KR20160009889A - Method for controlling combustion instability - Google Patents

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KR20160009889A
KR20160009889A KR1020140090381A KR20140090381A KR20160009889A KR 20160009889 A KR20160009889 A KR 20160009889A KR 1020140090381 A KR1020140090381 A KR 1020140090381A KR 20140090381 A KR20140090381 A KR 20140090381A KR 20160009889 A KR20160009889 A KR 20160009889A
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김미영
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23N—REGULATING OR CONTROLLING COMBUSTION
    • F23N5/00—Systems for controlling combustion
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02C—GAS-TURBINE PLANTS; AIR INTAKES FOR JET-PROPULSION PLANTS; CONTROLLING FUEL SUPPLY IN AIR-BREATHING JET-PROPULSION PLANTS
    • F02C9/00—Controlling gas-turbine plants; Controlling fuel supply in air- breathing jet-propulsion plants

Abstract

According to the present invention, one embodiment provides a method for controlling combustion instability which can actively control combustion instability and suggest an optimal combustion condition during combustion tunning. To achieve the purpose, according to one embodiment of the present invention, provided is the method for controlling combustion instability comprising: a step of determining whether or not there is the combustion instability using a specific time delay analyzing method (A); and a step of controlling the combustion condition when it is determined that there is the combustion instability in the step (A) (B).

Description

연소 불안정 제어 방법{Method for controlling combustion instability}[0001] The present invention relates to a method for controlling combustion instability,

본 발명의 일 실시예는 연소 불안정 제어 방법에 관한 것이다.One embodiment of the present invention relates to a combustion instability control method.

일반적으로 가스터빈 발전시스템은 메탄(CH4)이 주성분인 천연가스를 주로 연료로 사용하지만, 석탄가스화 복합발전 플랜트에서는 수소(H2)와 일산화탄소(CO)가 주성분인 합성가스를 연료로 사용하기에 연소특성이 많이 달라져 연소 상에 역화, 연소 불안정(Combustion Instability) 등의 문제로 인한 사고사례가 많이 보고되고 있다. Generally, the gas turbine power generation system uses natural gas mainly composed of methane (CH4) as a fuel. However, in the coal gasification combined cycle power plant, since synthesis gas, which is mainly composed of hydrogen (H2) and carbon monoxide (CO) Many cases of accidents due to problems such as backfire and combustion instability on combustion have been reported.

또한, H2/CO 합성가스 연소 시 고주파 다중 모드 연소 불안정(High Frequency Multi-mode Combustion Instability)이 발생할 가능성이 높아, 이 고주파 다중 모드에서의 연소 불안정은 연소 불안정의 예측 및 제어가 어렵고, 불안정 발생 시 초당 연소실 벽면에 가하는 충격 빈도가 매우 크기에 매우 심각한 연소실의 소손을 유발시킬 문제점이 발생한다.In addition, high frequency multi-mode combustion instability is likely to occur during combustion of H 2 / CO syngas, and combustion instability in this high frequency multi-mode is difficult to predict and control combustion instability, There arises a problem that the frequency of impact applied to the wall of the combustion chamber per second causes the burnout of the combustion chamber to be very large and severe.

또한, 도 1에 비교/도시된 바와 같이, 연소속도가 빠른 수소를 다량 포함한 합성가스를 가스터빈에 연소 시 고주파의 연소 불안정이 그의 배음(Harmonics)과 함께 나타나는 것이 특징적인데, 이러한 특징 때문에 연소 불안정 예측이 잘 맞지 않게 된다. 종래에는 대부분 천연가스를 연료로 하고 있기에 연소 시 배음이 포함되지 않은 기본 모드(Fundamental Mode)의 연소 불안정이 주를 이루었으나, 실제 H2/CO/CH4 합성가스 연소실험결과 나타난 연소 불안정은 상당 크기의 배음이 추가됨에 따라 찌그러진 파형이 나타났다. 이러한 배음의 추가는 시간지연분석에 의한 연소 불안정 예측 시 약10~20% 수준의 오차를 야기한다.Also, as shown in FIG. 1, as shown in FIG. 1, when the syngas containing a large amount of hydrogen having a high burning rate is burned in the gas turbine, the combustion instability of the high frequency is characterized by its harmonics. Predictions do not fit well. In the past, the combustion instability of the fundamental mode, which does not include harmonics during burning, was mainly caused by the combustion of natural gas. However, combustion instability due to H 2 / CO / CH 4 syngas combustion experiment is equivalent to combustion instability As the harmonics of size were added, distorted waveforms appeared. The addition of these harmonics causes an error of about 10 ~ 20% in prediction of combustion instability by time delay analysis.

