Utvecklingen av det sekventiella för- bränningssystemet

4 A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8

asturbinfamiljen GT24/GT26

bygger på beprövad turbinteknologi, men

tillämpar den på ett unikt sätt. Ett pro-

blem har varit en utmaning för kraftgene-

reringsindustrin ända sedan högtempe-

raturteknologi började tillämpas: nämli-

gen att komma runt sambandet mellan

verkningsgrad och emissionsnivå.

Den högre inloppstemperaturen som

krävs i konventionella gasturbiner för

ökad verkningsgrad medför högre emis-

sionsnivå och ökad material- och livs-

cykelkostnad.

Detta problem kan lösas med sekven-

tiell förbränning. En sådan gastubinpro-

cess ligger till grund för ABBs avancera-

de gasturbiner GT24 (60 Hz) och GT26

(50 Hz) – maskiner som kombinerar kom-

pakthet med hög specifik effekt, hög

1 verkningsgrad, hög tillförlitlighet och låg

emissionsnivå.

Prestanda för GT24/GT26

GT24, med en nominell effekt på 165

MW, levererar 50 % högre effekt än en

konventionell GT11N2 som i princip har

samma golvytekrav – 10 × 5 m. Den

högre uteffekten är ett resultat av ett

ökat tryckförhållande i kombination med

den sekventiella förbränningsprocessen.

Dessutom ligger avgastemperaturen från

GT24/GT26 på 610 °C, en idealisk tem-

peratur för kombidrift (anläggningar med

gas- och ångturbiner) (tabell 1).

GT26 är en uppskalad version av

GT24, avsedd för 50 Hz-marknaden,

med en uteffekt på 265 MW och verk-

ningsgraden 38,2 % vid ren gasturbindrift

respektive 58,5 % i kombidrift.

Effekttätheten i denna gasturbinfamilj

ligger ca 20 % högre än för andra enheter

i samma klass. Detta tillåter kompaktare

konstruktion, kortare skovlar, lägre sko-

veltoppshastighet och därmed mindre

mekanisk påkänning, vilket i sin tur ökar

tillförlitligheten.

Sekventiellt förbränningssystem

Utifrån sett verkar konstruktionen med

rak genomströmmning i gasturbinerna

GT24/GT26 vara mycket lik den i en kon-

ventionell gasturbin med generatorn

kopplad till den kalla änden, luftintag vin-

kelrätt mot axeln, axiellt turbinutlopp och

horisontellt delade hus och ledskenebä-

rare. De viktigaste konstruktionsmässiga

detaljerna i den avancerade och kompak-

ta GT24/GT26-turbinen är redan väl be-

prövade i många kraftverk.

Den avancerade tekniken bakom

GT24/GT26 utgörs av det sekventiella

förbränningssystemet . Med ett tryck-

förhållande på 30:1 levererar kompres-

sorn ett nästan dubbelt så högt tryckför-

hållande som en konventionell kompres-

sor, även om det ligger väl inom erfaren-

2

G A S T U R B I N E R

Dr. Franz Joos

Philipp Brunner

Dr. Burkhard Schulte-Werning

Dr. Khawar Syed

ABB Power Generation

Dr. Adnan Eroglu

ABB Corporate Research

G

Utvecklingen av detsekventiella för-bränningssystemetför gasturbinfamiljenGT24/GT26De två första medlemmarna i ABBs nya gasturbinfamilj, GT24 på 165

MW/60 Hz och GT26 på 265 MW/50 Hz, bygger på sekventiell förbrän-

ning. Dessa turbiner erbjuder högre uteffekt och upp till fyra procent

bättre verkningsgrad än konventionella gasturbiner. Den första bränn-

kammaren i det sekventiella förbränningssystemet är baserad på beprö-

vad EV-brännarteknologi. Den andra brännkammaren, med bränslemager

förblandning, är resultatet av ett omfattande F&U-program som har in-

kluderat test i vindtunnel och vattenkanal, stömningsberäkningar (CFD)

och atmosfäriska respektive trycksatta förbränningsprov. En innovativ

kylteknik har också utvecklats för att motsvara de speciella krav som

ställs av den självtändande förblandningsbrännkammaren. Testprogram-

met visade också att det sekventiella förbränningssystemet har poten-

tialen att minska NOx-emissionerna till ensiffriga nivåer.

