JP2005048638A - Combustion vibration analysis method and its device, and analysis program using the same - Google Patents
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Abstract
Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、燃料と空気とを混合させて燃焼ガスを生成する際、生成された燃焼ガスに誘起される燃焼振動現象を予め数値解析により把握し、把握した数値解析に基づいて燃焼振動を抑制する燃焼振動解析方法、燃焼振動解析装置およびこれらの解析手法を用いた解析プログラムに関する。
【0002】
【従来の技術】
燃焼装置、例えばガスタービン燃焼器では、最近、信頼性向上の一環として起動運転から定格負荷運転または停止運転に至るまでの広い範囲に亘って安定な運転が求められている。
【0003】
さらに、ガスタービン燃焼器では、性能向上および環境破壊防止の一環としてガスタービン入口燃焼ガス温度の高温化に伴う出力(負荷)のより一層の増加、あるいはNOx濃度のより一層の低減化の見直し、強化が行われている。
【0004】
これらの対処策として、ガスタービン燃焼器では、予混合燃焼を用いた低NOx化、空気や蒸気を用いて構成機器の冷却化、予め燃料を加熱することによる内部エネルギの増加等を行っている。
【0005】
また、ガスタービン燃焼器には、高価な燃料、例えば液化天然ガス(LNG)から廉価な燃料、例えば灯油、軽油への転換等の燃料多様化が求められている。これら高温化、低NOx化、燃料多様化への対応は適宜行われつつあるものの、それでも適用実施にあたり燃焼の安定化や構成部材の寿命に対し、かなり厳しい運転条件になっている。特に、予混合燃焼や蒸気、水噴射による低NOx化は、燃焼室内の燃焼ガスの燃焼安定性を犠牲にしているものであり、その結果、燃焼振動増大等による構成部材の損耗等による耐久性や寿命信頼に大きな影響を与えている。
【0006】
図18は、従来のガスタービン燃焼を例示として示す概略系統図である。
【0007】
ガスタービンロータ1には、圧縮機2とガスタービン3とがそれぞれ設けられている。圧縮機2は、大気の空気4を吸い込み、吸い込んだ空気4を高圧空気5にし、ガスタービン燃焼器6に供給している。
【0008】
また、ガスタービン燃焼器6は、圧縮機2からの高圧空気5に、燃料配管7の燃料弁8を介して送られてくる燃料9が加えられ、両者を混合させて燃焼ガス10を生成し、この燃焼ガス10を作動流体としてガスタービン3に供給している。
【0009】
ガスタービン3は、ガスタービン燃焼器6から供給される作動流体としての燃焼ガス10に膨張仕事をさせて動力(回転トルク)を得た後、発電機(図示せず)を駆動して電気出力を発生させる一方、膨張仕事を終えたガスタービン排気を排ガス11として大気に放出させている。
【0010】
また、ガスタービン燃焼器6は、燃焼器ケーシング12で包囲形成された筒状の燃焼室13を備え、この頭部側に燃料9を霧状に噴出する燃料噴射部14を設置し、燃料噴射部14から噴射する燃料9に圧縮機2からの高圧空気5を加えて拡散、旋回を行っている。
【0011】
また、燃焼室13は、燃料噴射部14から噴射する燃料9を着火させる点火プラグ15と、着火により燃焼域16で生成される燃焼ガス10の圧力変動などを検出するセンサ17と、燃焼ガス10をガスタービン3に供給する尾筒18とをそれぞれ備えている。
【0012】
一方、燃料9は、旋回する高圧空気5と混合、拡散しながら燃焼を継続するが、その際、数十Hz前後から数十kHz前後に亘る周波数を備えた燃焼振動を伴うことがある。特に、この燃焼振動は、燃料域16で発生する脈動火炎を励振源として、燃焼室13の音響特性と共鳴して成長し、数百Hzまでの比較的低周波数域で高い振動強度があらわれることが多い。ときには、ガスタービン燃焼器自身の筐体振動や音響振動とも共鳴し、大きな異常振動や異常内圧があらわれるなど、ガスタービン燃焼器6の信頼性を損なう要因の一つになっている。
【0013】
図19は、燃焼室13に設けたセンサ17(図18参照)によって検出された圧力変動を周波数分析した結果の一例を示すものであり、ガスタービン燃焼器6内に発生する燃焼振動強度を示したグラフである。このような燃焼振動は、大小のレベルの違いはあるものの、燃料9の燃焼過程ではある程度不可避と考えられている。
【0014】
以上、述べたように、ガスタービン燃焼器5の燃焼振動の解明と制振とは、ガスタービン入口燃焼ガス温度の高温化、低NOx化、燃料多様化などとともに重要技術課題の一つであるが、その反面、複雑な挙動を示す燃焼反応の流れに対し、未だその振動メカニズムや振動特性までもが明らかにされておらず、燃焼振動の数値シミュレーション予測も充分な成功例がないのが実状であった。
【0015】
【発明が解決しようとする課題】
上述のとおり、燃焼振動特性を予測し、その制振技術を確立することは、ガスタービン燃焼器の運転信頼性の向上や構成部品の長寿命化に対して大きな意義を有すると考えられる。特に、今後益々設置が増加すると考えられているコンバインドサイクル発電プラントや石炭ガス化複合発電プラントにおいては、既に述べたとおり高温化、低NOX化、燃料多様化対策が必須要件となるため、燃焼振動の制振技術の重要性は益々高まってくるものと予想される。
【0016】
ところで、最近のガスタービン燃焼器では高出力化が求められており、これに伴ってガスタービン入口燃焼ガス温度も1500℃以上になっている。このため、燃焼室は、燃焼ガスの急激な温度上昇やガスタービン負荷変動等に伴って発生する過大な熱応力に対処して強度の高い耐熱鋼を選定する一方、高い燃焼ガス温度によって発生する熱の伸びを考慮して燃焼室の節々の継ぎ部分同士を遊嵌接続する構成になっている。また、最近の燃焼室は、搬入・据付・点検等の労力軽減を意図して、高強度の割合には比較的肉厚の薄い材料が使用されている。
【0017】
しかし、燃焼室が肉厚の薄い材料で作製され、またその燃焼室の節々の継ぎ部分が上述の遊嵌接続の構成であると、不測の過大な燃焼振動が励振された場合、あるいは燃焼振動と燃焼室の音響特性とが共鳴した場合、燃焼室は激しく振動し過大な損傷が生じることが考えられる。また、燃焼振動が顕在化しない場合でも、燃焼室自身も若干の振動を伴うため、ガスタービン燃焼器を構成する支持部材に高サイクル疲労によるクラックが発生するおそれがある。このため、燃焼振動を抑制することは、ガスタービン燃焼器の安定運転のみならず、構成部材寿命の安定化につながる重要な技術事項である。
【0018】
さらに、加えて、ガスタービン燃焼器に求められている高温化、低NOX化、燃料多様化等に伴う燃焼条件は、燃焼振動をさらに助長、誘発し易い条件を醸成している。これらの要請は、燃焼室内の燃焼安定性とトレードオフの関係を有しており、これらの要請に応える一方で、振動増大による機器の摩耗等により信頼性を損なう結果を誘発する可能性がある。
【0019】
このように、ガスタービン燃焼器の全ての運転範囲で燃焼振動の抑制を図り、信頼性の向上を図ることが急務とされており、燃焼過程に発生する励振源と燃焼振動の励振メカニズムを明らかにするとともに、燃焼振動に対する効果的な制振技術の確立が求められていた。
【0020】
本発明は、このような事情に基づいてなされたもので、燃焼装置に求められている燃焼ガスの高温化、低NOX化、燃料の多様化等の要請に応えながら、燃焼装置の全ての運転範囲で燃焼振動の低減化を図るとともに、信頼性の向上を図る燃焼振動解析方法、燃焼振動解析装置およびこれらの解析手法を用いた解析プログラムを提供することを目的とする。
【0021】
【課題を解決するための手段】
本発明に係る燃焼振動解析方法は、上述の目的を達成するために、請求項1に記載したように、燃焼室を複数の空洞に分割し、それらを連通管を介して連結し、前記空洞のうち少なくとも一方の空洞に、励振源である火炎を励振周期数で変動する圧力源として置き、複数の空洞に分割された前記燃焼室のうちいずれかの空洞にスロートを介して共鳴器を設置し、前記燃焼室内に音響振動として励振される燃焼振動を、前記空洞および前記共鳴器内の圧力、前記連結管および前記スロート内の流量が一定の周波数で変動するヘルムホルツ振動として表わし、前記の空洞、共鳴器、連通管、スロートの各寸法に基づいて、前記圧力源の励振周波数に対するヘルムホルツ振動の周波数応答特性を計算することにより、前記共鳴器による制振効果を評価し、圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する方法である。
【0022】
また、本発明に係る燃焼振動解析方法は、上述の目的を達成するために、請求項2に記載したように、燃焼室を複数の空洞に分割し、それらを連通管を介して連結し、前記燃焼室内に音響振動として励振される燃焼振動を、前記空洞内の圧力、および前記連結管内の流量が一定の周波数で変動するヘルムホルツ振動として表わし、実際に測定した燃焼振動の音響共鳴周波数が前記ヘルムホルツ振動の周波数と等しくなるように、前記空洞の容積、前記連通管の断面積および長さを調整し、実際の燃焼振動形態に即応する圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する方法である。
【0023】
また、本発明に係る燃焼振動解析方法は、上述の目的を達成するために、請求項3に記載したように、燃焼室を複数の空洞に分割し、それらを連通管を介して連結し、前記燃焼室内に音響振動として励振される燃焼振動を、前記空洞内の圧力、および前記連結管内の流量が一定の周波数で変動するヘルムホルツ振動として表わし、実際の燃焼振動の音響共鳴周波数に対して周波数分析を行い、大きな圧力変動の振幅を有する音響共鳴周波数をリアルタイムに探索し、測定された音響共鳴周波数が前記ヘルムホルツ振動の周波数と等しくなるように、前記空洞の体積、前記連通管の断面積および長さを調整し、時々刻々変動する燃焼振動に即応する圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する方法である。
【0024】
また、本発明に係る燃焼振動解析方法は、上述の目的を達成するために、請求項4に記載したように、燃焼室と、燃焼室にスロートを介して設置した共鳴器が、たえず共鳴状態となるように前記共鳴器の長さや前記スロート長さなどの共鳴器諸元を制御駆動系により調節し、時々刻々変動する燃焼振動に即応する圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する方法である。
【0025】
また、本発明に係る燃焼振動解析方法は、上述の目的を達成するために、請求項5に記載したように、燃焼室に設置した共鳴器機内の圧力変動を実際に測定し、測定された圧力変動と数値計算による圧力変動の周波数や振幅を比較分析し、測定された圧力変動と数値計算による圧力変動の周波数や振幅が合致するように、数値計算に用いる前記燃焼室と前記共鳴器を連結するスロート流体抵抗の値を実態に即応するように調整し、時々刻々変動する燃焼振動に対して最適な予測精度をもって制振効果を数値計算による導出する方法である。
【0026】
また、本発明に係る燃焼振動解析装置は、上述の目的を達成するために、請求項6に記載したように、燃焼室を複数の空洞に分割し、それらを連通管を介して連結し、前記空洞のうち少なくとも一方の空洞に、励振源である火炎を励振周期数で変動する圧力源として置き、複数の空洞に分割された前記燃焼室のうちいずれかの空洞にスロートを介して共鳴器を設置し、前記燃焼室内に音響振動として励振される燃焼振動を、前記空洞および前記共鳴器内の圧力、前記連結管および前記スロート内の流量が一定の周波数で変動するヘルムホルツ振動として表わし、前記の空洞、共鳴器、連通管、スロートの各寸法に基づいて、前記圧力源の励振周波数に対するヘルムホルツ振動の周波数応答特性を計算することにより、前記共鳴器による制振効果を評価し、圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する演処理およびデータ処理を行う解析手段を備えたものである。
