einheitsvolumen Gas bei vollständiger Verbrennung und bei Messung von Gas und CO₂ in Metric Standard Conditions (MSC)
X1 = Konzentration an CO₂ in der Ansaugluft in % (V/V)
X2 = Konzentration an CO₂ in den Abgasen in % (V/V)
H = Bruttoheizwert des Gases in MJ/m³ bei MSC (trocken)
X = % an O₂ im Luft/Gas-Brennstoffgemisch

Stöchiometrisches Luft/Gas-Verhältnis für Erdgas = 9,44 (V/V) daher

Die Temperaturmessung wurde mit einem Oberflächenmeßfühler vom Nickel-Aluminium-Typ durchgeführt. Die Meßfühlerspitze hatte Kontakt mit der Oberfläche des Gewebes. Die Flammenhöhe ober halb des Gewebes des Brenners beträgt während des normalen Betriebes etwa 1,5-2,0 mm und der Nickel-Aluminium-Ober flächenmeßfühler ist ein Draht mit einem Durchmesser von 1/16′′ (1,587 mm). Unter diesen Gesichtspunkten wurde die Annahme getroffen, daß die in den Experimenten erhaltenen Temperaturen eine mittlere Gewebe/Flammentemperatur sind.

In manchen Fällen wurden die Brenner absichtlich überlastet. In diesem Fall löst sich eine Flamme von der Gewebeoberfläche und es findet eine zweite Stufe der Verbrennung statt. Die Temperatur dieser Flamme wurde wiederum mit dem Oberflächenmeßfühler ermittelt und lag in der Größenordnung von 900°C. Die Brennerleistung wurde dann wie folgt bestimmt:

wobei die bestimmte Gasrate in MJ/h gemessen wird:

Pi = Druck am Injektor (kPa)
A = Oberfläche des Gewebes (m²).

Wie beschrieben, ist das Brennergewebe aus Inconelmaterial, be stehend aus ungefähr 60% Nickel in einer Webausführung von 30 × 32 × 0,014′′. Bei der Brennerkonstruktion wurden drei Lagen Gewebe verwendet und diese Lagen sind unter Druck zusammenge halten, um eine möglichst kleine Lücke zwischen den Lagen zu erreichen.

Der NO_X-arme Brenner wurde in einer Anzahl von unten beschrie benen Betriebsbedingungen gefahren und es wurden Proben der Emissionen bei jeder Bedingung genommen.

Ergebnisse

Die Versuche begannen an dem beschriebenen 30 MJ-Standard- Brenner in Zylinderform mit einer 2,45 mm Injektordüse. Das Ziel dieses ersten Tests war es, den Einfluß der Temperatur auf die Emissionswerte der verschiedenen Schadstoffe zu bestimmen. Die Temperatur wurde über eine ansteigende Brennerbelastung variiert durch Erhöhung des Gasdrucks am Injektor. Die Ergeb nisse sind unten in Tabelle 1 gezeigt, woraus ersichtlich ist, daß die NO_X-Emissionen mit steigender Temperatur zunehmen, aber trotzdem während des gesamten Tests sehr niedrig lagen. Der li mitierende Faktor schien die Minimalbelastung zu sein, bei der noch eine ordentliche Verbrennung erreicht werden konnte.

Tabelle 1

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 28,72 MJ
Umgebungs-NO₂-Gehalt = 0,105 ppm
Umgebungs-CO₂-Gehalt = 0,055%
Injektorgröße = 2,45 mm.

Der Test wurde dann an demselben Brenner mit kleineren Druck steigerungssprüngen wiederholt, um die Daten zu verfeinern. Die Ergebnisse sind unten gezeigt.

Tabelle 2

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 28,72 MJ
Umgebungs-NO₂-Gehalt = 0,080 ppm
Umgebungs-CO₂-Gehalt = 0,02%
Injektorgröße = 2,45 mm

Weiterhin denselben Brenner verwendend, wurde der Injektor durch eine größere Düse mit 3,00 mm ersetzt und wiederum der Druck des Gases variiert, um den Effekt auf die Temperatur zu bestimmen und auf diese Weise Unterschiede in den Schadstoff emissionswerten aufzuzeichnen. Es ist zu sehen, daß die Bren nerleistung mit der bei 1 kPa erreichten Gasrate mit fast 48 MJ deutlich höher war. Daraus ergaben sich insgesamt angestiegene Temperaturen und NO_X-Emissionen, obwohl die Emissionswerte im Vergleich zu bestehenden Brennern immer noch überraschend niedrig waren.