본 발명의 일 실시예는 능동적으로 연소 불안정을 제어할 수 있음은 물론이고, 연소 튜닝 시 최적의 연소조건을 제시할 수 있는 연소 불안정 제어 방법을 제공한다.One embodiment of the present invention provides a combustion instability control method that can actively control combustion instability and can present optimal combustion conditions at the time of combustion tuning.

본 발명의 일 실시예에 의한 연소 불안정 제어 방법은 특성 시간 지연 분석기법을 이용하여 연소 불안정 여부를 판단하는 단계(A) 및 상기 (A)단계에서, 연소 불안정으로 판단 시 연소 조건을 제어하는 단계(B)를 포함하고, 상기 (A)단계에서, 상기 특성 시간 지연 분석기법에 이용되는 특성 시간(

Figure pat00001
)은 대류 시간(
Figure pat00002
), 음향 시간(
Figure pat00003
) 및 삐뚤어짐 시간(
Figure pat00004
)의 합으로 이루어지고,A method for controlling combustion instability according to an embodiment of the present invention includes the steps of (A) determining combustion instability using a characteristic time delay analysis technique, and (b) controlling combustion conditions when determining combustion instability in step (A) (B), wherein, in the step (A), the characteristic time used in the characteristic time delay analysis technique
Figure pat00001
) Is the convection time (
Figure pat00002
), Sound time (
Figure pat00003
) And skew time (
Figure pat00004
),

상기 (A)단계에서는, 상기 특성 시간(

Figure pat00005
)을 불안정 주기(
Figure pat00006
)로 나누어 하기의 수식 1과 같이 불안정 영역조건을 만족시켰을 때, 불안정이 발생하는 것으로 판단한다.In the step (A), the characteristic time
Figure pat00005
) To the unstable period (
Figure pat00006
), It is judged that instability occurs when the unstable region condition is satisfied as shown in Equation 1 below.

[수식 1][Equation 1]

Figure pat00007
Figure pat00007

상기 삐뚤어짐 시간(

Figure pat00008
)은 하기의 수식 2을 통해 연산될 수 있다.The above-mentioned distortion time (
Figure pat00008
) Can be calculated through the following equation (2).

[수식 2][Equation 2]

Figure pat00009
Figure pat00009

(여기서, t1은 변형되기 전 파형(

Figure pat00010
)의 최고점 시간이고, t2는 변형된 후 파형(
Figure pat00011
)의 최고점 시간(t2)이고, R은
Figure pat00012
와
Figure pat00013
함수의 진폭비임.)(Where t 1 is the waveform before transformation
Figure pat00010
), And t 2 is the waveform of the waveform after being deformed
Figure pat00011
(T 2 ), and R is the peak time
Figure pat00012
Wow
Figure pat00013
The amplitude ratio of the function.)

상기 (A)단계에서, 상기 특성 시간 지연 분석기법에 이용되는 특성 시간(

Figure pat00014
)은 점화지연 시간(
Figure pat00015
) 및 화학반응 시간(
Figure pat00016
)을 더 포함하고, 상기 (A)단계에서는, 상기 특성 시간(
Figure pat00017
)을 불안정 주기(
Figure pat00018
)로 나누어 하기의 수식 3과 같이 불안정 영역조건을 만족시켰을 때, 불안정이 발생하는 것으로 판단할 수 있다.In the step (A), the characteristic time used in the characteristic time delay analysis technique
Figure pat00014
) Is the ignition delay time (
Figure pat00015
) And chemical reaction time (
Figure pat00016
), Wherein in the step (A), the characteristic time
Figure pat00017
) To the unstable period (
Figure pat00018
), It can be judged that instability occurs when the unstable region condition is satisfied, as shown in Equation (3) below.

[수식 3][Equation 3]

Figure pat00019
Figure pat00019

상기 (A)단계에서, 연소 불안정으로 판단 시, 시각적 및/또는 청각적인 알림을 행하는 단계(C)를 더 포함할 수 있다.The method may further include a step (C) of visually and / or audibly notifying the user when the combustion instability is determined in the step (A).

상기 (B)단계에서는 화염의 조성, 당량비, 파일롯/메인 연료비 등을 조절하는 능동적 제어기법 및/또는 Baffle, Resonator 추가 혹은 연료 분사구의 위치 수정 등의 수동적 제어기법을 통해 연소 조건을 제어할 수 있다.In the step (B), the combustion condition can be controlled by an active control technique for controlling the composition of the flame, an equivalence ratio, a pilot / main fuel ratio, and / or a passive control technique such as adding a baffle, a resonator, or a fuel injection port .