【0027】
また、本発明に係る燃焼振動解析装置は、上述の目的を達成するために、請求項7に記載したように、燃焼振動の音響共鳴周波数を実際に測定する手段と、測定された前記音響共鳴周波数がヘルムホルツ周波数と合致するように、燃焼室を複数に分割した空洞の容積、これら連結する連通管の寸法等の計算条件を調整し、実際の燃焼振動形態に即応した圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する解析手段とを備えたものである。
【0028】
また、本発明に係る燃焼振動解析装置は、上述の目的を達成するために、請求項8に記載したように、燃焼振動の音響共鳴周波数に対して周波数分析を行い、大きな圧力変動の振幅を有する音響共鳴周波数をリアルタイムに探索する手段と、測定された音響共鳴周波数がヘルムホルツ周波数と合致するように、燃焼室を複数に分割した空洞の容積、これらを連結する連通管の寸法等の計算条件を調整し、時々刻々変動する燃焼振動に即応した圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する解析手段とを備えたものである。
【0029】
また、本発明に係る燃焼振動解析装置は、上述の目的を達成するために、請求項9に記載したように、共鳴器空洞の容積、燃焼室と共鳴器とを連結するスロート寸法等の共鳴器諸元を、燃焼室と共鳴器が絶えず共鳴状態となるように調節する手段と、時々刻々変動する燃焼振動に対する最適な制振を数値計算により導出する解析手段とを備えたものである。
【0030】
また、本発明に係る燃焼振動解析装置は、上述の目的を達成するために、請求項10に記載したように、共鳴器内の圧力変動を測定し、測定された圧力変動と数値計算による圧力変動を比較分析する手段と、比較分析結果から燃焼室と共鳴器とを連結するスロート抵抗をより真値に近い値に補正し、時々刻々変動する燃焼振動に対して最適な予測精度をもって制振を数値計算により導出する解析手段とを備えたものである。
【0031】
また、本発明に係る解析プログラムは、上述の目的を達成するために、請求項11に記載したように、コンピュータによって燃焼室内の燃焼振動を解析するプログラムを記録した媒体であって、前記燃焼室および共鳴器の形状、燃料条件、火炎の燃焼条件に関するデータと、前記燃焼室および前記共鳴器内の媒質流体に関するヘルムホルツ振動方程式を用い、前記燃焼室および前記共鳴器内の圧力、流量の時間変化を連成して解析し、圧力、流量の周波数応答特性を数値計算により導出する手順を実行させるものである。
【0032】
また、本発明に係る解析プログラムは、上述の目的を達成するために、請求項12に記載したように、燃焼室内の音響共鳴周波数、共鳴器内の圧力変動等の測定分析結果に基づき、前記燃焼室を複数に分割した空洞の容積、それらを連結する連通管の寸法などの計算条件を調整し、前記燃焼室と前記共鳴器とを連結するスロート抵抗をより真値に近い値に補正し、これらデータをヘルムホルツ振動方程式を解析するときの計算条件として反映させるものである。
【0033】
【発明の実施の形態】
以下、本発明に係る燃焼振動解析方法、燃焼振動解析装置およびこれらの解析手法を用いた解析プログラムの実施形態を図面および図面に付した符号を引用して説明する。
【0034】
なお、図18および図19に示した従来技術の構成部分と同一構成部分には同一符号を付し、重複説明を省略する。
【0035】
図1は、本発明に係る燃焼振動解析方法における燃焼振動の実施形態を示す概念図である。
【0036】
本実施形態に係る燃焼振動解析方法では、燃焼振動を(a)固有振動、(b)音響振動、(c)システム振動の3種類に分類されている。
【0037】
これら3種類の振動は、次のように区分けされる。
【0038】
(a)固有振動は、燃焼室13の頭部側の燃焼域16に発生した火炎19において、燃料9の反応性などに保有される微視的な不安定性や揺らぎに由来する振動である。
【0039】
なお、この固有振動については、理論的にその存在が予言されており、学究的な研究例が散見されるものの、工学的な実用面での報告例が少ない。
【0040】
(b)音響振動は、種々の周波数成分を含んだ白色音源としての火炎19の固有振動を励振源とし、燃焼室13を音響共鳴器として特定の音響共鳴周波数が誘起されるもので、火炎19や燃焼室13の形状により少なからず影響を受けるものである。
【0041】
(c)システム振動は、燃焼室13が燃料供給系、空気供給系あるいは排ガス系などの周辺系と一つの流体振動系を形成し、火炎19の固有振動や音響振動が励振源となってシステム的な共振が発生したものである。
【0042】
図2は、図1に分類した(a)固有振動、(b)音響振動、(c)システム振動の3種類の燃焼振動の態様に対し、相互の関係を簡易なブロック図であらわしたものである。
【0043】
図2中、燃料噴射部14から燃焼域16に噴射される燃料9は、固有振動の励振源として火炎19を形成する。この固有振動により生起した種々の周波数の音響波は、燃焼ガス10を媒質として燃焼室13の入口端20と出口端21に挟まれる空間内を往復する。
【0044】
このような音響波の往復により燃焼室13内の音響場が共鳴し、特定周波数の音響振動が誘起される。また、燃料噴射部14と火炎19との干渉により、火炎19の脈動変化が燃料弁8に負帰還され、燃料供給の脈動を伴うヘルムホルツ振動のようなシステム振動が発生することもある。
【0045】
一方、燃焼振動に関しては、従来から共鳴不安定性とシステム不安定性の両方の観点から、古くはRayleighによる解析(例えば、Rayleigh, L.,“The Theory of sound”, Dover−Press(1945)参照)に始まり、燃焼振動の発生メカニズムに対し様々な解明が行われてきた。その多くは波動方程式であり、その波動方程式を用いて数値計算(例えば、Bruno B.H.Schuermans,et.al,“Prediction od Acoustic Pressure Spectra in Combustion Systems Using Sωirl Stabilized gas Turbine Burners”, 2000−GT−0105, Proceedings of IGTITE2000, ASME International Gas Turbine and Aeroengine Congress and Exhibition, May 13−16, 2000 Munich, Bavaria, Germany 参照)であり、さらに波動方程式を用いた燃焼振動解析方法については、特開平11−132458号公報にも開示されている。
【0046】
しかし、波動方程式は静止した温度一定の均質媒質中の音響波の挙動を線形近似のものとしてあらわしたものであり、燃焼室13内の燃焼振動のように燃焼による温度分布変化や流速分布変化を伴う場合には適用できない。そのため、波動方程式を用いた数値計算では、燃焼振動を記述することには必ずしも充分な成功を収めるには至っていないのが実状である。
【0047】
一方、流体方程式を用いた数値流体力学(例えば、Steve J. Brookes, et.al,“Computational Modeling of Self−Excited Combustion Instabilities”, 2000−GT−0104, Proceedings of TURBO EXPO 2000, ASME Turbo Expo 2000, May8−11, 2000, Munich Germany 参照)は、上述の波動方程式による数値計算と異なり流動現象をより厳密に記述することができる。
【0048】
しかし、その反面、計算量が膨大となる問題点を抱えており、燃焼火炎と音響場との複雑な相互作用については、実験結果の事後解釈はある程度可能であるものの、振動発生の事前予測は未だ困難な状況である。
【0049】
図3は、従来の共鳴器による燃焼振動の制振に関する計算モデルの一例を示す概念図である。
【0050】
この例は、燃焼室13からなる音響振動系に、制振用に設置した共鳴器22からなるヘルムホルツ振動系を付加した計算モデルであり、波動方程式や流体方程式を支配方程式とする従来の燃焼振動解析方法による燃焼振動の音響制振モデルを模式的に示したものである。
【0051】
図3に示すように、制振効果を高めるには、共鳴器22が圧力変動部の腹部である燃焼室13の入口端20に近い位置に設置される。なお、ここでは、燃焼室13内の流れを入口端20から出口端21までを1次元流れとして扱い、燃焼室13の入口端20からは所定の入口流速で常温の燃料9が供給され、燃焼域内で燃焼反応を起して火炎19を形成している。
【0052】
また、下流側に発生した燃焼ガス10は、燃焼室13の出口端21から排気される。このとき、燃焼室13を音響的な筐体と考えれば、図3に示すように、入口端20と出口端21を圧力変動の腹部、燃焼室13の中央を圧力変動の節部とする音響共鳴振動23が励振される。
【0053】
式(1)は、筐体内に励振される音響m次モードの音響共鳴周波数ωm[rad/s]を与える。図3で示した音響共鳴振動23は、式(1)において、m=1とした音響1次モードの場合に相当する。ここで、aは音速[m/s]、Lは燃焼室13の実効長さ[m]、Mは燃焼ガス10の平均分子量[kg/mol]、mは音響モードの次数[−]、pは圧力[Pa]、Rは気体定数[J/mol*K]、Tは温度[K]、gは比熱比[−]、rは質量密度[kg/m3]である。なお、流速変動は圧力変動の音響モードとは位相関係(腹と節の関係)が逆転し、入口端20および出口端21が節となり、燃焼室13a中央が腹となる。
【0054】
【数1】
【0055】
共鳴器22は、共鳴器空洞24とスロート25から構成され、燃焼室13と共鳴器22はスロート25により連結されている。燃焼室13と共鳴器空洞24の間でスロート25を介して励振されるヘルムホルツ振動26は、燃焼室13内に励振されている音響共鳴振動23と相互作用することにより音響共鳴振動23を制振する効果を備えている。このような音響共鳴振動23に対する制振については、従来の波動方程式または流体方程式を支配方程式とした燃焼振動解析方法により定性的な評価を可能にしていた。
【0056】
しかし、実際の燃焼室13内に励振される音響共鳴振動23については、その計算精度に問題があり、あるいは実測による補正が必要となる。例えば、式(1)に示した音響共鳴周波数ωmは、そもそも密封された筐体内における微少圧力変動による音響波の共鳴特性を示すものであるが、実際には燃焼室13内では燃料9の燃焼反応による温度分布、流速分布の影響を考慮しなければならず、音速aについても燃焼室13内で一定ではなくなるなどの事情を抱えている。
【0057】
そこで本発明では、波動方程式や流体方程式を支配方程式とする従来の燃焼振動解析方法に代わって、より簡便で振動制御に適しているヘルムホルツ振動方程式に基づく燃焼振動解析方法、燃焼振動解析装置、およびこれらの解析手法を用いた解析プログラムを提供するものである。
【0058】
図4は、本発明に係る共鳴器による燃焼振動の制振に関する計算モデルの一例を示す概念図である。
【0059】
本実施形態では、図3で示した燃焼室13内で両端が腹で、中央が節となる音響共鳴振動23を、燃焼室13を仮想的に分割した燃焼室空洞27、28の間で、それらを連結する連通管29を介して一定の周波数で圧力、流量が変動するヘルムホルツ振動30として扱っている。そして、本実施形態では、励振源である火炎19を燃焼室空洞28内の音源として設置し、燃焼室13内のヘルムホルツ振動30と、燃焼室13と共鳴器空洞24の間で励振される上述のヘルムホルツ振動26とを二自由度ヘルムホルツ振動系として取り扱い、ヘルムホルツ振動方程式を支配方程式とする燃焼振動解析方法による圧力、流量の周波数応答特性をコンピュータ等の計算機で導き出すことができるようにしている。
【0060】
図4の概略的に示した二自由度ヘルムホルツ振動系において、燃焼室13内に励振された音響共鳴振動23(図3参照)に対して、共鳴器22は、どのように効果的な制振を備えているかを、以下に詳しく説明する。
【0061】
