EP0892219B1 - Verfahren und Vorrichtung zum Minimieren thermoakustischer Schwingungen in Gasturbinenbrennkammern - Google Patents

Verfahren und Vorrichtung zum Minimieren thermoakustischer Schwingungen in Gasturbinenbrennkammern Download PDF

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EP0892219B1
EP0892219B1 EP97810491A EP97810491A EP0892219B1 EP 0892219 B1 EP0892219 B1 EP 0892219B1 EP 97810491 A EP97810491 A EP 97810491A EP 97810491 A EP97810491 A EP 97810491A EP 0892219 B1 EP0892219 B1 EP 0892219B1
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EP
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combustion chamber
mixing device
combustion
entropy
pressure fluctuation
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EP97810491A
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Klaus Dr. Döbbeling
Christian Dr. Paschereit
Wolfgang Dr. Polifke
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Alstom SA
Original Assignee
Alstom SA
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    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23R—GENERATING COMBUSTION PRODUCTS OF HIGH PRESSURE OR HIGH VELOCITY, e.g. GAS-TURBINE COMBUSTION CHAMBERS
    • F23R3/00—Continuous combustion chambers using liquid or gaseous fuel
    • F23R3/28—Continuous combustion chambers using liquid or gaseous fuel characterised by the fuel supply
    • F23R3/286—Continuous combustion chambers using liquid or gaseous fuel characterised by the fuel supply having fuel-air premixing devices
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23M—CASINGS, LININGS, WALLS OR DOORS SPECIALLY ADAPTED FOR COMBUSTION CHAMBERS, e.g. FIREBRIDGES; DEVICES FOR DEFLECTING AIR, FLAMES OR COMBUSTION PRODUCTS IN COMBUSTION CHAMBERS; SAFETY ARRANGEMENTS SPECIALLY ADAPTED FOR COMBUSTION APPARATUS; DETAILS OF COMBUSTION CHAMBERS, NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • F23M20/00—Details of combustion chambers, not otherwise provided for, e.g. means for storing heat from flames
    • F23M20/005—Noise absorbing means
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23R—GENERATING COMBUSTION PRODUCTS OF HIGH PRESSURE OR HIGH VELOCITY, e.g. GAS-TURBINE COMBUSTION CHAMBERS
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    • F23R3/02—Continuous combustion chambers using liquid or gaseous fuel characterised by the air-flow or gas-flow configuration
    • F23R3/26—Controlling the air flow
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05B—INDEXING SCHEME RELATING TO WIND, SPRING, WEIGHT, INERTIA OR LIKE MOTORS, TO MACHINES OR ENGINES FOR LIQUIDS COVERED BY SUBCLASSES F03B, F03D AND F03G
    • F05B2260/00—Function
    • F05B2260/96—Preventing, counteracting or reducing vibration or noise
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    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23R—GENERATING COMBUSTION PRODUCTS OF HIGH PRESSURE OR HIGH VELOCITY, e.g. GAS-TURBINE COMBUSTION CHAMBERS
    • F23R2900/00—Special features of, or arrangements for continuous combustion chambers; Combustion processes therefor
    • F23R2900/00014—Reducing thermo-acoustic vibrations by passive means, e.g. by Helmholtz resonators

Definitions

  • the invention relates to a gas turbine comprising a device for fuel injection, which injects fuel into a mixing device, the injected fuel being mixed with combustion air in the mixing device (for example EP 0 704 657A).
  • the gas turbine also has a combustion chamber arranged downstream of the mixing device, the length of the combustion chamber being L BK and the length of the mixing device L Mix .
  • thermoacoustic Vibrations mutually rocking thermal and acoustic disturbances. It can be high Vibration amplitudes occur that lead to undesirable effects, such as a high mechanical load on the combustion chamber, increased emissions due to inhomogeneous combustion and can even extinguish the flame.
  • the cooling air flowing into the combustion chamber has an important function in conventional combustion chambers, since the cooling air film on the combustion chamber wall has a sound-absorbing effect.
  • modern gas turbines in order to achieve the lowest possible NO x emissions, almost the entire proportion of the air is passed through the burner itself, so the proportion for film cooling of the combustion chamber is reduced.
  • the cooling air thus largely fails to dampen acoustic and thermoacoustic vibrations.
  • the invention is therefore based on the object, if possible simple and with the least possible design effort and to provide additional space associated process, with the unwanted thermoacoustic vibrations in gas turbine combustion chambers can be minimized.