상기 (B)단계에서는 연료/공기 혼합거리 및 연료 분사구의 위치를 제어할 수 있다.In the step (B), the fuel / air mixing distance and the position of the fuel injection hole can be controlled.

본 발명의 일 실시예에 따른 연소 불안정 제어 방법은 능동적으로 연소 불안정을 제어할 수 있음은 물론이고, 연소 튜닝 시 최적의 연소조건을 제시할 수 있다.The combustion instability control method according to an embodiment of the present invention can actively control the combustion instability and can suggest optimal combustion conditions at the time of combustion tuning.

도 1은 배음(Harmonics)의 유무에 따른 연소실 내 동압 파형을 비교한 그래프이다.
도 2는 본 발명의 일 실시 예에 따른 연소 불안정 제어 방법에서, 연료 분사구 및 연소기를 개략적으로 도시한 개념도이다.
도 3은 본 발명의 일 실시 예에 따른 연소 불안정 제어 방법에서, 연소기 내 동압 발생 후 열발생까지의 진화과정을 도시한 그래프이다.
도 4는 본 발명의 일 실시 예에 따른 연소 불안정 제어 방법에서, 연소기 내 동압 및 열발생 섭동을 도시한 그래프이다.
도 5는 본 발명의 일 실시 예에 따른 연소 불안정 제어 방법에서, 연소 불안정 예측을 위한 시간지연 선도를 나타낸다.
도 6은 본 발명의 일 실시 예에 따른 연소 불안정 제어 방법에서, 시간지연 선도를 이용한 연소불안정 예측 실험결과를 나타낸다.
도 7은 본 발명의 일 실시 예에 따른 연소 불안정 제어 방법을 도시한 흐름도이다.1 is a graph comparing dynamic pressure waveforms in a combustion chamber according to presence or absence of harmonics.
2 is a conceptual diagram schematically showing a fuel injection port and a combustor in a combustion instability control method according to an embodiment of the present invention.
FIG. 3 is a graph showing the evolution process from generation of dynamic pressure in a combustor to generation of heat in a combustion instability control method according to an embodiment of the present invention.
4 is a graph showing dynamic pressure and heat generation perturbations in a combustor in a combustion instability control method according to an embodiment of the present invention.
5 is a time delay diagram for predicting the combustion instability in the combustion instability control method according to an embodiment of the present invention.
FIG. 6 is a graph showing a result of a combustion instability prediction test using a time delay diagram in a combustion instability control method according to an embodiment of the present invention.
7 is a flowchart illustrating a combustion instability control method according to an embodiment of the present invention.

본 발명이 속하는 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자가 본 발명을 용이하게 실시할 수 있을 정도로 본 발명의 바람직한 일 실시예를 첨부된 도면을 참조하여 상세하게 설명하면 다음과 같다.
DETAILED DESCRIPTION OF EXEMPLARY EMBODIMENTS Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the accompanying drawings, in which those skilled in the art can readily implement the present invention.

본 발명의 일 실시예에서는 합성가스 연료는 조성의 변화가 클뿐더러 조성에 따른 화염의 형상, 점화지연시간, 화학반응시간 등의 여러 가지 특성 시간이 다르기에 전체 주기시간 계산에 있어서, 이들의 시간 스케일을 다 고려해 주어야 한다. 또한, 화염의 구조가 많이 달라지는 것은 음파의 파장이 짧은 고주파 연소진동의 경우 총 주기시간에 크게 영향을 미치므로 정확히 계산할 필요가 있어서 종래에 1차원 형상으로 화염길이를 계산하는 방식에서 2차원 단면의 화염 이미지로부터 강도 중심(Intensity Weighted Centroid)을 구하고, 이로부터 화염 기저면까지의 거리를 화염 길이로 정의하는 방식을 취하여, 그 정확도를 높였다. In one embodiment of the present invention, the synthesis gas fuel has a large variation in composition, and various characteristic times such as the shape of the flame, the ignition delay time, and the chemical reaction time vary depending on the composition. You have to consider the scale. In addition, it is necessary to accurately calculate the flame structure because it greatly affects the total cycle time in the case of a high-frequency combustion vibration having a short wavelength of a sound wave. Thus, in a conventional method of calculating a flame length in a one- Intensity weighted centroid was obtained from the flame image, and the distance from this point to the flame base was defined as the flame length.