まず、一般にヘルムホルツ振動では、(1)同位相近似、(2)等エントロピー近似、(3)線形近似の3つの前提条件を仮定している。
【0062】
ここで、
(1)同位相近似は、共鳴器空洞24などの要素寸法が音響波の波長に較べて充分に小さく、各要素が集中定数として扱えるもので、要素内において音響振動のようなモードは励振されず、変動は同位相となるものである。
【0063】
(2)等エントロピー近似は、作動流体の熱力学的変化が準静的な断熱過程として等エントロピー過程とするものである。
【0064】
(3)線形近似は、流体振動に伴う変動値が定常値に較べて充分小さいとしたものを適用するものである。
【0065】
上述の同位相近似により、共鳴器空洞24、スロート25、燃焼室空洞27,28、および連通管29内の状態変数は均一と仮定すると、式(2)により、連通管29およびスロート25内の作動流体に関する運動方程式を得る。
【0066】
ここで、Aは断面積[m2]、Lは長さ[m]、pは圧力[pa]、Rは抵抗[m−1s−1]、tは時間[s]、fは流量流束[kg/s]であり、変数に対する下付き添え字A,B,C,F,Sはそれぞれ燃焼室空洞27,28、共鳴器空洞24、連通管29、スロート25の各変数に対して付すものとし、以下においてもそれに準じるものとする。なお、質量流束fF、fSの方向は、それぞれ燃焼室空洞28から燃焼室空洞27へ、あるいは共鳴器空洞24から燃焼室空洞28への方向を正方向とする。
【0067】
【数2】
【0068】
【数3】
【0069】
【数4】
【0070】
次に、燃焼室空洞28内にPf(t)=F・sinωtなる励振源が存在したとし、式(3)は式(5)により式(6)のように近似してあらわすことができる。これは、燃焼室空洞27,28および共鳴器空洞24内の圧力pA、pB、pCと、連通管29およびスロート25内の質量流束fF、fSの関係を示すものである。
【0071】
【数5】
【0072】
【数6】
【0073】
式(7)の一般解のうち、固有振動項を除外した外力(励振源)による応答振動項のみを式(8)に示す。固有振動項はt→∞と共に減衰するが、応答振動項は励振源が存続する限り持続的な振動を継続する。式(9)は、式(6)、式(8)から得られた燃焼室空洞28および共鳴器空洞24内の圧力pB、pCを示す。
【0074】
【数7】
【0075】
式(8)、式(9)における係数C1、C2、D1、D2については、式(8)を式(7)に代入して得られる式(10)を解いて与えられる。式(11)は、燃焼室空洞27,28の間の連通管29を介したヘルムホルツ周波数ωAB、共鳴器空洞24と燃焼室空洞28との間のスロート25を介したヘルムホルツ周波数ωBC、燃焼室空洞28から連通管29を介して無限大気に自由開放されるときのヘルムホルツ周波数ωB,F、燃焼室空洞28からスロート25を介して無限大気に自由開放されるときのヘルムホルツ周波数ωB,Sをそれぞれ定義する。式(12)は、燃焼室空洞27,28、および共鳴器空洞24それぞれの温度TA、TB、TCが異なる場合について定義した音速aAB、aBC、aBである。特に、燃焼室空洞27,28、共鳴器空洞24との間に温度差が存在する場合、式(12)に示すような音速の補正を要するが、これらの温度が全て等しい場合、式(12)に定義した各音速は全て等しくなる。
【0076】
【数8】
【0077】
いま、式(8)〜式(12)において、スロート25の断面積ASをゼロと設定し、式(13)〜式(15)にそれぞれ連通管29内の質量流束fF、燃焼室空洞28内の圧力pB、および励振源からの応答位相遅れψを得る。これらは、共鳴器22を設置しない場合における燃焼室13の燃焼室空洞27,28の間の連通管29を介したヘルムホルツ振動30に対して、励振周波数ωに対する周波数応答特性をあらわすものである。
【0078】
【数9】
【0079】
図5は、式(13)に示した質量流束fF[kg/s]の周波数応答特性を示し、言わば単自由度ヘルムホルツ振動系の周波数応答特性を概念的に示したものである。
【0080】
図5に示すとおり、励振周波数ωがヘルムホルツ周波数ωABに等しいときに周波数応答特性は、共鳴ピークを有し、流体抵抗RF=0のとき共鳴ピークは発散するが、逆に流体抵抗RFが過大のときは共鳴ピークは出現しない。また、流体抵抗RF=0のとき応答位相差はゼロであるが、流体抵抗RF>0のときはある位相差を有する。そして、燃焼室空洞27、28の間の連通管29を介したヘルムホルツ振動30は、ヘルムホルツ周波数ωABが励振周波数ωと合致したときに共鳴する。
【0081】
また、共鳴器22による効果的な制振は、既に式(8)を導出しているとおり、実際の体系に対して周波数応答特性を解析的に評価することが可能である。
【0082】
本実施形態では、燃焼室空洞27、28の間の連通管29を介したヘルムホルツ振動30が励振周波数ωと共鳴して激しく振動している場合、共鳴器22を設置することにより、燃焼室13と共鳴器22からなる二自由度ヘルムホルツ振動系の周波数応答特性を励振周波数ωから離調(非共鳴化)させることにより制振するのが狙いである。
【0083】
以下に、本実施形態で導出した式(8)〜式(12)に基づき、コンピュータ等の計算機により燃焼室13と共鳴器22からなる二自由度ヘルムホルツ振動系の周波数応答特性における、ヘルムホルツ周波数ωABからの離調について検証する。
【0084】
まず、式(16)は、式(8)において、流体抵抗RF、RSを無視した場合の質量流束である。
【0085】
【数10】
【0086】
図6のうち(A)は、図4における共鳴器22による燃焼振動の制振原理と二自由度ヘルムホルツ振動系の周波数応答特性を示す概念図である。共鳴器22が設置されていない燃焼室13のみの単自由度ヘルムホルツ振動系の状態では、例えば、図5に示すように、単一の共鳴周波数ωABであるが、これに対して図6のうち、(B)では燃焼室13と共鳴器22からなる二自由度ヘルムホルツ振動系が形成され、式(17)に示す2つの共鳴周波数ω1、ω2になる。
【0087】
【数11】
【0088】
図7(A),(B)は、図4における燃焼室13と共鳴器22の圧力振動モードの位相関係を示す概念図である。
【0089】
図7(A),(B)に示すように、これらの共鳴周波数は共鳴器空洞24と燃焼室空洞28が同位相モードで振動するω1と、逆位相モードで振動するω2の2つのモードに対応する。すなわち、共鳴器22を設置することにより、ヘルムホルツ周波数ωABに近い励振周波数ωで脈動燃焼する火炎19と燃焼室13が共鳴して激しく振動することが抑制される。
【0090】
例えば、式(13)でRF=0、ω=ωABのときはfF→∞となって発散していたが、式(16)ではfFは有限な値に落ち着いている。これは共鳴器22の設置による周波数応答特性の離調によるものである。
【0091】
一方、式(16)でRF=0、ω=ω1またはω=ω2のときはfF→∞となって発散し、共鳴ピークが二極化したことを意味する。
【0092】
図8は、図4における共鳴器諸元が燃焼振動の制振に与える影響を概念的に示し、共鳴器22のヘルムホルツ周波数ωBCと振動強度の関係において、スロート25の抵抗RSに対する依存性を示す概念図である。
【0093】
ωAB=ωBCときに燃焼室13と共鳴器22が共鳴状態となり、上述のような効果的な制振が最も期待できるが、そのような条件下でも抵抗RSが大きければ制振は低減する。
【0094】
以上述べたように、燃焼室13に対して共鳴器22を設置してωAB=ωBCとなるように調節することにより、系の共鳴周波数をωABから離調させることができる。その一方、燃焼室13内に実際に励振されている音響共鳴振動23は、燃焼室形状から規定される特定の共鳴周波数以外の自由度は許容されない。
【0095】
したがって、本実施形態では、共鳴器22を設置することにより、系の共鳴周波数をωABから離れた周波数領域に移動させ、システム的には非共鳴の状態に遷移させることを以って、音響共鳴振動23を制振させたものである。なお、燃焼室13のさらなる静音化のためには、燃焼室13内に定在化する音響エネルギを吸収できる充分な大きさを有する共鳴器22を設置することが必要であり、共鳴器22の形状等の諸元の最適化を図ることも大切である。
【0096】
次に、本発明に係る燃焼振動解析方法、燃焼振動解析装置およびこれらの解析手法を用いてた解析プログラムの別の実施形態を、以下に示す図面および図面に付した符号を引用して説明する。
【0097】
なお、図18に示した従来技術の構成部分と同一構成部分には同一符号を付し、重複説明を省略する。
【0098】
図9は、本発明に係る燃焼振動解析方法の手順を示すフロー図である。
【0099】
まず、手順1で燃焼室13と共鳴器22の形状をコンピュータ等の計算機に入力し、次に手順2で火炎19による励振源を設定する。
【0100】
例えば、Pf(t)=F・sinωtなる励振源が存在した場合、音響振幅Fと励振周波数ωを設定する。
【0101】
さらに、手順3では、手順1で入力した燃焼室13等の形状に基づき、二自由度ヘルムホルツ振動系の各要素条件を設定する。
【0102】
例えば、燃焼室空洞27,28、共鳴器空洞24の質量M、圧力P、容積Vおよび連通管29、スロート25の断面積A、長さL、抵抗Rを設定する。
【0103】
手順4では、手順3で設定された各要素条件に基づき、式(10)を実際に数値計算を行って解くことにより係数C1,C2,D1,D2を求める。
【0104】
手順5では、手順4で求められた係数C1,C2,D1,D2を式(8)、式(9)に代入し、質量流束φ、圧力Pの周波数応答特性を評価する。
【0105】
手順6では、実際の測定によって得られた燃焼振動の音響共鳴周波数に対して周波数分析を行い、大きな圧力変動の振幅を有する音響共鳴周波数をリアルタイムに探索する。測定された音響共鳴周波数が、コンピュータ等の計算機で数値計算によって導出されたヘルムホルツ振動の周波数と偏差が生じた場合は、手順4に戻され振動要素の条件設定を見直した後に、再び計算が行なわれる。
【0106】
また、手順7も、手順6と同様に、実際の測定によって得られた共鳴器機内の圧力変動データに基づき、測定された圧力変動とコンピュータ等の計算機で数値計算による圧力変動の周波数や振幅を比較分析する。測定された圧力変動と数値計算による圧力変動の周波数や振幅で偏差が生じた場合は、数値計算に用いる前記燃焼室と前記共鳴器を連結するスロート流体抵抗の値を実態に即応する様に調整し、手順3に再び戻される。
【0107】
このように、本実施形態は、手順1〜手順7をプログラム化する記録媒体としてコンピュータなどの燃焼振動解析装置に格納したので、燃焼室13および共鳴器22内の圧力、流量の時間変化を連成して解析するとともに、圧力、流量の周波数応答特性を数値計算で導出でき、その数値計算を基に制振の良否を評価することができる。
【0108】
図10は、図9のフロー図で示した燃焼振動のデータ処理系および演算処理系の実施形態を今少し詳しく説明するために用いたブロック図である。
【0109】
なお、図4に示した構成部分と同一構成部分には同一符号を付す。
【0110】
本実施形態は、燃焼室13に設置されたセンサ17によって測定された圧力変動を、データ処理系31で周波数分析し、特に大きな圧力変動の振幅を有する音響共鳴周波数をリアルタイムに探索するとともに、その結果を演算処理系32に反映させる。
【0111】
すなわち、図9に示した手順6においては、実際に得られた音響共鳴周波数の測定値を、周波数の手順4までの計算手続により得られたヘルムホルツ周波数ΩABの計算値と比較し、両者の乖離を解消してより実際の音響共鳴モードを模擬し、二自由度ヘルムホルツ振動系の各要素条件を修正する。
【0112】
このように、本実施形態は、燃焼室13等の装置形状の入力(手順1)、励振源の設定(手順2)、振動系要素の条件設定(手順3)、ヘルムホルツ振動方程式による数値計算(手順4)、周波数応答特性の評価(手順5)、振動系要素条件の補正(手順6)、スロート抵抗の補正(手順7)を経て、燃焼室13に共鳴器22を設置した場合における音響共鳴振動23の制振をコンピュータ等の計算機で数値計算により評価することができる。
【0113】
このような有用性に対し、以下に具体的な計算例を用いて説明する。