  • this object is achieved by suitable coordination of mixing device, burner and / or combustion chamber achieved such that by fluctuations in the gas velocity Entropy waves generated at the location of the fuel injection Pressure fluctuations at the combustion chamber outlet induce which the pressure fluctuations in the combustion chamber are in phase opposition overlay and so overall a reduction in Cause fluctuation amplitudes. According to the invention this is through an appropriate choice of a number of parameters of the Combustion chamber, the mixing device and the combustion parameters achieved itself.
  • phase of these pressure fluctuations is relative to the phase of the acoustic pressure fluctuations of the Combustion chamber is characterized by a number of parameters of the combustion chamber, such as the length of the combustion chamber, the length of the mixing device and the temperatures of hot gas and fresh gas (and thus the sound velocities in hot and fresh gas) certainly.
  • these parameters are now chosen so that to determine the entropy wave-induced pressure fluctuations acoustic pressure fluctuations at the combustion chamber outlet in phase opposition are.
  • Antiphase means that between the two Phases at this point a phase difference of ⁇ , 3 ⁇ , 5 ⁇ , etc., that is, an odd multiple of ⁇ .
  • the Entropy wave-induced pressure fluctuations can generally not at all frequencies to the acoustic pressure fluctuations be chosen in phase opposition.
  • the entropy wave-induced pressure fluctuations such a frequency ⁇ to the acoustic pressure fluctuations chosen opposite phase, in which the combustion chamber due to their Geometry and its mechanical properties too strong Pressure fluctuations tend.
  • the most common are Forms of acoustic pressure fluctuations the acoustic Eigenmodes.
  • This antiphase coordination is preferred by a corresponding one Choice of the length of the combustion chamber and / or the length reached the mixing section.
  • the setting can also be advantageous about the mass flow in the mixing device, such as a change of the compressor advance line setting, his.
  • the mass flow in the combustion chamber can also be advantageous or the hot gas temperature can be selected appropriately.
  • the exhaust housing is not shown the gas turbine with exhaust pipe and chimney, the compressor and collecting space of the turbine.
  • FIG. 1 shows a schematic diagram of a combustion chamber for premixed combustion 10.
  • the fuel is injected through the opening 14 (location A) and thus mixed with the combustion air.
  • the mixing device 12 is used to mix the combustion air and the fuel as homogeneously as possible. Let the length of the mixing device 12 be L mix . (In certain embodiments, the mixing device is designed as a mixing tube). At the end of the mixing device 12 or the entry into the combustion chamber 16 (location B), the combustion takes place, as indicated by the flame 18 in FIG. 1. The length of the combustion chamber 16 is L BK . At the combustion chamber outlet 20 (location C), the burned air then flows into the turbine (not shown).
  • the fuel / air mixture in the mixing device 12, that is to say on the cold side of the flame 18, is referred to below as fresh gas; the combusted fuel / air mixture on the hot side of the flame 18 is referred to as hot gas.
  • thermoacoustic vibrations are generally caused by fluctuations ⁇ Q at location B, that is to say the location where heat is released.
  • the entire fluctuation can be represented as the sum of a hydrodynamic component ⁇ Q ⁇ and a mixture-controlled component ⁇ Q ⁇ .
  • the hydrodynamic component is due to fluctuations in the turbulent Mixing rate of fresh and hot gas attributed. This proportion does not lead to temperature fluctuations in the hot gas, since the amount of fresh gas and thus the amount of heat currently produced fluctuates, but not the fuel concentration in the fresh gas and thus the released Heat per mass.
  • the second, mixture-controlled component ⁇ Q ⁇ plays an important role in the undesired combustion chamber vibrations. This proportion is due to fluctuations in the speed at the location of the fuel injection. A fluctuation in the velocity ⁇ u I at the location of the fuel injection (location A) leads to a fluctuation in the heat release rate ⁇ Q ⁇ at location B after a certain delay time ⁇ mix , since such fluctuations vary the amount of air and thus the fuel concentration at location B.
  • the delay time ⁇ mix is essentially the residence time of the fuel / air mixture in the mixing device 12, and is therefore given by the length of the mixing device L mix and the flow rate of the fresh gas u c .
  • the additional phase shift of ⁇ is due to the fact that that the heat release rate at location B is proportional to the fuel / air ratio and therefore inversely proportional for speed fluctuation at location A.