특히, 연소속도가 빠른 합성가스의 경우 화염의 역화를 방지하기 위해 연료/공기 혼합거리가 짧은 연소기를 사용하기에 화염길이를 정확히 계산할 필요가 있고, 2차원 화염길이 모델이 이러한 이유에서 더욱 효과적이라 할 수 있다. In particular, in the case of syngas with a high combustion rate, it is necessary to accurately calculate the flame length to use a combustor with a short fuel / air mixing distance to prevent flame backfire, and the two-dimensional flame length model is more effective for this reason can do.

또한 종래의 기술들은 배음의 중첩으로 인한 동압의 찌그러짐 현상이 고려되지 않았고, 모두 사인파 형태를 띤다고 가정하고, 시간 지연분석을 실시하였으나, 본 발명에서는 동압의 찌그러짐 정도와 이로부터 복원된 열발생 파의 형상을 고려하여 삐뚤어짐 시간을 정의하고, 이를 계산하여 반영함으로써 예측을 정확도를 제고하였다.
Also, in the related art, the time delay analysis is performed assuming that the distortion of the dynamic pressure due to superimposition of harmonics is not taken into account and all of them are in the form of a sine wave. However, in the present invention, the degree of distortion of the dynamic pressure, And the accuracy of the prediction is improved by calculating and reflecting the time.

우선, 도 2에 도시된 바와 같이, 특성 길이를 아래와 같이 정의하고, 설계 자료 및 실험 데이터베이스를 통해 정량적으로 구해낸다. OH라디칼의 공간적 분포를 나타내는 OH* 평면 레이저 유도 형광기법(Planar Laser Induced Fluorescence) 혹은 OH* 자발광(Chemiluminescence) 이미지를 통해 화염의 강도 가중된 중심(Intensity-weighted Centroid)을 구하고, 이로부터 화염의 기저면(Flame Base)까지의 거리를 화염길이(

Figure pat00020
) 이라 정의하고, 연료공기가 혼합되기 시작하는 연료분사구로부터 화염의 기저면까지 거리를 혼합거리(
Figure pat00021
)로 정의한다.First, as shown in FIG. 2, the characteristic length is defined as follows, and quantitatively obtained through design data and an experimental database. The intensity-weighted centroid of the flame is obtained through OH * planar laser induced fluorescence or OH * chemiluminescence image which shows the spatial distribution of OH radicals, The distance to the base (Flame Base) is the length of the flame (
Figure pat00020
), And the distance from the fuel injection opening where the fuel air starts to be mixed to the base of the flame is defined as the mixing distance
Figure pat00021
).

Figure pat00022
= 화염의 기저면부터 강도중심까지의 거리?
Figure pat00022
= Distance from base of flame to intensity center?

Figure pat00023
= 연료 분사구부터 화염의 기저면까지의 거리
Figure pat00023
= Distance from the fuel injector to the base of the flame

이후, 도 3을 참조하여, 특성 길이를 구한 후 연소실 내 고주파 다중 모드의 진화과정을 설명한다.Hereinafter, with reference to FIG. 3, the evolution of the high-frequency multi-mode in the combustion chamber after obtaining the characteristic length will be described.

(a) 화염에서 다중 모드의 연소 진동으로 인해의

Figure pat00024
주기로 찌그러진 파형을 가지는 압력 섭동(p')이 발생한다.(a) Due to multimodal combustion oscillations in the flame,
Figure pat00024
A pressure perturbation (p ') with a distorted waveform is generated.

(b) 이 압력의 섭동이 음향 시간(

Figure pat00025
) 후에 연료 분사구에 도달하게 된다.(b) the perturbation of this pressure is the acoustic time
Figure pat00025
To reach the fuel injection port.

(c) 연료 분사구에서의 압력섭동은 연료의 공급량을 막았다 열었다 하면서 다시 위상이 역전된 당량비의 섭동을 유발한다.(c) The pressure perturbation at the fuel injection port causes the perturbation of the equivalence ratio to be reversed in phase again when the supply of fuel is closed and opened.

(d) 이러한 당량비의 섭동은 대류시간 이후에 화염의 기저면(flame base)에 도달하게 된다.(d) The perturbation of this equivalent ratio reaches the flame base of the flame after the convection time.