Tabelle 3

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 47,83 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,090 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,04%
Injektorgröße = 3,00 mm

Der Injektor des Brenners wurde dann wieder auf die Standard- 2,45 mm-Düse umgestellt. Die Tests wurden mit stufenweise ge ändertem Druck wiederholt, jedoch wurde diesmal die Luftmischung jedesmal so eingestellt, daß das Gemisch während des gesamten Tests stöchiometrisch blieb, während sich die Tem peraturen änderten. Aus den untenstehenden Resultaten wird klar, daß die Temperatur insgesamt wegen des fehlenden Küh lungseffektes des inherenten Luftüberschusses höher war, daß aber wiederum die Emissionswerte insgesamt überraschend niedrig waren.

Tabelle 4

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 28,72 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,08 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,02%
Injektorgröße = 2,45 mm

Demzufolge wurde entschieden, daß der nächste Test den Effekt des prozentualen Luftanteils bestimmen soll, während der Gas druck auf einem konstanten Niveau gehalten wird. Der Versuch wurde an dem Standardbrenner mit der 2,45 mm-Injektordüse durchgeführt. Die Ergebnisse sind unten dargestellt.

Tabelle 5

Umgebungs-NO₂ = 0,08 ppm; CO₂ = 0,02%
Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 28,72 MJ
Injektorgröße = 2,45 mm

Der obige Test wurde dann wiederholt, wobei dieses Mal die Tem peratur konstant auf 820°C gehalten wurde und wiederum die pro zentuale Luftzufuhr geändert wurde. Die Ergebnisse sind in der Tabelle 6 gezeigt.

Tabelle 6

Es wurde dann entschieden, die Brennerleistung zu reduzieren, indem eine kleinere 2,1 mm-Düse verwendet wurde, so daß bei einem Gasdruck von 1 kPa die Leistung etwa 23 MJ betrug, worauf die obigen Ärationstests wiederholt wurden. Die Auswirkungen sind in Tabelle 7 dargestellt.

Tabelle 7

Umgebungs-NO₂ = 0,44 ppm; CO₂ = 0,03%
Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 22,99 MJ
Injektorgröße = 2,1 mm

Der letzte Test wurde mit einer nochmals kleineren 1,85 mm- Düse wiederholt, so daß die Brennerleistung bei einem Gasdruck von 1 kPa etwa 18 MJ betrug. Die Ergebnisse sind unten gezeigt.

Tabelle 8

Umgebungs-NO₂ = 0,44 ppm; CO₂ = 0,03%
Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 17,63 MJ
Injektorgröße = 1,85 mm

Da es in diesem Stadium erkennbar wurde, daß das Gewebe eine signifikante Rolle bei der Reduzierung der Verbrennungstem peratur spielt, wurde entschieden zu versuchen, die Dicke oder Anzahl der Gewebelagen zu ändern. Vorausgegangene Versuche mit nur zwei verfügbaren Lagen des Gewebes waren wegen des auftre tenden "Rückschlags" der Flammenfront erfolglos. Dennoch wurde geglaubt, daß die Verwendung einer anderen Gewebeausführung und/oder -webung dieses Problem lösen könne, obwohl zeitliche Zwänge solche weitergehende Versuche zu diesem Zeitpunkt aus schlossen.

Dementsprechend wurden im nächsten durchgeführten Schritt vier Lagen des bisher verwendeten Gewebes eingesetzt. Der erste Ver such fand auf dem Standardbrenner mit einer 3 mm-Düse statt und der Druck wurde in derselben Weise erhöht wie in Verbindung mit Tabelle 3 diskutiert. Die Ergebnisse sind unten dargestellt.

Tabelle 9

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 41,62 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,44 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,03%
Injektorgröße = 3,0 mm

Die Düse wurde dann auf den 2,45 mm-Standardinjektor umgestellt und der obige Test wiederholt. Die Resultate sind in Tabelle 10 aufgeführt.

Tabelle 10

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 28,76 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,44 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,03%
Injektorgröße = 2,45 mm

Der Test wurde ein weiteres Mal mit einer größeren 3,5 mm-Düse wiederholt und die Ergebnisse sind unten wiedergegeben.