  • acoustic fluctuations and vibrations in combustion chambers which are more or less pronounced depending on the particular design of a combustion chamber.
  • acoustic vibrations will be particularly pronounced, particularly close to the natural vibrations of the combustion chamber or a system of combustion chamber plus combustion chamber hood.
  • the boundary conditions of the acoustic vibrations result on the one hand from the fact that the combustion chamber outlet 20 has a high acoustic impedance, that is to say represents an acoustically hard end.
  • the boundary of the collecting space (not shown in FIG. 1) or a combustion chamber hood generally forms an acoustically hard end.
  • phase shift of ⁇ / 2 represents the usual phase shift between pressure and speed fluctuations in a standing acoustic wave.
  • the other two terms on the right side of equation (4) result from the transit time of a sound wave in the combustion chamber (speed of sound in the Hot gas c H ) and in the mixing device (speed of sound in the fresh gas c c ).
  • the available parameters are selected according to the invention such that the relative phase ⁇ rel at this frequency is an odd multiple of ⁇ , Then the entropy-wave-induced pressure disturbances and the pressure fluctuation of the standing acoustic wave at the combustion chamber outlet 20 overlap, so that the entire thermo-acoustic disturbance is minimized at this frequency.
  • the design of the combustion chamber and premixing section is carried out in phase opposition by the choice of the length of the combustion chamber L BK and / or the length of the mixing device L mix .
  • the variables L BK and / or L mix are chosen so that the relative phase ⁇ rel , as defined in equation (5), becomes an odd multiple of ⁇ at the frequency to be damped.
  • the frequency to be damped will generally be a frequency at which the combustion chamber, due to its geometry and mechanical properties, tends to undergo strong pressure fluctuations.
  • the invention can also be carried out when the mixing section is very short or even completely eliminated or the mixing device is integrated into the fuel injection or the swirl generator (such as with the ABB double burner). It is important that the correspondingly shorter delay time ⁇ mix between the fuel injection and the location of the heat release is taken into account in the design.
  • FIGS. 2 and 3 The advantages of the invention are shown in a specific example in FIGS. 2 and 3.
  • the combustion chamber tends to have strong pressure fluctuations at a resonance frequency of approximately 128 Hz. This can also be seen from the solid lines in FIGS. 2 and 3, which were calculated using a numerical model for combustion chamber thermal acoustics.
  • FIG. 128 Hz This can also be seen from the solid lines in FIGS. 2 and 3, which were calculated using a numerical model for combustion chamber thermal acoustics.
  • FIG. 2 shows the pressure fluctuations with an in-phase superimposition of acoustic and entropy-wave-induced pressure fluctuations at 128 Hz
  • FIG. 3 shows the pressure fluctuations with an antiphase overlay according to the invention.
  • the amplitude of the pressure fluctuations at approximately 128 Hz can be considerably reduced by the design in opposite phase. Side peaks can occur, but overall the load on the combustion chamber due to thermoacoustic vibrations is significantly reduced.

Description

Technisches Gebiet
Die Erfindung betrifft eine Gasturbine umfassend eine Vorrichtung zur Brennstoffeindüsung, welche Brennstoff in eine Mischvorrichtung eindüst, wobei der eingedüste Brennstoff in der Mischvorrichtung mit Verbrennungsluft vermischt wird (z.B. EP 0 704 657A). Die Gasturbine weist weiterhin eine stromabwärts der Mischvorrichtung angeordnete Brennkammer auf, wobei die Länge der Brennkammer LBK und die Länge der Mischvorrichtung LMix beträgt.
Stand der Technik
In Brennkammern von Gasturbinen treten häufig unerwünschte thermoakustische Schwingungen auf. Dabei werden mit thermoakustischen Schwingungen sich gegenseitig aufschaukelnde thermische und akustische Störungen bezeichnet. Es können dabei hohe Schwingungsamplituden auftreten, die zu unerwünschten Effekten, wie etwa einer hohen mechanischen Belastung der Brennkammer, erhöhten Emissionen durch eine inhomogene Verbrennung und sogar zu einem Erlöschen der Flamme führen können.