(e) 화염의 기저면에서부터 급속한 연소반응이 일어나기 전까지 점화지연시간(

Figure pat00026
) 이후 연소되는 데 걸리는 화학반응시간(
Figure pat00027
) 동안에 열발생의 섭동(q')이 발생한다. 이 때 다중 모드의 압력섭동으로 인해 찌그러진 파형의 당량비 섭동은 화염장에서 체류되었다 연속적으로 연소되는 과정에 의해 사인파형으로 복원된다. 이러한 찌그러진 압력 섭동이 사인파 형태의 열발생 섭동을 유발하는 것을 도 4와 같이 실험을 통해 검증된다.
(e) the ignition delay time from the base of the flame until a rapid combustion reaction occurs
Figure pat00026
) And the chemical reaction time it takes to burn (
Figure pat00027
) ≪ / RTI > of the heat generation occurs. At this time, due to the multi-mode pressure perturbation, the equivalent-ratio perturbation of the distorted waveform stays at the flame and is restored to the sinusoidal waveform by the continuous burning process. It is verified through experiments that the distorted pressure perturbation causes a sinusoidal heat generation perturbation as shown in FIG.

이후, 특성 시간을 다음과 같이 정의하고, 각각의 값들을 계산 및 실험을 통해 정량적으로 구해낸다.Then, the characteristic time is defined as follows, and each value is quantitatively calculated through calculation and experiment.

우선, 상기 대류 시간(Convective Time,

Figure pat00028
)은 연료 분사구에서 발생한 당량비의 섭동이 화염에서 열발생량의 섭동을 일으키기 전 대류 전달되는데 걸리는 시간으로 정의하며, 다음의 수학식 1과 같이 연산 된다.First, the convective time (Convective Time,
Figure pat00028
) Is defined as the time taken for the perturbation of the equivalence ratio generated at the fuel injection port to be convected before the perturbation of the heat generation amount in the flame, and is calculated as shown in the following Equation (1).

Figure pat00029
Figure pat00029

여기서,

Figure pat00030
는 연소실로의 혼합기 유입 속도를 나타냄.here,
Figure pat00030
Indicates the flow rate of the mixture into the combustion chamber.

다음으로, 상기 음향 시간(Acoustic Time,

Figure pat00031
)은 화염에서 발생한 동압 진동이 연료 분사구까지 진행하는데 걸리는 음파의 전파시간으로 정의하며, 다음의 수학식 2와 같이 연산 된다.Next, the acoustic time (Acoustic Time,
Figure pat00031
) Is defined as the propagation time of a sound wave which is required for the dynamic pressure vibration generated in the flame to travel to the fuel injection hole, and is calculated as shown in the following Equation (2).

Figure pat00032
Figure pat00032

다음으로, 상기 점화지연 시간(Ignition Delay Time,

Figure pat00033
)은 화염장에서 혼합기가 급격한 반응을 일으키는데 걸리는 지연시간으로 정의하며, 균질한 혼합기(Homogeneous Mixture)가 급속 압축 기기(Rapid Compression Machine)속에 있다는 가정 하에 설정된 프로그램(예를 들면, Chemkin-Pro 프로그램 및 Aramco 혹은 GRI 3.0메카니즘)을 이용하여 구할 수 있다.Next, the ignition delay time (Ignition Delay Time)
Figure pat00033
) Is defined as the delay time required for a mixer to react abruptly in a flame and is defined as a program established under the assumption that a homogeneous mixer is in a Rapid Compression Machine Aramco or GRI 3.0 mechanism).

다음으로, 상기 화학반응시간(Chemical Reaction Time,

Figure pat00034
)은 점화지연 시간 이후에 화학반응이 일어나는데 걸리는 시간으로 정의되며, 다음의 수학식 3과 같이 화염의 두께(Flame Thickness,
Figure pat00035
)를 층류화염속도(Laminar Flame Speed,
Figure pat00036
)로 나누어 화염면을 다 타고 들어가는데 걸리는 시간을 연산하여 구한다.Next, the chemical reaction time (Chemical Reaction Time,
Figure pat00034
) Is defined as the time taken for the chemical reaction to take place after the ignition delay time, and the flame thickness (Flame Thickness,
Figure pat00035
) Was measured with a laminar flame speed (Laminar Flame Speed,
Figure pat00036
), And calculate the time taken to enter the flame surface.