Tabelle 10A

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 60,91 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,44 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,03%
Injektorgröße = 3,5 mm

Es wurde sodann entschieden, die Wirkung von fünf Gewebelagen zu testen. Wieder begann der erste Test mit einem 3 mm-Injektor und die Ergebnisse sind nachstehend aufgeführt.

Tabelle 11

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 41,62 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,44 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,03%
Injektorgröße = 3 mm

Der Injektor wurde dann auf die 2,45 mm-Standarddüse umgestellt und der Test wiederholt. Die Ergebnisse sind in Tabelle 12 ge zeigt.

Tabelle 12

Um jegliche Bedenken zu zerstreuen, die NO_X-Erniedrigung würde in irgendeiner Weise mit der Nickelkomponente des Gewebes zu sammenhängen, wurde der Test nochmals mit einem ziemlich standardmäßigen rostfreien Stahlgewebe ähnlicher Webung und Ausführung wiederholt. Die unten dargestellten Ergebnisse weichen nicht signifikant von denen ab, die mit dem Inconel-Netz erhalten wurden.

Tabelle 13

Zu diesem Zeitpunkt wurde entschieden, einen dem Probetyp äqui valenten flachen Brenner zu konstruieren und zu testen. Die ta bellierten Ergebnisse der Versuche sind nachfolgend darge stellt. In beiden Versuchen wurde nur der Gasdruck in direkter Weise geändert, um eine entsprechende Änderung in der Tempe ratur herbeizuführen. Die Ergebnisse in Tabelle 14 beziehen sich auf einen flachen Brenner und die in den Tabellen 15 und 16 beziehen sich auf runde Brenner. Die Ergebnisse in Tabellen 14 und 16 wurden unter Verwendung von Erdgas und die Ergebnisse in Tabelle 15 unter Verwendung von Flüssiggas erhalten.

Tabelle 14 - Flacher Brenner

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 28 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,086 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,02%
Erdgas

Tabelle 15 - Runder Brenner

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 28 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,086 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,02%
Flüssiggas (LPG)

Tabelle 16 - Runder Brenner

Bestimmte Gasrate bei 1 kPa = 22 MJ
Umgebungs-NO₂ = 0,086 ppm
Umgebungs-CO₂ = 0,02%
Erdgas

Da die an dem flachen Brenner aus Tabelle 14 erhaltenen Ergeb nisse vielversprechend aussahen, wurde eine weitere Testreihe in derselben Weise durchgeführt. Die Ergebnisse der Tests wur den gemittelt und sind in der untenstehenden Tabelle gezeigt.

Tabelle 17 - Flacher Brenner

Bestimmter Gasverbrauch bei 1 kPa = 29,55 MJ.

Die offenbarten, tabellierten Daten verwendend, wurde eine Reihe von graphischen Darstellungen zur Unterstützung der Interpretation der Ergebnisse erzeugt und um die Daten bei der Entwicklung von zukünftigen Brennern verwenden zu können.

In allen Schaubildern sind die Kurven durch Bezugsnummern ge kennzeichnet, die mit der Tabellen-Nummer übereinstimmen, aus welcher die Daten stammen, so daß eine mit T1 gekennzeichnete Kurve mit den in Tabelle 1 dargestellten Ergebnissen überein stimmt. Die Spalte, aus welcher die Daten genommen wurde, ist aus den jede Achse des Schaubildes bezeichnenden Variablen er sichtlich. In allen Schaubildern stimmen die Einheiten mit den in der Tabelle genannten überein.

Fig. 5 illustriert die Beziehung zwischen der Temperatur (auf der X-Achse) und NO₂ (auf der Y-Achse) entsprechend den Daten aus den Tabellen 1 bis einschließlich 4 und den Tabellen 15 und 16 für die erste zylindrische Ausführungsform und den Tabellen 14 und 17 für die zweite Ausführungsform mit flacher Ober fläche.

In ähnlicher Weise zeigt Fig. 6 die Beziehung zwischen der Brennerbelastung (auf der X-Achse) und NO₂ (auf der Y-Achse) für dieselben Konfigurationen des Brenners.