Die in die Brennkammer einströmende Kühlluft hat bei herkömmlichen Brennkammern eine bedeutende Funktion, da der Kühlluftfilm an der Brennkammerwand eine schalldämpfende Wirkung hat. In modernen Gasturbinen wird allerdings zur Erzielung möglichst geringer NOx-Emissionen nahezu der gesamte Anteil der Luft durch den Brenner selbst geleitet, der Anteil für die Filmkühlung der Brennkammer also reduziert. Die Kühlluft fällt damit als Dämpfer akustischer und thermoakustischer Schwingungen weitgehend aus.
Eine weitere Möglichkeit der Schalldämpfung besteht im Ankoppeln von Helmholtz-Dämpfern im Bereich der Kühlluftzuführung, wie etwa in der EP-A1 0 576 717 beschrieben. Dies ist jedoch aus Platzgründen nicht immer möglich. Darüber hinaus erfordert diese Methode oftmals einen großen konstruktiven Aufwand.
Darstellung der Erfindung
Der Erfindung liegt also die Aufgabe zugrunde, ein möglichst einfaches und mit möglichst geringem konstruktivem Aufwand und zusätzlichem Platzbedarf verbundenes Verfahren bereitzustellen, mit dem unerwünschte thermoakustische Schwingungen in Gasturbinenbrennkammern minimiert werden können.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß durch eine geeignete Abstimmung von Mischvorrichtung, Brenner und/oder Brennkammer erreicht, derart, daß durch Schwankungen der Gasgeschwindigkeit am Ort der Brennstoffeindüsung erzeugte Entropiewellen Druckschwankungen am Brennkammeraustritt induzieren, welche sich den in der Brennkammer herrschenden Druckschwankungen gegenphasig überlagern und so insgesamt eine Verringerung der Schwankungsamplituden bewirken. Erfindungsgemäß wird dies durch eine geeignete Wahl einer Reihe von Parametern der Brennkammer, der Mischvorrichtung und der Verbrennungsgrößen selbst erreicht.
Schwankungen der Strömungsgeschwindigkeit am Ort der Brennstoffeindüsung führen erfahrungsgemäß zu Fluktuationen der Brennstoffkonzentration am Ort der Wärmefreisetzung und damit zu Temperaturschwankungen im Heißgas. Diese Temperaturschwankungen, allgemeiner als Entropieschwankungen bezeichnet, werden konvektiv zum Brennkammeraustritt transportiert. Durch den sich verengenden Querschnitt am Brennkammeraustritt bzw. in der ersten Turbinenreihe lösen diese Entropieschwankungen bei einem kritischen Querschnitt, bei dem die Gasgeschwindigkeit die Schallgeschwindigkeit nahezu oder vollständig erreicht, Druckschwankungen aus. Die Phase dieser Druckschwankungen relativ zu der Phase der akustischen Druckschwankungen der Brennkammer ist durch eine Reihe von Parametern der Brennkammer, wie etwa der Länge der Brennkammer, der Länge der Mischvorrichtung und den Temperaturen von Heißgas und Frischgas (und damit den Schallgeschwindigkeiten in Heiß- und Frischgas) bestimmt.
Nach der Erfindung werden nun diese Parameter so gewählt, daß die entropiewelleninduzierten Druckschwankungen zu bestimmten akustischen Druckschwankungen am Brennkammeraustritt gegenphasig sind. Gegenphasig bedeutet dabei, daß zwischen den beiden Phasen an dieser Stelle eine Phasendifferenz von π, 3π, 5π, etc., also eines ungeradzahligen Vielfachen von π besteht. Die entropiewelleninduzierten Druckschwankungen können im allgemeinen nicht bei allen Frequenzen zu den akustischen Druckschwankungen gegenphasig gewählt werden. Erfindungsgemäß werden die entropiewelleninduzierten Druckschwankungen dann bei einer solchen Frequenz ω zu den akustischen Druckschwankungen gegenphasig gewählt, bei der die Brennkammer aufgrund ihrer Geometrie und ihrer mechanischen Eigenschaften zu starken Druckschwankungen neigt. Dabei sind die am häufigsten vorkommenden Formen akustischer Druckschwankungen die akustischen Eigenmoden.
Bevorzugt wird diese gegenphasige Abstimmung durch eine entsprechende Wahl der Länge der Brennkammer und/oder der Länge der Mischstrecke erreicht. Vorteilhaft kann auch die Einstellung über den Massenstrom in der Mischvorrichtung, etwa durch eine Änderung der Vorleitreiheneinstellung des Kompressors, sein. Weiterhin vorteilhaft kann der Massenstrom in der Brennkammer oder die Heißgastemperatur geeignet gewählt werden.