Figure pat00037
Figure pat00037

마지막으로, 상기 삐뚤어짐 시간(Skewness Time,

Figure pat00038
)은 도 2에 도시된 바와 같이, 배음으로 인해 동압파가 찌그러졌을 때 이를 고려하기 위해 찌그러지기 전 파형(
Figure pat00039
)의 최고점 시간(t1)과 찌그러진 후의 파형(
Figure pat00040
)의 최고점 시간(t2)의 차이로 연산한다. 이때,
Figure pat00041
과
Figure pat00042
는 다음의 수학식 4와 같이 정의되며,
Figure pat00043
은 사인파형을 가진
Figure pat00044
의 주파수,
Figure pat00045
과
Figure pat00046
의 배음 함수의 진폭비를 R=A/B으로 정의한다. 따라서 삐뚤어짐 시간(
Figure pat00047
)은
Figure pat00048
및
Figure pat00049
의 시간미분을 0으로 만드는 값(t1, t2)을 구하여 다음의 수학식 5와 같이 연산된다.Finally, the skewness time,
Figure pat00038
As shown in FIG. 2, in order to consider when a dynamic pressure wave is distorted due to harmonics, a waveform before crushing
Figure pat00039
(T 1 ) and the waveform after distortion
Figure pat00040
(T 2 ) of the peak time (t 2 ). At this time,
Figure pat00041
and
Figure pat00042
Is defined as Equation (4) below,
Figure pat00043
Has a sinusoidal waveform
Figure pat00044
The frequency,
Figure pat00045
and
Figure pat00046
Is defined as R = A / B. Therefore,
Figure pat00047
)silver
Figure pat00048
And
Figure pat00049
(T1, t2) that makes the time derivative of the time derivative of the time derivative (0)

Figure pat00050
Figure pat00050

Figure pat00051
Figure pat00051

Figure pat00052
Figure pat00052

Figure pat00053
Figure pat00053

이후, 총 지연시간(Total Lagging Time,

Figure pat00054
)을 다음의 수학식 6와 같이, 상기 특성 시간들의 합으로 정의/연산한다.Then, the total delay time (Total Lagging Time,
Figure pat00054
) As a sum of the characteristic times, as shown in the following Equation (6).

Figure pat00055
Figure pat00055

여기서, 상기 점화지연 시간(

Figure pat00056
)과 화학반응 시간(
Figure pat00057
)의 크기가 다른 시간 스케일보다 대부분의 경우 월등히 작기 때문에 이를 무시할 수도 있다.Here, the ignition delay time (
Figure pat00056
) And chemical reaction time (
Figure pat00057
) Can be ignored because the size is much smaller than in other time scales in most cases.

이로써, 불안정의 주기(Oscillation Time,

Figure pat00058
)에 대한 지연 시간비를 다음의 수학식 7과 같이 연산하고, 이 범위가 Rayleigh Criterion을 만족시키는 조건에 있을 때, 연소 불안정이 발생하는 영역임을 예측한다.Thus, the oscillation time (Oscillation Time,
Figure pat00058
) Is calculated as shown in Equation (7) below, and when the range satisfies the Rayleigh criterion, it is predicted that the combustion instability occurs.

Figure pat00059
Figure pat00059

여기서, n은 정수임.
Here, n is an integer.

이후, 도 5와 같이, 연소진동 데이터베이스로부터

Figure pat00060
에 대한 연소 불안정의 크기를 나타내는 선도인 시간지연선도(Time-lag Plot)를 그려 연소 불안정 영역의 운전 조건을 확인하고, 그 결과
Figure pat00061
가 불안정의 영역에 있는 경우 안정의 영역으로 이동시키기 위해 연소 조건을 제어한다.Thereafter, as shown in Fig. 5,
Figure pat00060
A time-lag plot indicating a magnitude of the combustion instability with respect to the combustion instability region is drawn to check the operating condition of the combustion instability region,
Figure pat00061
Is in the unstable region, the combustion condition is controlled to move to the stable region.

여기서, 상기 연소 조건의 제어는 화염의 조성, 당량비, 파일롯/메인 연료비 등을 조절하는 능동적 제어기법 및/또는 Baffle, Resonator 추가 혹은 연료 분사구 위치 수정 등의 수동적 제어기법을 이용할 수 있다.Here, the control of the combustion condition may be performed by an active control technique for controlling the composition of the flame, an equivalence ratio, a pilot / main fuel ratio, and / or a passive control technique such as addition of a baffle, a resonator, or a modification of a fuel injection port position.

또한, 연소 불안정을 시각적 및/또는 청각적인 별도의 알람 장치를 이용해, 관리자가 확인할 수 있도록 알림을 행한다.
In addition, notification is made so that the manager can confirm combustion instability by using a separate alarm device for visual and / or auditory sense.

즉, 본 발명의 일 실시예에 따른 연소 불안정 제어 방법은 상술한 일련의 과정을 거치며, 이는 도 7에 도시된 제어 순서/흐름과 같다.That is, the combustion instability control method according to an embodiment of the present invention is performed through the above-described series of processes, which is the same as the control procedure / flow shown in FIG.