Aus diesen Ergebnissen geht hervor, daß, unabhängig von den Betriebsbedingungen, der Brenner als konstruktionsbedingt niedrige Emissionswerte an NO₂ aufweisend betrachtet werden kann. Es ist ebenso ersichtlich, daß die besten Resultate erhalten werden, wenn der Brenner mit seiner Auslegungsbe lastung betrieben wird. Überlasten des Brenners drückt sich in einer schrittweisen Änderung in Richtung einer Erhöhung der NO₂-Emissionswerte aus. Jedoch zeigt die Kurve T4 deutlich, daß, wenn das Brenner-Luft/Gas-Verhältnis ungefähr stöchio metrisch gehalten wird, ein deutliches Optimum bezüglich der maximalen Brennerbelastung zumindest für den zylindrischen Brenner bei etwa 500 MJ/m²h liegt, oberhalb dessen die Steige rungsrate der NO₂-Emissionen eskaliert.

Fig. 7 illustriert die Wirkung des Luftüberschusses (auf der X-Achse) bezüglich des NO₂-Wertes (auf der Y-Achse) in Über einstimmung mit den in Tabellen 5 bis 8 dargestellten Ergebnis sen. Während es sich zeigt, daß zusätzliche Meßwerte eventuell nützlich gewesen wären, ist deutlich zu erkennen, daß die NO₂- Werte mit einem Anstieg des Luftanteils abnehmen, so daß über einen Überschuß von 20% hinaus die Zuführung von noch weiterer Primärluft keinen nennenswerten Effekt hat.

Zusammenfassend festgestellt, deuten die obigen Resultate dar auf hin, daß der Brenner sogar noch stöchiometrisch mit immer noch als niedrig angesehenen NO₂-Emissionswerten betrieben wer den kann.

Des weiteren ermöglicht es der Luftüberschuß, den Brenner in einer ultra-NO_X-armen Betriebsweise zu fahren, wobei die Luft ein zusätzliches Kühlmedium für die Verbrennungsreaktion darstellt. Der Brenner kann, wie zuvor erwähnt, auch in einem überlasteten Betriebszustand arbeiten, so daß die Flamme sich über die Verbrennungsoberfläche hinaus erstreckt. In diesem Betriebszustand ist der Stickstoffdioxyd-Wert immer noch sehr vorteilhaft im Vergleich zu Standard-Blauflammenbrennern, bei denen die NO₂-Werte normalerweise in der Größenordnung von 15-20 ng/J liegen.

Fig. 8 ist derart gestaltet, daß eine Beziehung zwischen dem durch das CO/CO₂-Verhältnis dargestellten Verbrennungswirkungs grad des Brenners und der für diesen Verbrennungsgrad notwendi gen Eingangsbelastung gegeben ist.

Da die einzuhaltenen CO/CO₂-Werte abhängig von örtlichen Be stimmungen und Ventilierungserfordernissen differieren, kann der Brenner über ein breites Spektrum betrieben werden. Diese Darstellung bietet eine Möglichkeit, die minimale Eingangsbe lastung (dadurch weniger NO_X) für den den Anforderungen ent sprechenden Verbrennungsgrad zu bestimmen.

Fig. 9 zeigt die Ergebnisse einiger vorläufiger Untersuchungen, um festzustellen, ob unterschiedliche Brenner-Verbrennungsober flächen Unterschieden in den NO_X-Produkten zuzuordnen sind. Es wurden Brenner montiert mit rostfreien Stahlgeweben; vier Lagen Inconel; und fünf Lagen Inconel-Gewebe.

Das rostfreie Stahlgewebe ergab mit den standardmäßigen drei Lagen Inconel vergleichbare Ergebnisse. Die vier- und fünfla gigen Systeme ergaben im Widerspruch zueinander stehende Er gebnisse und produzierten die erwarteten übersteigende Stick stoffdioxyd-Werte. Es wurde erwartet, daß eine größere Anzahl Schichten die Zeitdauer für die stattfindende Verbrennungsreak tion erhöht und daher der Brenner bei kühleren Temperaturen laufen und trotzdem noch eine effiziente Verbrennung aufrecht erhalten könne, wobei wegen der kühleren Betriebstemperatur ein niedrigerer NO_X-Gehalt erwartet wurde.

Das Vier-Lagen-System produzierte mehr NO_X als das dreilagige. Der Fünf-Schicht-Brenner ergab dagegen niedrigere NO_X-Werte als der vierlagige.