【0114】
図4に示す計算モデルにおいて、特に重要な計算パラメータが共鳴器空洞24の容積VC、火炎19の励振周波数ω、スロート25の抵抗RSである。一番目の計算パラメータである共鳴器空洞24の容積VCは、共鳴器22のヘルムホルツ周波数ωBC、すなわち燃焼室13と共鳴器22との共鳴状態を決める。これに対して、二番目の計算パラメータである励振周波数ωは、燃焼室13と火炎19との共鳴状態を決める。燃焼室13と火炎19が共鳴状態にあるとき、通常は燃焼室13内に大きな音響共鳴振動23が励振されるが、燃焼室13と共鳴状態にある共鳴器22を付加することにより、燃焼室13内の音響共鳴振動23は逆に制振される。三番目の計算パラメータであるスロート25の抵抗RSは、既に図8に示したように、この制振効果がどの程度期待できるかを与えるパラメータである。
【0115】
まず、計算条件として、作動流体は平均分子量が28.34kg/kmol、比熱比が1.278、圧力が1.013×105Pa(1気圧)の燃焼ガスとした。燃焼室空洞27、28はともに直径224mm、長さ500mm、温度1800K、連通管29は直径224mm、長さ500mm、温度1800Kとした。また、共鳴器空洞24は直径152mm、長さ40mm、温度460K、スロート25は直径27mm、長さ55mm、温度800Kとした。
【0116】
スロート25の抵抗RS、および連通管29の抵抗RFについては、下記により概算した数値を基準に算定した。
【0117】
まず、スロート25の抵抗と質量流束φsの積は、スロート25の圧力損失に相当する。ヘルムホルツ振動26のような流体振動を伴う流動変動の振幅は、基本的には線形近似が適用できる程に小さな値であるため、変動流速による摩擦損失係数ζFは層流の式を適用して式(18)が与えられる。
【0118】
なお、Dsはスロート25の直径[m]、Lsは長さ[m]であり、Reはスロート25内の作動流体のレイノルズ数[−]、μsは流速[m/s]、μは粘性率[m2/s]、ρは質量密度[kg/m3]である。
【0119】
【数12】
【0120】
したがって、Mをスロート25内の流体の平均分子量[kg/mol]、P0を圧力[Pa]、R,を気体定数[J/mol*K]、TSを温度[K]とし、前記の計算条件を代入すれば、抵抗RSとして式(19)を導き出することができる。
【0121】
一方、連通管29の抵抗RFに関し、連通管29の直径DFは、ヘルムホルツ周波数ωABを与えるためのものであり、抵抗RFを与えるためのものではない。抵抗RFは制振対象である燃焼室13の抵抗を代表しており、制振手段であるスロート25の抵抗RSと同等の数値を仮定する。なお、式(19)は滑らかな管内の壁面摩擦損失による抵抗RSを示しており、スロート25における内壁面の表面粗さや両端での流れの縮流・拡大損失などの影響により、実際の抵抗RSは式(19)に示す値を下限として、これを上回る値となる。
【0122】
【数13】
【0123】
図11は、図6に対応して、共鳴器のスロート抵抗を1×104m−1s−1としたとき、燃焼室13内および共鳴器22の内圧力と励振周波数の関係に対する計算結果の一例を示す図である。
【0124】
上述のように、図10で示した二自由度ヘルムホルツ振動系の各要素条件では、ヘルムホルツ振動26、30のヘルムホルツ周波数が共に同じくωAB=ωB C=270Hzとなるように調整されている。励振源は、燃焼室空洞28内に置かれた圧力変動の振幅1.0Paの音源であり、共鳴器22が「ない」ときの燃焼室空洞28内の圧力pB、および共鳴器22が「ある」ときの燃焼室空洞28内の圧力pBと共鳴器空洞24内の圧力pCの周波数応答特性を示している。
【0125】
共鳴器22が「ない」とき、燃焼室空洞28内の周波数応答特性は270Hzの箇所に共鳴ピークを有する。すなわち、火炎19の励振周波数がω=270Hzである場合、燃焼室13は火炎19と共鳴して激しく振動する。これに対して、共鳴器22が「ある」とき、燃焼室空洞28内の周波数応答特性はω=270Hzの箇所にはもはや共鳴ピークを有さず、共鳴ピークは高周波数側と低周波数側に二極化している。その結果として、ω=270Hzの励振周波数を有する火炎19に対しては、共鳴器22の効果により燃焼室空洞28はもはや共鳴しなくなったことが分かった。
【0126】
以上の通り、センサ17によって収集された燃焼室13内の圧力変動をデータ処理系31において周波数分析し、特に大きな圧力変動の振幅を有する音響共鳴周波数が確認され、例えばそれが270Hzであった場合、演算処理系32においてヘルムホルツ周波数ωBC=270Hzとなるように、ヘルムホルツ振動30の各要素条件を調整する。
【0127】
このような手段を採ることによって、燃焼室13内で絶えず変動する音響共鳴周波数をリアルタイム、かつ的確に把握し、より実際の音響共鳴モードを制振することができる。
【0128】
次に、本発明に係る燃焼振動解析方法、燃焼振動解析装置およびこれらの解析手法を用いてコンピュータで実行させる解析プログラムを記録した媒体の、さらに別の実施形態を、以下に示す図面および図面に付した符号を引用して説明する。
【0129】
なお、図18に示した従来技術の構成部分および図10に示した本発明に係る構成部分と同一構成部分には同一符号を付し、重複説明を省略する。
【0130】
図12は、本発明に係る燃焼振動のデータ処理系、演算処理系、共鳴器のデータ処理系および制御駆動系の実施形態を示す概念図である。
【0131】
既に、図10に示した実施形態では、図9に示す手順6までの手続により、センサ17によって収集された燃焼室13内の圧力変動をデータ処理系31において、リアルタイムで周波数分析し、その結果を演算処系32に反映させ、時々刻々変動する燃焼振動の態様に則した数値計算がコンピュータ等でできるようになった。燃焼振動の態様に則した数値計算ができるようになった結果、燃焼室13内の音響共鳴振動23が充分に制振されているかの有無の確認作業が実施できる。
【0132】
その一方で、図12に示す本実施形態では、共鳴器22にデータ処理系33が設けられており、共鳴器空洞24内の圧力Pcの測定結果と、演算処理系32で導出された共鳴器空洞24内の圧力Pcの計算結果とを比較分析する。
【0133】
この比較作業に基づき、図9に示した手順7として演算処理系32におけるコンピュータ等で行う数値計算により使用するスロート25の抵抗Rsをより真値に近い値に補正し、適正な予測精度をもって共鳴器22による制振を数値計算で導き出すことができるようになった。
【0134】
また、制御駆動系34は、演算処理系32からの出力情報が常時入力され、駆動ロッド35を制御駆動する機能を備えている。駆動ロッド35の先端にはピストン36が取り付けられている。また、共鳴器空洞24の長さは、ピストン36の位置により調整することができるようになっている。
【0135】
仮に、燃焼室13と共鳴器22が非共鳴状態であって、音響共鳴振動23の制振が充分でない場合、図9に示すフロー図には、制御駆動系34が共鳴器空洞24の容積を最適化するために、駆動ロッド35の制御駆動がなされることが新たに手順8として加えられる。
【0136】
以下、本実施形態の有用性について具体的な計算例を例示しながら説明する。
【0137】
図13は、図8に対応するものであり、共鳴器22のスロート抵抗が燃焼室13の内圧と共鳴器22のヘルムホルツ周波数の関係に及ぼす影響に対する計算結果の一例を示す図である。計算条件は、図11に示した計算結果を導出する際に使用した各要素条件に準拠する。図13に示す縦軸は、燃焼室空洞28内の圧力pBのSPL値[dB](SPL:Sound Pressure Level)、横軸は共鳴器22のヘルムホルツ周波数ωBC、パラメータはスロート25の抵抗RSである。SPL値は式(20)に示すとおり[dB]表示で定義されるが、通常のSPL値は定常的な大気圧に比べて非常に微小な変動量であり、日常における人の会話の音圧は約60dBという値である。図13に示す本実施形態では、燃焼室13内のヘルムホルツ振動30が励振周波数ω=270Hzと共鳴して激しく振動している場合(ω=ωAB)、共鳴器22のヘルムホルツ周波数ωBCをωAB近傍に調整したときにほぼ制振効果が現れるが、本実施形態による数値計算によると、制振効果最大の箇所は270Hzよりやや高周波数側にシフトしていることが分かった。
【0138】
【数14】
【0139】
次に、図13において計算パラメータとしたスロート25の抵抗RSが、周波数応答特性に与える影響を以下に説明する。
【0140】
図14および図15は、燃焼室13内および共鳴器22内圧と励振周波数の関係に対する計算結果の一例を示した図11において、共鳴器22のスロート25の抵抗RSをそれぞれ1×105m−1s−1、1×106m−1s−1としたときの計算結果の一例を示す。既に図11で示したように、スロート25の抵抗RS=1×104m−1s−1の共鳴器22を設置した場合、燃焼室空洞28内の周波数応答特性は励振周波数ω=270Hzの高周波数側と低周波数側に2つの共鳴ピークを備え、励振周波数ω=270Hzに対して燃焼室空洞28は共鳴しなくなった。
【0141】
しかし、図14および図15に示すように、スロート25の抵抗RSが増加するに伴い、共鳴ピークの二極化傾向は認められなくなる。すなわち、共鳴器22がないときと同様に、燃焼室空洞28内の周波数応答特性は励振周波数ω=270Hzの箇所に共鳴ピークがくる。特に、スロート25の抵抗RSが十分に大きな状態では、共鳴器22がないときとほぼ等価の状態であるため、励振周波数ω=270Hzに対して燃焼室13は共鳴して激しく振動する。
【0142】
図16は、上述の計算結果を含めた、共鳴器22のスロート抵抗Rsが燃焼室13の内圧力と励振周波数の関係に及ぼす影響に対する計算結果の一例を示す図である。
【0143】
また、図17は、抵抗RS=1.×103m−1s−1のときの共鳴器22のヘルムホルツ周波数が燃焼室13の内圧力と励振周波数の関係に及ぼす影響に対する計算結果の一例を示す図である。
【0144】
共鳴器22のヘルムホルツ周波数ωBC=270Hzの場合、図中の破線で示すように、ω=270Hzでは燃焼室空洞28内の圧力変動の振幅が充分に小さく、制振されている。これに対して、ωBCが270Hzから外れている場合、圧力変動の振幅はもはや小さな値ではない。
【0145】
本実施形態では、図9に示す手順7においては、上述のデータ処理系33による共鳴器22内の圧力変動の測定値と、既に演算処理系32により数値計算されている圧力変動の計算値とを比較分析する。この比較分析作業を通して、本実施形態では、上述演算処理系32での数値計算で使用しているスロート25の抵抗RSをより真値に近い方向で補正し、より良好な予測精度をもって共鳴器22による制振を数値計算により導出できるように調整する。この操作を繰り返し実施することで、ほぼ最適な予測精度を確保することができる。
【0146】
次に、手順8では、共鳴器22の制振効果を最大限に発揮させるため、ピストン36の位置を可変として共鳴器空洞24の容積VCを調整し、共鳴器22のヘルムホルツ周波数ωBCを最適化する。さらに、これらを踏まえて手順3に再び戻り、最適化された新たな要素条件に基づき、励振源に対する周波数応答特性を数値計算により再確認する。
【0147】
以上のとおり本実施形態では、スロート抵抗の調整(手順7)、共鳴器空洞容積の最適化(手順8)を経て、燃焼室13に共鳴器22を設置した場合における、音響共鳴振動23の制振に対する予測精度を高く維持しながら、制振を数値計算によりリアルタイムで評価することができる。また、本実施形態において、ヘルムホルツ振動方程式による数値計算は計算負荷も小さく、アクティブ制御などへの技術適用も含め、共鳴器諸元の最適化も含めた制振手段を講じることが直ちに可能となる。
【0148】
【発明の効果】
以上の説明のとおり、本発明によれば、ガスタービン燃焼器などの燃焼装置内に誘起される燃焼振動を解析し、その実状を把握した上で、それに起因する各種振動レベルを低減する対策を的確に講じることができるので、燃焼装置自身の長寿命化をはじめ、ガスタービンまたはガスタービンプラントの信頼性を高め、プラントの運用率や補修点検費の節減に寄与し、その効果は非常に大きい。