Kurze Beschreibung der Zeichnungen
Die Erfindung soll nachfolgend anhand eines Ausführungsbeispiels im Zusammenhang mit den Zeichnungen näher erläutert werden. Es zeigen
Fig. 1
eine Prinzipskizze einer Vormischbrennkammer im Teillängsschnitt;
Fig. 2
den Absolutbetrag der Druckschwankungen in mbar in Abhängigkeit von der Frequenz bei gleichphasiger Überlagerung von akustischen und entropieinduzierten Druckschwankungen am Ort des Brennkammeraustritts für ein Ausführungsbeispiel einer Brennkammer;
Fig. 3
den Absolutbetrag der Druckschwankungen in mbar in Abhängigkeit von der Frequenz bei gegenphasiger Überlagerung von akustischen und entropieinduzierten Druckschwankungen am Ort des Brennkammeraustritts für ein Ausführungsbeispiel einer Brennkammer;
Es sind nur die für das Verständnis der Erfindung wesentlichen Elemente gezeigt. Nicht gezeigt sind beispielsweise das Abgasgehäuse der Gasturbine mit Abgasrohr und Kamin, der Verdichter und Sammelraum der Turbine.
Wege zur Ausführung der Erfindung
Figur 1 zeigt eine Prinzipskizze einer Brennkammer für vorgemischte Verbrennung 10. Der Brennstoff wird durch die Öffnung 14 (Ort A) eingedüst und damit der Verbrennungsluft beigemischt. Die Mischvorrichtung 12 dient einer möglichst homogenen Vermischung der Verbrennungsluft und des Brennstoffes. Die Länge der Mischvorrichtung 12 sei Lmix. (In bestimmten Ausführungsformen ist die Mischvorrichtung als Mischrohr ausgebildet) . Am Ende der Mischvorrichtung 12 bzw. dem Eintritt in die Brennkammer 16 (Ort B) findet die Verbrennung statt, wie durch die Flamme 18 in Fig. 1 angedeutet. Die Länge der Brennkammer 16 sei LBK. Am Brennkammeraustritt 20 (Ort C) strömt die verbrannte Luft dann in die (nicht gezeigte) Turbine. Das Brennstoff/Luft-Gemisch in der Mischvorrichtung 12 , also auf der kalten Seite der Flamme 18, wird im folgenden als Frischgas bezeichnet, das verbrannte Brennstoff/Luft-Gemisch auf der heißen Seite der Flamme 18 wird als Heißgas bezeichnet.
Es wurde nun gefunden, dass im allgemeinen thermoakustische Schwingungen durch Schwankungen ΔQ am Ort B, also dem Ort der Wärmefreisetzung, verursacht werden. Die gesamte Schwankung läßt sich dabei als Summe eines hydrodynamischen Anteils ΔQΩ und eines mischungskontrollierten Anteils ΔQλ darstellen.
Der hydrodynamische Anteil ist dabei auf Schwankungen der turbulenten Mischungsrate von Frisch- und Heißgas zurückzuführen. Dieser Anteil führt nicht zu Temperaturschwankungen im Heißgas, da zwar die momentan umgesetzte Menge an Frischgas und somit die momentan produzierte Wärmemenge schwankt, nicht aber die Brennstoffkonzentration im Frischgas und somit die freigesetzte Wärme pro Masse.