상술한 바와 같이, 본 발명의 일 실시예에 따른 연소 불안정 제어 방법은 H2/CO가 주성분인 합성가스 혹은 미량의 수소를 함유하고 있는 합성 천연가스를 가스터빈 내에서 연소할 때 발생하는 고주파 다중 모드 연소 불안정을 예방하기 위해 시간지연분석을 이용한 고주파 다중 모드의 연소 불안정의 예측 및 제어를 수행한다.As described above, the combustion instability control method according to an embodiment of the present invention is a method for controlling combustion instability caused by combustion of a synthetic gas containing H 2 / CO as a main component or a synthetic natural gas containing a trace amount of hydrogen in a gas turbine, In order to prevent the combustion instability of the mode, the prediction and control of the combustion instability of the high frequency multimode using the time delay analysis is performed.

여기서, 연소 불안정이 생기는 영역을 도시한 시간지연 선도에서 수학식 7과 같이,

Figure pat00062
가 정수일 때 가장 연소 불안정이 강하게 나타나게 되는데, 이를 피하기 위해서는
Figure pat00063
가 n+0.5 일 때로 이동하기 위해 연료조성, 파일로/메인 연료비 및 질소희석율 등을 변경하여 안정한 영역으로 이동시키면, Rayleigh Criterion의 열 발생과 동압 섭동의 위상이 180도 차이로 빗나가면서(Out of Phase) 연소 불안정은 전혀 발생하지 않게 된다. 이러한 방법을 이용한 실험결과는 도 6과 같이 검증되었으며, 이는 연소기 설계 시에 혼합 거리에 영향을 미치는 연료 주입구의 위치를 정하는데 유용하게 사용될 수 있다. 특히 이러한 분석을 통해서 불안정한 연소의 원인이 무엇인지 보다 쉽고, 정확하게 파악할 수 있고, 이를 줄이기 위한 조치도 신속하게 취할 수 있다.
Here, in the time delay diagram showing the region where combustion instability occurs, as shown in Equation (7)
Figure pat00062
, The most unstable combustion occurs most strongly. In order to avoid this,
Figure pat00063
(N + 0.5), the fuel composition, pile / main fuel ratio, and nitrogen dilution ratio are changed to the stable region. As a result, the heat generation of the Rayleigh Criterion and the phase of the dynamic pressure perturbation are 180 degrees out of phase Phase combustion instability does not occur at all. Experimental results using this method are verified as shown in FIG. 6, which can be useful in locating the fuel injection port which influences the mixing distance in the design of the combustor. In particular, through this analysis, it is easier and more accurate to identify the cause of unstable combustion, and measures to reduce it can be taken quickly.

본 발명은 상기 실시 예들에 한정되지 않고 본 발명의 기술적 요지를 벗어나지 아니하는 범위 내에서 다양하게 수정/변형되어 실시될 수 있음은 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에 있어서 자명한 것이다.It will be understood by those skilled in the art that various changes in form and details may be made therein without departing from the spirit and scope of the invention as defined by the appended claims and their equivalents. will be.

Claims (6)

특성 시간 지연 분석기법을 이용하여 연소 불안정 여부를 판단하는 단계(A); 및
상기 (A)단계에서, 연소 불안정으로 판단 시 연소 조건을 제어하는 단계(B)를 포함하고,
상기 (A)단계에서, 상기 특성 시간 지연 분석기법에 이용되는 특성 시간(
Figure pat00064
)은 대류 시간(
Figure pat00065
), 음향 시간(
Figure pat00066
) 및 삐뚤어짐 시간(
Figure pat00067
)의 합으로 이루어지고,
상기 (A)단계에서는, 상기 특성 시간()을 불안정 주기(
Figure pat00069
)로 나누어 하기의 수식 1과 같이 불안정 영역조건을 만족시켰을 때, 불안정이 발생하는 것으로 판단하는 것을 특징으로 하는 연소 불안정 제어 방법.
[수식 1]
Figure pat00070
(A) determining combustion instability using a characteristic time delay analysis technique; And
(B) controlling the combustion condition when it is determined that the combustion is unstable in the step (A)
In the step (A), the characteristic time used in the characteristic time delay analysis technique
Figure pat00064
) Is the convection time (
Figure pat00065
), Sound time (
Figure pat00066
) And skew time (
Figure pat00067
),
In the step (A), the characteristic time ) To the unstable period (
Figure pat00069
), And when the unstable region condition is satisfied as shown in Equation (1) below, it is determined that unstable occurs.
[Equation 1]
Figure pat00070
 제 1항에 있어서,
상기 삐뚤어짐 시간(
Figure pat00071
)은 하기의 수식 2을 통해 연산되는 것을 특징으로 하는 연소 불안정 제어 방법.
[수식 2]
Figure pat00072