【図面の簡単な説明】
【図1】本発明に係る燃焼振動解析方法における燃焼振動の態様を示す概念図。
【図2】図1における燃焼振動の態様に対しての相互の関係を示す簡易ブロック図。
【図3】従来の共鳴器による燃焼振動の制振に関する計算モデルの一例を示す概念図。
【図4】本発明に係る共鳴器による燃焼振動の制振に関する計算モデルの一例を示す概念図。
【図5】単自由度ヘルムホルツ振動系の周波数応答特性を概念的に示す図。
【図6】図4における共鳴器による燃焼振動の制振原理と二自由度ヘルムホルツ振動系の周波数応答特性を示す概念図で、(A)は二自由度ヘルムホルツ振動系の概念図、(B)は二自由度ヘルムホルツ振動系の上述応答特性を概念的に示す図。
【図7】図4における燃焼室と共鳴器の圧力振動モードの位相関係を示す概念図で、(A)は同位相モードを示す概念図、(B)は逆位相モードを示す概念図。
【図8】図4における共鳴器諸元が燃焼振動の制振効果に与える影響を模式的に示す概念図。
【図9】本発明に係る燃焼振動解析方法の手順を示すフロー図。
【図10】本発明に係る燃焼振動のデータ処理系および演算処理系の実施形態を示すブロック図。
【図11】燃焼室内および共鳴器内圧力と励振周波数の関係に対する計算結果の一例を示す図(共鳴器のスロート抵抗を1×104m−1s−1としたとき)。
【図12】本発明に係る燃焼振動のデータ処理系、演算処理系、共鳴器のデータ処理系および制御駆動系の実施形態を示す概念図。
【図13】共鳴器のスロート抵抗が燃焼室内圧力と共鳴器のヘルムホルツ周波数の関係に及ぼす影響に対する計算結果の一例を示す図。
【図14】図11において共鳴器のスロート抵抗を1×105m−1s−1としたときの燃焼室内および共鳴器内圧力と励振周波数の関係に対する計算結果の一例を示す図。
【図15】図11において共鳴器のスロート抵抗を1×106m−1s−1としたときの燃焼室内および共鳴器内圧力と励振周波数の関係に対する計算結果の一例を示す図。
【図16】共鳴器のスロート抵抗が燃焼室内圧力と励振周波数の関係に及ぼす影響に対する計算結果の一例を示す図。
【図17】共鳴器のヘルムホルツ周波数が燃焼室内圧力と励振周波数の関係に及ぼす影響に対する計算結果の一例を示す図。
【図18】従来のガスタービン燃焼器の構造および周辺構成を示す概略図。
【図19】従来のガスタービン燃焼器内に発生する燃焼振動強度の一例を示すグラフ。
【符号の説明】
1 ロータ
2 圧縮機
3 ガスタービン
4 空気
5 高圧空気
6 ガスタービン燃焼器
7 燃料配管
8 燃料弁
9 燃料
10 燃焼ガス
11 排気ガス
12 燃焼器ケーシング
13 燃焼室
14 燃料噴射部
15 点火プラグ
16 燃焼域
17 センサ
18 尾筒
19 火炎
20 入口端
21 出口端
22 共鳴器
23 音響共鳴振動
24 共鳴器空洞
25 スロート
26 ヘルムホルツ振動
27,28 燃焼室空洞
29 連通管
30 ヘルムホルツ振動
31 データ処理系
32 演算処理系
33 データ処理系
34 制御駆動系
35 駆動ロッド
36 ピストン[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
In the present invention, when a combustion gas is generated by mixing fuel and air, the combustion vibration phenomenon induced by the generated combustion gas is grasped by numerical analysis in advance, and the combustion vibration is suppressed based on the grasped numerical analysis. The present invention relates to a combustion vibration analysis method, a combustion vibration analysis apparatus, and an analysis program using these analysis techniques.
[0002]
[Prior art]
Recently, in a combustion apparatus, for example, a gas turbine combustor, stable operation is required over a wide range from start operation to rated load operation or stop operation as part of improving reliability.
[0003]
Furthermore, in gas turbine combustors, as part of efforts to improve performance and prevent environmental destruction, the output (load) is further increased as the gas turbine inlet combustion gas temperature is increased, or the NOx concentration is further reduced. Enhancements have been made.
[0004]
As countermeasures for these problems, in gas turbine combustors, low NOx using premixed combustion, cooling of components using air or steam, increase of internal energy by heating fuel in advance, etc. .
[0005]
Gas turbine combustors are required to diversify fuel such as conversion from expensive fuels such as liquefied natural gas (LNG) to inexpensive fuels such as kerosene and light oil. Although measures to cope with these high temperatures, low NOx, and diversification of fuels are being performed as appropriate, the operating conditions are still quite severe with respect to stabilization of combustion and the life of components in application. In particular, NOx reduction by premixed combustion, steam, and water injection sacrifices the combustion stability of the combustion gas in the combustion chamber, and as a result, durability due to wear of components due to increased combustion vibration, etc. It has a great influence on life reliability.
[0006]
FIG. 18 is a schematic system diagram illustrating conventional gas turbine combustion as an example.
[0007]
The
[0008]
In the
[0009]
The
[0010]
In addition, the
[0011]
The
[0012]
On the other hand, the
[0013]
FIG. 19 shows an example of the result of frequency analysis of the pressure fluctuation detected by the sensor 17 (see FIG. 18) provided in the
[0014]
As described above, the elucidation and vibration suppression of the combustion vibration of the
[0015]
[Problems to be solved by the invention]
As described above, it is considered that predicting combustion vibration characteristics and establishing the vibration control technology have great significance for improving the operational reliability of the gas turbine combustor and extending the service life of components. In particular, in combined cycle power plants and coal gasification combined power plants, which are expected to be installed more and more in the future, high temperatures and low NO as described above.XTherefore, the importance of combustion vibration suppression technology is expected to increase more and more.
[0016]
By the way, in recent gas turbine combustors, high output is demanded, and accordingly, the gas turbine inlet combustion gas temperature is 1500 ° C. or more. For this reason, the combustion chamber is generated by a high combustion gas temperature while selecting a high-strength heat-resistant steel to cope with excessive thermal stress that occurs due to a sudden rise in temperature of the combustion gas or gas turbine load fluctuations, etc. In consideration of thermal expansion, the joint portions of the combustion chamber nodes are loosely connected. In recent combustion chambers, a relatively thin material is used for a high strength ratio in order to reduce labor for carrying-in, installation, inspection and the like.
[0017]