Es wurde gefunden, daß der zweite, mischungskontrollierte Anteil ΔQλ bei den unerwünschten Brennkammerschwingungen eine bedeutende Rolle spielt. Dieser Anteil ist auf Schwankungen der Geschwindigkeit am Ort der Brennstoffeindüsung zurückzuführen. Eine Schwankung der Geschwindigkeit ΔuI am Ort der Brennstoffeindüsung (Ort A) führt nach einer gewissen Verzugszeit τmix zu einer Schwankung der Wärmefreisetzungsrate ΔQλ am Ort B, da durch solche Schwankungen die Luftmenge und damit die Brennstoffkonzentration am Ort B variiert. Die Verzugszeit τmix ist dabei im wesentlichen die Aufenthaltszeit des Brennstoff/Luft-Gemisches in der Mischvorrichtung 12, ist also gegeben durch die Länge der Mischvorrichtung Lmix und die Strömungsgeschwindigkeit des Frischgases uc. Somit gilt in erster Näherung ΔQλ(t)/Q = -ΔuI(t-τmix)/uI wobei Q die mittlere freigesetzte Wärmemenge am Ort B darstellt und uI die mittlere Geschwindigkeit am Ort der Brennstoffeindüsung (A) darstellt. Wie oben beschrieben, hängt die Schwankung der Wärmefreisetzung zur Zeit t wegen der Laufzeit des Frischgases in der Mischvorrichtung von der Geschwindigkeitsschwankung zu einem früheren Zeitpunkt (t-τmix) ab. Nimmt man nun eine Geschwindigkeitsschwankung an, die periodisch mit einer Frequenz ω variiert, so variiert auch die Wärmefreisetzungsrate periodisch mit dieser Frequenz und es gilt für die Phasendifferenz der beiden Schwankungen: Φλ = π - ωτmix
Die zusätzliche Phasendrehung von π ist dabei darauf zurückzuführen, daß die Wärmefreisetzungsrate am Ort B proportional zum Brennstoff/Luft Verhältnis und somit umgekehrt proportional zur Geschwindigkeitsschwankung am Ort A ist.
Da eine höhere Brennstoffkonzentration zu einer höheren Temperatur des Heißgases führt, entstehen am Ort B Temperaturschwankungen (oder allgemeiner Entropieschwankungen), die mit der Geschwindigkeit der Heißgases uH zum Brennkammeraustritt (Ort C) transportiert werden. Periodische Schwankungen der Geschwindigkeit am Ort der Brennstoffeindüsung (Ort A) führen also zu Entropiewellen die sich vom Ort der Verbrennung (Ort B) zum Brennkammeraustritt (Ort C) ausbreiten.
Durch den sich verengenden Querschnitt am Brennkammeraustritt lösen diese Entropieschwankungen am Ort C ihrerseits Druckschwankungen aus. Die Phasenlage dieser Druckstörungen am Ort C relativ zur Phase der Wärmefreisetzungsrate ist dabei durch die konvektive Strömungsgeschwindigkeit des Heißgases, d.h. durch die Verweilzeit des Heißgases in der Brennkammer, TBK, gegeben. Diese relative Phase Φs ist dann gegeben durch Φs = - ωTBK.
Insgesamt ergibt sich also die Phasendifferenz zwischen den periodischen Druckschwankung am Brennkammeraustritt (Ort C) und den Geschwindigkeitsschwankungen am Ort A zu Φentropie=Φλ+ Φs.
Unabhängig von diesen Temperaturschwankungen gibt es erfahrungsgemäß in Brennkammern akustische Schwankungen und Schwingungen, die je nach der jeweiligen Auslegung einer Brennkammer mehr oder weniger ausgeprägt sind. Im allgemeinen werden akustische Schwingungen insbesondere nahe den Eigenschwingungen der Brennkammer oder eines Systems Brennkammer plus Brennkammerhaube, besonders ausgeprägt sein. Die Randbedingungen der akustischen Schwingungen ergeben sich zum einen daraus, daß der Brennkammeraustritt 20 eine hohe akustische Impedanz aufweist, also ein akustisch hartes Ende darstellt. Auf der stromaufwärtigen Seite bildet im allgemeinen die Grenze des Sammelraums (in Fig. 1 nicht gezeigt) oder eine Brennkammerhaube ein akustisch hartes Ende. Für eine stehende akustische Welle in dem durch die beiden akustisch harten Enden definierten schwingenden System gilt dann für die Phasendifferenz zwischen der Druckschwankung am Brennkammeraustritt (Ort C) und den Geschwindigkeits-schwankungen am Ort A Φakustisch = π/2 - ωLmix/cc - ωLBK/cH
Der Phasenshift von π/2 stellt dabei die übliche Phasenverschiebung zwischen Druck- und Geschwindigkeits-schwankungen in einer stehenden akustischen Welle dar. Die beiden anderen Terme auf der rechten Seite von Gleichung (4) resultieren aus der Laufzeit einer Schallwelle in der Brennkammer (Schallgeschwindigkeit im Heißgas cH) und in der Mischvorrichtung (Schallgeschwindigkeit im Frischgas cc).