Indem die in den oben besprochenen Fig. 5-9 offenbarten Ergebnisse in einem Pool zusammengefaßt wurden, war es möglich, einen weiteren Satz Darstellungen zu erzeugen, die die allge meinen Beziehungen zwischen den zur Herstellung eines NO_X-armen Brenners wichtigen Variablen angeben. Dementsprechend können die Fig. 11 bis einschließlich 14 dazu verwendet werden, die Brennerbelastung, das Verbrennungs-CO/CO₂-Verhältnis, den be nötigten Luftüberschuß und den erlangten NO₂-Wert zu bestimmen. Diese Darstellungen wurden aus Zeitmangel nicht dahingehend auf den neuesten Stand gebracht, daß sie die mit dem flachen Bren ner der zweiten Ausführungsform erhaltenen Ergebnisse zeigen, der die erlangten Emissionswerte im Mittel um weitere 25% re duzierte.

Obwohl die Versuche auf die Verwendung eines Gewebes bzw. Netzes einer bestimmten Größe und Webung beschränkt waren, versteht es sich, daß bei Ändern der Leitfähigkeit und Poro sität der Verbrennungsoberfläche eine Änderung der Eingangs belastung notwendig wäre, um dieselbe Betriebstemperatur zu erreichen. In ähnlicher Weise könnten auch andere Materialien als die aufeinanderfolgenden Gewebeschichten, so z. B. ein Metallsintermaterial mit ähnlichem Druckverlust, Porosität und Leitfähigkeitseigenschaften, dieselben Ergebnisse erbringen.

Es muß ebenfalls erwähnt werden, daß in Fällen, in denen der NO_X-arme Brenner überlastet wurde, die Flamme sich von der Ge webeoberfläche bis zu einer Höhe von 6-8′′ erhob, abhängig von der eingespeisten Menge. Die überraschendste Tatsache war, daß die Stickstoffdioxyd-Emission unter solchen Bedingungen immer noch im Bereich von kleiner 5 ng/J lag, wie in Fig. 10 gezeigt. Dies hat offensichtlich Vorteile für die Konstruktion von Bren nern für Kaminfeuerattrappen und Gasöfen.

Obwohl die Mehrzahl der Versuche sich auf den die erste Aus führungsform darstellenden zylindrischen Brenner konzentrierte, ist es jetzt klar, daß die Form nicht zu den erreichten niedri gen Werten beitrug. Die in beschränktem Ausmaß an dem flachen Brenner erhaltenen Daten weisen darauf hin, daß sogar eine gleichmäßigere Verbrennung erlangt werden kann, die es dem Brenner ermöglicht, bei noch niedrigeren NO_X-Werten zu arbeiten. Nach gründlicher Untersuchung scheint es, daß der zylindrische Brenner in Wahrheit einen Kompromiß darstellt, der bei gegebener Leistung kompakter ist, bei dem es aber wegen der Krümmung des Gewebes nicht möglich ist, eine gleichmäßige Temperatur über die Verbrennungsoberfläche zu erhalten. Dement sprechend ist es nötig, bei etwas höheren Temperaturen zu arbeiten, um gute, gleichmäßige Verbrennung beizubehalten. Es wird deshalb angenommen, daß weitere Versuche und Entwicklungen des Brenners mit flacher Oberfläche die NO_X-Emissionen nochmals reduzieren werden.

Es wird von Fachleuten erkannt werden, daß das Vorhergehende nur zwei Ausführungsbeispiele der Erfindung beschreibt und daß, wie diskutiert, Änderungen an diesen vorgenommen werden können, um Brenner für andere Anwendungen herzustellen, ohne das Gebiet der Erfindung zu verlassen.

Claims

1. Gasbrenner mit einer Brennkammer, die eine Verbrennungs oberfläche aus einem leitfähigen, porösen, hitzeresistenten Material aufweist, einer Brennstoffversorgung, einer sich in die Kammer erstreckenden Luft/Gas-Misch- und Zuführeinrichtung zum Liefern einer Luft/Gas-Mischung mit einem Luftanteil, der zumindest dem stöchiometrischen entspricht, und einer Brenn stoffzuführeinrichtung zum Zuführen von Brennstoff aus der Brennstoffversorgung und mit einer vorbestimmten Verbrennungs temperatur auf der Verbrennungsoberfläche, die so gewählt ist, daß die Bildung von Stickoxyden in den Verbrennungsprodukten auf etwa 5 ng/Joule oder darunter reduziert wird.

2. Gasbrenner nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Brenner Luft selbst ansaugt.

3. Gasbrenner nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß die gewählte Temperatur im Bereich von 600°-900°C liegt.