However, if the combustion chamber is made of a thin material and the joints of the combustion chamber nodes have the above-described loose-fitting connection configuration, if an unexpected excessive combustion vibration is excited, or the combustion vibration If the acoustic characteristics of the combustion chamber and the combustion chamber resonate, the combustion chamber may vibrate vigorously, resulting in excessive damage. Further, even when the combustion vibration does not become apparent, the combustion chamber itself is accompanied by a slight vibration, which may cause a crack due to high cycle fatigue in the support member constituting the gas turbine combustor. For this reason, suppressing combustion vibration is an important technical matter that leads to not only stable operation of the gas turbine combustor, but also stabilization of the component member life.
[0018]
In addition, high temperature and low NO required for gas turbine combustorsXCombustion conditions accompanying fuel conversion, fuel diversification, etc. cultivate conditions that facilitate and induce combustion vibrations. These demands have a trade-off relationship with the combustion stability in the combustion chamber, and while responding to these demands, there is a possibility of inducing the result of impairing reliability due to equipment wear due to increased vibration. .
[0019]
In this way, it is urgently required to improve the reliability by suppressing the combustion vibration in the entire operation range of the gas turbine combustor, and the excitation source generated in the combustion process and the excitation mechanism of the combustion vibration are clarified. In addition, there has been a demand for the establishment of effective damping technology against combustion vibration.
[0020]
The present invention has been made on the basis of such circumstances, and the combustion gas required for the combustion apparatus has a high temperature and low NO.XCombustion vibration analysis method, combustion vibration analysis apparatus, and analysis methods for reducing combustion vibration in the entire operating range of the combustion apparatus and improving reliability while responding to demands for fuel conversion and fuel diversification An object is to provide an analysis program using the.
[0021]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve the above object, a combustion vibration analyzing method according to the present invention divides a combustion chamber into a plurality of cavities and connects them through a communication pipe as described in
[0022]
Moreover, in order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analysis method according to the present invention divides the combustion chamber into a plurality of cavities as described in claim 2, and connects them through a communication pipe. The combustion vibration excited as acoustic vibration in the combustion chamber is represented as Helmholtz vibration in which the pressure in the cavity and the flow rate in the connecting pipe fluctuate at a constant frequency, and the acoustic resonance frequency of the actually measured combustion vibration is Method of deriving the frequency response characteristics of pressure and flow rate corresponding to the actual combustion vibration form by numerical calculation by adjusting the volume of the cavity and the cross-sectional area and length of the communication pipe so as to be equal to the frequency of Helmholtz vibration It is.
[0023]
Moreover, in order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing method according to the present invention divides the combustion chamber into a plurality of cavities as described in
[0024]
Moreover, in order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing method according to the present invention includes a combustion chamber and a resonator installed in the combustion chamber via a throat as described above. Resonator specifications such as the length of the resonator and the throat length are adjusted by a control drive system so that the frequency response characteristics of pressure and flow rate corresponding to the combustion vibration that varies from time to time are derived by numerical calculation. Is the method.
[0025]
Further, in order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing method according to the present invention was actually measured by measuring the pressure fluctuation in the resonator installed in the combustion chamber as described in
[0026]
Moreover, in order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing apparatus according to the present invention divides the combustion chamber into a plurality of cavities as described in
[0027]
Moreover, in order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing apparatus according to the present invention comprises means for actually measuring an acoustic resonance frequency of combustion vibration, and the measured acoustic resonance as described in claim 7. Adjust the calculation conditions such as the volume of the cavity that divides the combustion chamber into multiple parts and the dimensions of the connecting pipe to connect the frequency so that the frequency matches the Helmholtz frequency, and the frequency response of the pressure and flow rate corresponding to the actual combustion vibration mode And an analyzing means for deriving the characteristic by numerical calculation.