(여기서, t1은 변형되기 전 파형(
Figure pat00073
)의 최고점 시간이고, t2는 변형된 후 파형(
Figure pat00074
)의 최고점 시간(t2)이고, R은
Figure pat00075
와
Figure pat00076
함수의 진폭비임.)The method according to claim 1,
The above-mentioned distortion time (
Figure pat00071
) Is calculated through the following equation (2).
[Equation 2]
Figure pat00072

(Where t 1 is the waveform before transformation
Figure pat00073
), And t 2 is the waveform of the waveform after being deformed
Figure pat00074
(T 2 ), and R is the peak time
Figure pat00075
Wow
Figure pat00076
The amplitude ratio of the function.) 제 1항에 있어서,
상기 (A)단계에서, 상기 특성 시간 지연 분석기법에 이용되는 특성 시간(
Figure pat00077
)은 점화지연 시간(
Figure pat00078
) 및 화학반응 시간(
Figure pat00079
)을 더 포함하고,
상기 (A)단계에서는, 상기 특성 시간(
Figure pat00080
)을 불안정 주기(
Figure pat00081
)로 나누어 하기의 수식 3과 같이 불안정 영역조건을 만족시켰을 때, 불안정이 발생하는 것으로 판단하는 것을 특징으로 하는 연소 불안정 제어 방법.
[수식 3]
Figure pat00082
The method according to claim 1,
In the step (A), the characteristic time used in the characteristic time delay analysis technique
Figure pat00077
) Is the ignition delay time (
Figure pat00078
) And chemical reaction time (
Figure pat00079
Further comprising:
In the step (A), the characteristic time
Figure pat00080
) To the unstable period (
Figure pat00081
), And when the unstable region condition is satisfied as shown in Equation (3) below, it is determined that unstability occurs.
[Equation 3]
Figure pat00082
 제 1항에 있어서,
상기 (A)단계에서, 연소 불안정으로 판단 시, 시각적 및/또는 청각적인 알림을 행하는 단계(C)를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 연소 불안정 제어 방법.The method according to claim 1,
Further comprising the step (C) of visually and / or audibly notifying when the combustion instability is determined in the step (A). 제 1항에 있어서,
상기 (B)단계에서는 화염의 조성, 당량비, 파일롯/메인 연료비 등을 조절하는 능동적 제어기법 및/또는 Baffle, Resonator 추가 혹은 연료 분사구의 위치 수정 등의 수동적 제어기법을 통해 연소 조건을 제어하는 것을 특징으로 하는 연소 불안정 제어 방법.The method according to claim 1,
In the step (B), the combustion condition is controlled by an active control technique for controlling the composition of the flame, an equivalence ratio, a pilot / main fuel ratio, and / or a passive control technique such as adding a baffle, a resonator, Wherein said combustion instability control method comprises the steps of: 제 1항에 있어서,
상기 (B)단계에서는 연료/공기 혼합거리 및 연료 분사구의 위치를 제어하는 것을 특징으로 하는 연소 불안정 제어 방법.The method according to claim 1,
Wherein the fuel / air mixing distance and the position of the fuel injection hole are controlled in the step (B).
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Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2019042813A1 (en) * 2017-09-01 2019-03-07 Technische Universität Berlin Method for controlling a combustion apparatus and control device
WO2022128959A1 (en) * 2020-12-16 2022-06-23 Siemens Energy Global GmbH & Co. KG Method of operating a combustor for a gas turbine

Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2006523297A (en) * 2003-04-10 2006-10-12 ウッドワード・ガバナー・カンパニー Method and apparatus for detecting unstable combustion in a continuous combustion system
JP2007154859A (en) * 2005-12-08 2007-06-21 Mazda Motor Corp Controller for spark ignition type gasoline engine
KR101411763B1 (en) * 2012-08-30 2014-06-25 한국전력공사 Combustor for controlling combustion instability and control method using the same

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2006523297A (en) * 2003-04-10 2006-10-12 ウッドワード・ガバナー・カンパニー Method and apparatus for detecting unstable combustion in a continuous combustion system
JP2007154859A (en) * 2005-12-08 2007-06-21 Mazda Motor Corp Controller for spark ignition type gasoline engine
KR101411763B1 (en) * 2012-08-30 2014-06-25 한국전력공사 Combustor for controlling combustion instability and control method using the same

Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2019042813A1 (en) * 2017-09-01 2019-03-07 Technische Universität Berlin Method for controlling a combustion apparatus and control device
WO2022128959A1 (en) * 2020-12-16 2022-06-23 Siemens Energy Global GmbH & Co. KG Method of operating a combustor for a gas turbine
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