4. Gasbrenner nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Brennkammer (2) im wesentlichen zylinderförmig ist.

5. Gasbrenner nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, daß die Brennkammer (2) aus einem Strangpreßprofil mit daran befestigten Abschluß dichtflächen gefertigt ist.

6. Gasbrenner nach Anspruch 4 oder 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Brennkammer (2) eine Vielzahl sich radial erstreckender Kühlrippen (5) umfaßt.

7. Gasbrenner nach einem der Ansprüche 5 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Verbrennungs oberfläche etwa eine Längshälfte der zylinderförmigen Kammer umfaßt.

8. Gasbrenner nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Verbrennungs oberfläche eine konvexe Form hat.

9. Gasbrenner nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die gewählte Temperatur im Bereich von 760°-850°C liegt.

10. Gasbrenner nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Verbrennungs oberfläche im wesentlichen eben ist.

11. Gasbrenner nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß das leitfähige, poröse, hitzeresistente Material die Form einer oder mehrerer Lagen metallischen Gewebes (9) aufweist.

12. Gasbrenner nach einem der vorhergehenden Ansprüche, mit drei Lagen 30 × 32 × 0,014′′ messenden, auf Nickel basierendem, Stahlgewebe mit 32% Porosität.

13. Gasbrenner nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Porosität der Verbrennungsoberfläche im Bereich von 20%-60% liegt.

14. Gasbrenner nach Anspruch 1, mit einem leitfähigen, porösen, hitzeresistenten Material, das eine äquivalente Porosität und einen äquivalenten Druckverlust wie drei Lagen von 30 × 23 × 0,014′′ messendes Stahlgewebe mit 20%-60% Porosität aufweist.

15. Gasbrenner nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß das Gewebematerial ein Webmuster hat, das etwa im Winkel von 45° bezogen auf die Längs- und Quererstreckung der Brennkammer angeordnet ist.

16. Gasbrenner nach Anspruch 11 oder 12, dadurch gekennzeichnet, daß die Brennkammer zwei sich längs erstreckende, gerippte Ansätze aufweist, die verformbar sind, um die Lagen des Gewebes (9) an den Seiten der Brennkammer (2) zu befestigen.

17. Verfahren zum Betreiben eines Gasbrenners nach einem der Ansprüche 1 bis 16 mit den Schritten:

- Versorgen der Zuführeinrichtung mit einer Luft/Gas-Mischung mit einem Luftanteil, der zumindest dem stöchiometrischen ent spricht; und
- Wahl einer Verbrennungstemperatur zwischen 600°-900°C, um die Bildung von Stickoxyden in den Verbrennungsprodukten auf etwa zwischen 1,0-5 ng/Joule zu reduzieren.

18. Verfahren nach Anspruch 17 in Verbindung mit Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Verbrennungs temperatur zwischen 680°-850°C gewählt wird.

19. Verfahren nach Anspruch 17 oder 18, dadurch gekennzeichnet, daß die Temperatur durch Justieren der Eingangsbelastung für eine gegebene Verbrennungs oberfläche gewählt wird.

20. Verfahren nach einem der Ansprüche 17 bis 19 gekennzeichnet durch den zusätzlichen Schritt einer Justierung der Zuführeinrichtung dahingehend, daß eine um 10%-60% über die stöchiometrische hinausgehende Luftversor gung stattfindet, um die Bildung von Stickoxyden auf etwa zwi schen 1,0-3,5 ng/J zu reduzieren.

21. Verfahren nach Anspruch 17 oder 18 in Verbindung mit Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß die Belastung der Verbrennungsoberfläche auf etwa 300% der Auslegungsbelastung erhöht wird zur Erzeugung einer, über die Oberfläche des Gewe bes (9) hinausgehenden Flamme, um die Bildung von Stickoxyden auf zwischen 3 und 5 ng/J zu reduzieren.

22. Verfahren nach Anspruch 17 oder 18 in Verbindung mit An spruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß die Brennstoffzu führeinrichtung so justiert ist, daß eine Verbrennungsober flächenbelastung von 200-650 MJ/m²h auf der Verbrennungs oberfläche erreicht wird und daß die Zuführeinrichtung mit einer Luft/Gas-Mischung mit einem Luftanteil versorgt wird, der zwischen 10% und 60% über den stöchiometrischen hinaus geht, um die Bildung von Stickoxyden auf etwa 1-5 ng/Joule zu reduzieren.