[0028]
In order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing apparatus according to the present invention performs frequency analysis on the acoustic resonance frequency of the combustion vibration to achieve a large pressure fluctuation amplitude. Means for searching the acoustic resonance frequency in real time, and calculation conditions such as the volume of the cavity divided into a plurality of combustion chambers so that the measured acoustic resonance frequency matches the Helmholtz frequency, the dimensions of the communication pipe connecting them And analyzing means for deriving the frequency response characteristics of the pressure and flow rate corresponding to the combustion vibration that varies from time to time by numerical calculation.
[0029]
Further, in order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing apparatus according to the present invention has a resonance cavity volume, a throat dimension for connecting the combustion chamber and the resonator, etc. The apparatus is equipped with means for adjusting the specifications of the chamber so that the combustion chamber and the resonator are constantly in resonance, and analysis means for deriving optimal vibration suppression with respect to combustion vibration that varies from time to time by numerical calculation.
[0030]
In order to achieve the above-mentioned object, the combustion vibration analyzing apparatus according to the present invention measures the pressure fluctuation in the resonator as described in
[0031]
In order to achieve the above object, an analysis program according to the present invention is a medium in which a program for analyzing combustion vibrations in a combustion chamber by a computer is recorded. And time variation of pressure and flow rate in the combustion chamber and the resonator using the Helmholtz oscillation equation for the combustion chamber and the medium fluid in the resonator. Are coupled and analyzed, and a procedure for deriving frequency response characteristics of pressure and flow rate by numerical calculation is executed.
[0032]
Further, in order to achieve the above object, an analysis program according to the present invention is based on measurement and analysis results such as an acoustic resonance frequency in a combustion chamber and a pressure fluctuation in a resonator. Adjust the calculation conditions such as the volume of the cavity that divides the combustion chamber into multiple parts and the dimensions of the communication pipe that connects them, and correct the throat resistance that connects the combustion chamber and the resonator to a value closer to the true value. These data are reflected as calculation conditions when the Helmholtz oscillation equation is analyzed.
[0033]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of a combustion vibration analysis method, a combustion vibration analysis apparatus, and an analysis program using these analysis techniques according to the present invention will be described with reference to the drawings and the reference numerals attached to the drawings.
[0034]
In addition, the same code | symbol is attached | subjected to the same component as the component of the prior art shown in FIG. 18 and FIG. 19, and duplication description is abbreviate | omitted.
[0035]
FIG. 1 is a conceptual diagram showing an embodiment of combustion vibration in the combustion vibration analysis method according to the present invention.
[0036]
In the combustion vibration analysis method according to the present embodiment, the combustion vibration is classified into three types: (a) natural vibration, (b) acoustic vibration, and (c) system vibration.
[0037]
These three types of vibrations are classified as follows.
[0038]
(A) The natural vibration is a vibration derived from microscopic instability or fluctuation held in the reactivity of the
[0039]
The existence of this natural vibration is theoretically predicted and there are few examples of academic practical research, but there are few reports on practical use in engineering.
[0040]
(B) The acoustic vibration is one in which a specific acoustic resonance frequency is induced using the natural vibration of the
[0041]
(C) In the system vibration, the
[0042]
FIG. 2 is a simple block diagram showing the relationship between the three types of combustion vibration modes (a) natural vibration, (b) acoustic vibration, and (c) system vibration classified in FIG. is there.
[0043]
In FIG. 2, the
[0044]
The acoustic field in the
[0045]
On the other hand, regarding combustion vibration, from the viewpoint of both resonance instability and system instability, analysis by Rayleigh has long been used (for example, see Rayleigh, L., “The Theory of Sound”, Dover-Press (1945)). Since then, various elucidations have been made on the generation mechanism of combustion vibration. Many of them are wave equations, and numerical calculations using the wave equations (e.g., Bruno B. H. Schuermans, et.al, “Prediction and Acoustic-Pres- -0105, Proceedings of IGTITE 2000, ASME International Gas Turbine and Aeroengine Congress and Exhibition, May 13-16, 2000 Munich, Bavaria, and vibrations) The analysis method is also disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 11-132458.
[0046]
However, the wave equation expresses the behavior of acoustic waves in a stationary medium with a constant temperature as a linear approximation, and changes in temperature distribution and flow velocity distribution due to combustion, such as combustion oscillations in the
[0047]
On the other hand, numerical fluid dynamics using a fluid equation (for example, Steven J. Brookes, et.al, “Computational Modeling of Self-Excited Combustion Institutes”, 2000-GT-0104, Proceedings of TURBO EP Unlike May 8-11, 2000, Munich Germany), the flow phenomenon can be described more precisely unlike the numerical calculation by the wave equation described above.
[0048]
On the other hand, however, there is a problem that the calculation amount is enormous, and for the complex interaction between the combustion flame and the acoustic field, although it is possible to interpret the experimental results to some extent, the prior prediction of vibration generation is not possible. It is still a difficult situation.
[0049]
FIG. 3 is a conceptual diagram showing an example of a calculation model related to damping of combustion vibration by a conventional resonator.
[0050]
This example is a calculation model in which a Helmholtz vibration system including a
[0051]
As shown in FIG. 3, in order to enhance the vibration damping effect, the
[0052]
Further, the
[0053]
Equation (1) is the acoustic resonance frequency ω of the acoustic m-order mode excited in the housing.m[Rad / s] is given. The
[0054]
[Expression 1]
[0055]
The
[0056]
However, the
[0057]
Therefore, in the present invention, instead of the conventional combustion vibration analysis method using the wave equation or the fluid equation as a governing equation, a combustion vibration analysis method based on the Helmholtz vibration equation, a combustion vibration analysis device, which is more suitable for vibration control, and An analysis program using these analysis methods is provided.
[0058]
FIG. 4 is a conceptual diagram showing an example of a calculation model related to damping of combustion vibration by the resonator according to the present invention.
[0059]
In the present embodiment, the
[0060]
In the two-degree-of-freedom Helmholtz vibration system schematically shown in FIG. 4, how effective is the
[0061]
First, in general, three preconditions are assumed for Helmholtz oscillation: (1) in-phase approximation, (2) isentropic approximation, and (3) linear approximation.
[0062]
here,
(1) In the in-phase approximation, the element size of the
[0063]
(2) The isentropic approximation is an isentropic process in which the thermodynamic change of the working fluid is a quasi-static adiabatic process.
[0064]
(3) The linear approximation applies a value in which the fluctuation value associated with the fluid vibration is sufficiently smaller than the steady value.
[0065]
Assuming that the state variables in the
[0066]
Where A is the cross-sectional area [m2], L is length [m], p is pressure [pa], R is resistance [m]-1s-1], T is the time [s], f is the flow flux [kg / s], and the subscripts A, B, C, F, and S for the variables are the
[0067]
[Expression 2]
[0068]
[Equation 3]
[0069]
[Expression 4]
[0070]
Next, P in the combustion chamber cavity 28f(T) = F ·sinAssuming that an excitation source ωt exists, Equation (3) can be approximated by Equation (5) as Equation (6). This is due to the pressure p in the
[0071]
[Equation 5]
[0072]
[Formula 6]
[0073]
Of the general solution of Equation (7), only the response vibration term due to the external force (excitation source) excluding the natural vibration term is shown in Equation (8). The natural vibration term decays with t → ∞, but the response vibration term continues to vibrate as long as the excitation source persists. Equation (9) represents the pressure p in the
[0074]
[Expression 7]
[0075]
Coefficient C in Equation (8) and Equation (9)1, C2, D1, D2Is obtained by solving equation (10) obtained by substituting equation (8) into equation (7). Equation (11) is the Helmholtz frequency ω via the
[0076]
[Equation 8]
[0077]
Now, in the equations (8) to (12), the cross-sectional area A of the
[0078]
[Equation 9]
[0079]
FIG. 5 shows the mass flux f shown in equation (13).FThe frequency response characteristic of [kg / s] is shown. In other words, the frequency response characteristic of a single degree of freedom Helmholtz vibration system is conceptually shown.
[0080]
As shown in FIG. 5, the excitation frequency ω is the Helmholtz frequency ω.ABThe frequency response characteristic has a resonance peak and the fluid resistance RFWhen = 0, the resonance peak diverges, but conversely, the fluid resistance RFWhen is too large, no resonance peak appears. Also, fluid resistance RF= 0, the response phase difference is zero, but the fluid resistance RFWhen> 0, there is a certain phase difference. The
[0081]
In addition, effective vibration suppression by the
[0082]
In the present embodiment, when the
[0083]
The Helmholtz frequency ω in the frequency response characteristic of the two-degree-of-freedom Helmholtz vibration system including the
[0084]
First, the equation (16) is expressed by the equation of the equation (8) in which the fluid resistance RF, RSIs the mass flux when ignoring.
[0085]
[Expression 10]
[0086]
FIG. 6A is a conceptual diagram illustrating the vibration vibration suppression principle of the
[0087]
## EQU11 ##
[0088]
7A and 7B are conceptual diagrams showing the phase relationship between the pressure oscillation modes of the
[0089]
As shown in FIGS. 7A and 7B, these resonance frequencies are equal to ω at which the
[0090]
For example, R in equation (13)F= 0, ω = ωABIs fF→ ∞ diverged, but in equation (16) fFIs settled to a finite value. This is due to the detuning of the frequency response characteristics due to the installation of the
[0091]
On the other hand, R in equation (16)F= 0, ω = ω1Or ω = ω2Is fF→ ∞ diverges, meaning that the resonance peak is dipolarized.
[0092]
FIG. 8 conceptually shows the influence of the resonator specifications in FIG. 4 on the suppression of combustion vibration, and shows the Helmholtz frequency ω of the resonator 22.BCAnd the vibration strength, the resistance R of the
[0093]
ωAB= ΩBCSometimes the
[0094]
As described above, the
[0095]
Therefore, in this embodiment, the resonance frequency of the system is set to ω by installing the resonator 22.ABThe
[0096]
Next, another embodiment of a combustion vibration analysis method, a combustion vibration analysis apparatus, and an analysis program using these analysis techniques according to the present invention will be described with reference to the drawings shown below and the reference numerals attached to the drawings. .