Es wurde nun gefunden, daß die relative Phase der stehenden akustischen Welle und der Entropiewelle am Ort des Brennkammeraustritts bei der Dämpfung oder Verstärkung der stets vorhandenen Brennkammerschwingungen eine große Rolle spielen. Die Phasendifferenz zwischen der akustischen Welle und der Entropiewelle ist Φrel = Φentropie-Φakustisch = π/2 - ω(τmix + TBK - Lmix/cc - LBK/cH)
Ist nun bekannt, daß die Brennkammer aufgrund ihrer Geometrie und ihrer mechanischen Eigenschaften bei einer bestimmten Frequenz ω zu starken Druckschwankungen neigt, so werden erfindungsgemäß die zur Verfügung stehenden Parameter so gewählt, daß die relative Phase Φrel bei dieser Frequenz ein ungeradzahliges Vielfaches von π ist. Dann überlagern sich die entropiewelleninduzierte Druckstörungen und die Druckschwankung der stehenden akustischen Welle am Brennkammeraustritt 20 gegenphasig, so daß die gesamte thermoakustische Störung bei dieser Frequenz minimiert wird. Ist andererseits die relative Phase Φ rel bei einer Frequenz ω ein geradzahliges Vielfaches von π, so verstärken sich die entropiewelleninduzierte Druckstörungen und die Druckschwankung der stehenden akustischen Welle, wodurch deutlich höhere Schwingungsamplituden und damit eine erhöhte mechanische Belastung der Brennkammer und die weiteren damit verbunden Nachteile resultieren.
Es ist erfindungsgemäß besonders vorteilhaft, wenn die Auslegung der Brennkammer und Vormischstrecke auf gegenphasige Abstimmung durch die Wahl der Länge der Brennkammer LBK und/oder der Länge der Mischvorrichtung Lmix erfolgt. Der Größen LBK und/oder Lmix werden dabei so gewählt, daß die relative Phase Φrel, wie sie in Gleichung (5) definiert ist, bei der zu dämpfenden Frequenz ein ungeradzahliges Vielfaches von π wird. Die zu dämpfende Frequenz wird, wie oben dargestellt, im allgemeinen eine Frequenz sein bei der die Brennkammer aufgrund ihrer Geometrie und mechanischen Eigenschaften zu starken Druckschwankungen neigt.
Dabei ist zu beachten, dass die Erfindung auch dann ausgeführt werden kann, wenn die Mischstrecke sehr kurz ist oder sogar ganz wegfällt bzw. die Mischvorrichtung in die Brennstoffeindüsung bzw. den Drallerzeuger intergriert ist (wie z.B. beim ABB Doppelbrenner). Wichtig ist dabei, dass die entsprechend kürzere Verzugszeit τmix zwischen Brennstoffeindüsung und Ort der Wärmefreisetzung in der Auslegung berücksichtigt wird.
Es kann erfindungsgemäß ebenfalls vorteilhaft sein, die gegenphasige Abstimmung - eventuell zusätzlich zur Wahl der Längen LBK und/oder Lmix - durch die Gasgeschwindigkeiten, also die Geschwindigkeit des Frischgases in der Mischvorrichtung und/oder die Geschwindigkeit des Heißgases in der Brennkammer zu erreichen oder zu verbessern.
Weiterhin vorteilhaft kann, eventuell zusätzlich zu den bereits angesprochenen Möglichkeiten, die Kontrolle oder Verbesserung der gegenphasigen Abstimmung durch die Wahl der Temperaturen von Frisch- und/oder Heißgas sein. Diese Temperaturen gehen in Gleichung (5) nicht direkt ein, sie beeinflussen jedoch die Schallgeschwindigkeiten cc und cH und die Verweilzeiten der Gase in Mischvorrichtung und Brennkammer.
Die Vorteile der Erfindung sind in einem speziellem Beispiel in den Figuren 2 und 3 gezeigt. Das Beispiel bezieht sich auf eine typische Vormischbrennkammer mit einer Brennkammerlänge LBK = 0.65 m, einer Länge der Mischvorrichtung Lmix = 0.1 m, einer Verzugszeit τmix von 1.25 ms, einer Verweilzeit in der Brennkammer von TBK ≈ 20 ms und Schallgeschwindigkeiten im Frischgas bzw. Heißgas von cc = 547 m/s bzw. cH = 796 m/s. Die Brennkammer neigt bei einer Resonanzfrequenz von etwa 128 Hz zu starken Druckschwankungen. Dies läßt sich auch aus den durchgezogenen Linien in Fig. 2 und 3 zu erkennen, die mit einem numerischen Modell für Brennkammerthermoakustik berechnet wurden. Figur 2 zeigt die Druckschwankungen bei einer gleichphasigen Überlagerung von akustischen und entropiewelleninduzierten Druckschwankungen bei 128 Hz, Fig. 3 die Druckschwankungen bei einer erfindungsgemäßen gegenphasigen Überlagerung. Die Amplitude der Druckschwankungen bei etwa 128 Hz läßt sich durch die gegenphasige Auslegung beachtlich reduzieren. Es können zwar Nebenspitzen auftreten, doch wird insgesamt die Belastung der Brennkammer durch thermoakustische Schwingungen deutlich reduziert.
Bezugszeichenliste
10
Vormischbrennkammer
12
Mischvorrichtung
14
Öffnung
16
Brennkammer
18
Flamme
20
Brennkammeraustritt

Claims (8)

  1. Gasturbine umfassend eine Vorrichtung zur Brennstoffeindüsung, welche Brennstoff in eine Mischvorrichtung (12) eindüst, wobei der eingedüste Brennstoff in der Mischvorrichtung (12) mit Verbrennungsluft vermischt wird, die Gasturbine weiterhin aufweisend eine stromabwärts der Mischvorrichtung (12) angeordnete Brennkammer (16), wobei die Länge der Brennkammer LBK und die Länge der Mischvorrichtung LMix beträgt,
    dadurch gekennzeichnet, dass eine die Brennkammer (16) und die Mischvorrichtung (12) enthaltende Vormischbrennkammer (10) so ausgelegt ist, dass eine in der Vormischbrennkammer (10) vorkommende akustische Druckschwankung am Brennkammeraustritt (20) eine entropiewelleninduzierte Druckschwankung bei einer bestimmten, zu dämpfenden Frequenz ω gegenphasig überlagert.
  2. Gasturbine nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass bei Auslegung der Vormischbrennkammer (10) die Länge der Brennkammer (16) und/oder die Länge der Mischvorrichtung (12) so gewählt wird, dass die akustische Druckschwankung am Brennkammeraustritt (20) die entropiewelleninduzierte Druckschwankung gegenphasig überlagert.
  3. Gasturbine nach einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass bei Auslegung der Vormischbrennkammer (10) die Schallgeschwindigkeiten in der Brennkammer (16) und/oder in der Mischvorrichtung (12) berücksichtigt wird, so dass die akustische Druckschwankung am Brennkammeraustritt (20) die entropiewelleninduzierte Druckschwankung gegenphasig überlagert.
  4. Gasturbine nach einem der vorstehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass bei Auslegung der Vormischbrennkammer (10) die Gasgeschwindigkeiten in der Brennkammer (16) und/oder in der Mischvorrichtung (12) berücksichtigt wird, so dass die akustische Druckschwankung am Brennkammeraustritt (20) die entropiewelleninduzierte Druckschwankung gegenphasig überlagert.
  5. Verfahren zur Minimierung der Druckamplitude thermoakustischer Schwingungen in einer Gasturbine mit einer eine Brennkammer (16) und eine Mischvorrichtung (12) enthaltenden Vormischbrennkammer (10),
    dadurch gekennzeichnet, dass eine akustische Druckschwankung mit einer entropiewelleninduzierten Durckschwankung am Brennkammeraustritt (20) bei einer bestimmten, zu dämpfenden Frequenz ω gegenphasig überlagert wird.
  6. Verfahren nach Anspruche 5, dadurch gekennzeichnet, dass die Länge der Brennkammer (16) und/oder die Länge der Mischvorrichtung (12) so gewählt wird, dass die akustische Eigenmode mit der propagierenden Entropiewelle am Brennkammeraustritt (20) gegenphasig überlagert wird.
  7. Verfahren nach einem der Ansprüche 5 bis 6, dadurch gekennzeichnet, dass die Schallgeschwindigkeiten in der Brennkammer (16) und/oder in der Mischvorrichtung (12) so gewählt werden, dass die akustische Eigenmode mit der propagierende Entropiewelle am Brennkammeraustritt (20) gegenphasig überlagert wird.
  8. Verfahren nach einem der Ansprüche 5 bis 7, dadurch gekennzeichnet, dass die Gasgeschwindigkeiten in der Brennkammer (16) und/oder in der Mischvorrichtung (12) so gewählt werden, dass die akustische Eigenmode mit der propagierende Entropiewelle am Brennkammeraustritt (20) gegenphasig überlagert wird.
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