[0097]
In addition, the same code | symbol is attached | subjected to the same component as the component of the prior art shown in FIG. 18, and duplication description is abbreviate | omitted.
[0098]
FIG. 9 is a flowchart showing the procedure of the combustion vibration analyzing method according to the present invention.
[0099]
First, in
[0100]
For example, when an excitation source of Pf (t) = F · sin ωt exists, the acoustic amplitude F and the excitation frequency ω are set.
[0101]
Further, in
[0102]
For example, the mass M of the
[0103]
In the procedure 4, the coefficient C is obtained by solving the equation (10) by actually performing numerical calculation based on each element condition set in the procedure 3.1, C2, D1, D2Ask for.
[0104]
In
[0105]
In
[0106]
Similarly to step 6, in step 7, based on the pressure fluctuation data in the resonator obtained by actual measurement, the measured pressure fluctuation and the frequency and amplitude of the pressure fluctuation by numerical calculation by a computer such as a computer are calculated. Perform comparative analysis. If there is a deviation between the measured pressure fluctuation and the frequency or amplitude of the pressure fluctuation by numerical calculation, adjust the value of the throat fluid resistance connecting the combustion chamber and the resonator used for numerical calculation so as to respond to the actual situation. Then, the procedure returns to the
[0107]
As described above, in the present embodiment, since the combustion vibration analysis apparatus such as a computer is stored as a recording medium for programming the
[0108]
FIG. 10 is a block diagram used to describe the embodiment of the combustion vibration data processing system and arithmetic processing system shown in the flowchart of FIG. 9 in more detail.
[0109]
In addition, the same code | symbol is attached | subjected to the same component as the component shown in FIG.
[0110]
In the present embodiment, the pressure fluctuation measured by the
[0111]
That is, in the
[0112]
As described above, in this embodiment, the apparatus shape such as the
[0113]
Such usefulness will be described below using a specific calculation example.
[0114]
In the calculation model shown in FIG. 4, a particularly important calculation parameter is the volume V of the resonator cavity 24.C,
[0115]
First, as calculation conditions, the working fluid has an average molecular weight of 28.34 kg / kmol, a specific heat ratio of 1.278, and a pressure of 1.013 × 10 6.5The combustion gas was Pa (1 atm). Both the
[0116]
[0117]
First, the product of the resistance of the
[0118]
Ds is the diameter [m] of the
[0119]
[Expression 12]
[0120]
Therefore, M is the average molecular weight of the fluid in the throat 25 [kg / mol], P0Is the pressure [Pa], R is the gas constant [J / mol * K], TSIs the temperature [K] and the above calculation condition is substituted, the resistance RSEquation (19) can be derived as follows.
[0121]
On the other hand, the resistance R of the
[0122]
[Formula 13]
[0123]
FIG. 11 corresponds to FIG. 6 with the throat resistance of the resonator being 1 × 104m-1s-15 is a diagram showing an example of a calculation result for the relationship between the internal pressure of the
[0124]
As described above, in each element condition of the two degree-of-freedom Helmholtz vibration system shown in FIG.AB= ΩB CIs adjusted to be 270 Hz. The excitation source is a sound source having a pressure fluctuation amplitude of 1.0 Pa placed in the
[0125]
When the
[0126]
As described above, the pressure fluctuation in the
[0127]
By adopting such means, the acoustic resonance frequency that constantly varies in the
[0128]
Next, still another embodiment of the combustion vibration analyzing method, the combustion vibration analyzing apparatus, and the medium in which the analysis program to be executed by the computer using these analysis techniques is recorded in the drawings and drawings shown below. The description will be made with reference to the attached symbols.
[0129]
Note that the same reference numerals are given to the same components as those of the related art shown in FIG. 18 and the components of the present invention shown in FIG.
[0130]
FIG. 12 is a conceptual diagram showing an embodiment of a combustion vibration data processing system, arithmetic processing system, resonator data processing system, and control drive system according to the present invention.
[0131]
In the embodiment shown in FIG. 10, the pressure fluctuation in the
[0132]
On the other hand, in the present embodiment shown in FIG. 12, the
[0133]
Based on this comparison work, the resistance Rs of the
[0134]
Further, the
[0135]
If the
[0136]
Hereinafter, the usefulness of the present embodiment will be described with reference to specific calculation examples.
[0137]
FIG. 13 corresponds to FIG. 8 and is a diagram illustrating an example of a calculation result with respect to the influence of the throat resistance of the
[0138]
[Expression 14]
[0139]
Next, the resistance R of the
[0140]
14 and 15 show an example of calculation results for the relationship between the internal pressure of the
[0141]
However, as shown in FIGS. 14 and 15, the resistance R of the
[0142]
FIG. 16 is a diagram showing an example of calculation results for the influence of the throat resistance Rs of the
[0143]
FIG. 17 shows the resistance RS= 1. × 103m-1s-1It is a figure which shows an example of the calculation result with respect to the influence which the Helmholtz frequency of the
[0144]
Helmholtz frequency ω of the
[0145]
In the present embodiment, in step 7 shown in FIG. 9, the measured value of the pressure fluctuation in the
[0146]
Next, in step 8, in order to maximize the vibration damping effect of the
[0147]
As described above, in the present embodiment, the
[0148]
【The invention's effect】
As described above, according to the present invention, after analyzing combustion vibrations induced in a combustion apparatus such as a gas turbine combustor and grasping the actual state, measures for reducing various vibration levels resulting therefrom are taken. Since it can be taken accurately, it contributes to the improvement of the reliability of the gas turbine or gas turbine plant, including the extension of the life of the combustion device itself, and the reduction of the operation rate and repair and inspection costs of the plant. .
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a conceptual diagram showing an aspect of combustion vibration in a combustion vibration analysis method according to the present invention.
FIG. 2 is a simplified block diagram showing a mutual relationship with respect to a combustion vibration mode in FIG. 1;
FIG. 3 is a conceptual diagram showing an example of a calculation model related to damping of combustion vibration by a conventional resonator.
FIG. 4 is a conceptual diagram showing an example of a calculation model related to damping of combustion vibration by a resonator according to the present invention.
FIG. 5 is a diagram conceptually showing frequency response characteristics of a single-degree-of-freedom Helmholtz vibration system.
6 is a conceptual diagram showing the vibration damping principle of the combustion vibration by the resonator in FIG. 4 and the frequency response characteristics of the two-degree-of-freedom Helmholtz vibration system, (A) is a conceptual diagram of the two-degree-of-freedom Helmholtz vibration system; FIG. 3 is a diagram conceptually showing the above-described response characteristics of a two-degree-of-freedom Helmholtz vibration system.
7 is a conceptual diagram showing the phase relationship between the pressure oscillation modes of the combustion chamber and the resonator in FIG. 4, (A) is a conceptual diagram showing the in-phase mode, and (B) is a conceptual diagram showing the anti-phase mode.
8 is a conceptual diagram schematically showing the influence of the resonator specifications in FIG. 4 on the vibration damping effect of combustion vibration.
FIG. 9 is a flowchart showing a procedure of a combustion vibration analyzing method according to the present invention.
FIG. 10 is a block diagram showing an embodiment of a combustion vibration data processing system and an arithmetic processing system according to the present invention.
FIG. 11 is a diagram showing an example of calculation results for the relationship between the pressure in the combustion chamber and in the resonator and the excitation frequency (the throat resistance of the resonator is 1 × 104m-1s-1)
FIG. 12 is a conceptual diagram showing an embodiment of a combustion vibration data processing system, an arithmetic processing system, a resonator data processing system, and a control drive system according to the present invention.
FIG. 13 is a diagram showing an example of a calculation result with respect to the influence of the throat resistance of the resonator on the relationship between the pressure in the combustion chamber and the Helmholtz frequency of the resonator.
14 shows the resonator throat resistance of 1 × 10 in FIG.5m-1s-1The figure which shows an example of the calculation result with respect to the relationship between the pressure in a combustion chamber and a resonator, and an excitation frequency when it is taken as.
15 shows the resonator throat resistance of 1 × 10 in FIG.6m-1s-1The figure which shows an example of the calculation result with respect to the relationship between the pressure in a combustion chamber and a resonator, and an excitation frequency when it is taken as.
FIG. 16 is a diagram showing an example of a calculation result with respect to the influence of the throat resistance of the resonator on the relationship between the pressure in the combustion chamber and the excitation frequency.
FIG. 17 is a diagram showing an example of a calculation result with respect to the influence of the Helmholtz frequency of the resonator on the relationship between the pressure in the combustion chamber and the excitation frequency.
FIG. 18 is a schematic diagram showing the structure and peripheral configuration of a conventional gas turbine combustor.
FIG. 19 is a graph showing an example of combustion vibration intensity generated in a conventional gas turbine combustor.
[Explanation of symbols]
1 rotor
2 Compressor
3 Gas turbine
4 Air
5 High pressure air
6 Gas turbine combustor
7 Fuel piping
8 Fuel valve
9 Fuel
10 Combustion gas
11 Exhaust gas
12 Combustor casing
13 Combustion chamber
14 Fuel injection part
15 Spark plug
16 Combustion zone
17 Sensor
18 tail tube
19 Flame
20 Entrance end
21 Exit
22 Resonator
23 Acoustic resonance vibration
24 Resonator cavity
25 Throat
26 Helmholtz vibration
27, 28 Combustion chamber cavity
29 Communication pipe
30 Helmholtz vibration
31 Data processing system
32 Arithmetic processing system
33 Data processing system
34 Control drive system
35 Drive rod
36 piston
Claims (12)
Priority Applications (1)
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