Denna artikel bygger på en artikel med samma titelsom presenterades vid ASME Turbo Expo ’96 i brittis-ka Birmingham. Den fick utmärkelsen ”Bästa tekniskaartikel” av Electric Utilities & Cogeneration Committeevid Turbo Expo ’97 och hedrades med 1996 års ASMEAward för sitt värdefulla bidrag till litteraturen kringgasturbiner och kraftverk vid ASME Turbo Expo ’98.

A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8 5

hetsområdet för den kända tekniken [14].

Den komprimerade luften värms av den

första brännkammaren (EV-brännkam-

mare). Därefter tillsätts omkring 60 % av

bränslet (vid full belastning), förbränning

sker och förbränningsgasen expanderar

genom det första turbinsteget. Denna

enstegs högtrycksturbin (HP) sänker

trycket från 30 till ca 15 bar.

Återstående bränsle tillsätts i en andra

brännkammare (SEV-brännkammare),

där förbränning återigen sker till maxi-

mal turbininloppstemperatur. Slutligen

expanderar förbränningsgasen genom en

4-stegs lågtrycksturbin (LP). visar den

termodynamiska processen för sekven-

tiell förbränning, medan jämför pro-

cessen för sekventiell förbränning med en

konventionell gasturbinprocess. Av figu-

rerna framgår att den sekventiella princi-

pen inte behöver lika hög turbininlopps-

temperatur för att ge samma uteffekt.

Sekventiell förbränning är inte någon

nyhet i kraftgenereringshistorien. ABB le-

vererade 24 anläggningar med olika kom-

binationer av mellankylning i kompres-

sorn och tvåstegsförbränning i turbinen

redan på 1950- och 1960-talet. Nio av

dessa anläggningar är i drift än idag. ABB

har med andra ord årtionden av erfaren-

het med sekventiell förbränning bakom

sig [7].

Konstruktionen bakom

EV-brännkamrarna i GT24/GT26

Den första brännkammaren är av annulär

typ med 30 väl beprövade EV-brännare

för torr låg-NOx. EV-brännaren (EV är en

förkortning för ”environmental”) [16] läg-

ger till fördelarna med låg kväveoxidemis-

sion utan behov av vatten- eller ång-

insprutning. Principen testades kom-

mersiellt första gången 1990 vid Midland

Cogeneration Venture i delstaten Michi-

gan i USA. Sedan dess har anläggningar

med EV-brännare lagt mer än 800 000

timmars tillförlitlig drift bakom sig.

Den kompakta annulära brännkam-

4

3

markonstruktionen är en annan nyck-

elkomponent i det sekventiella förbrän-

ningssystemet. Principen har redan pro-

vats i GT10 (25 MW) och GT13E2 (165

MW) [1, 17]. Sistnämnda gasturbin sattes

med framgång i drift i Japan 1993. Typen

lanserades 1991. Hittills har 53 aggregat

beställts, varav 48 redan är i drift.

Denna kompakta brännkammare har

bärande struktur med segmenterade

väggar som kyls genom konvektion. Det

finns ingen filmkylning på väggarnas het-

sidor. Så gott som all inkommande kom-

primerad luft leds till EV-brännarna, där

en förbränningsprocess med bränslema-

ger förblandning garanterar låga NOx-


ABBs avancerade gasturbin GT24/GT26 i genomskärning 1

Tabell 1:Tekniska data för gasturbinerna GT24 och GT26 (enkel cykel, metan)

GT24 GT26

Uteffekt* MW 165 265Verkningsgrad (LHV)* % 37.9 38.2Värmeförhållande (LHV)* Btu/kWh 9,000 8,930Kompressionsförhållande – 30 30Avgasmassaflöde kg/s 378 545Avgastemperatur ° C 610 610Axelvarvtal rpm 3,600 3,000NOX-emission vppm < 25 < 25Antal steg

Kompressor – 22 22Turbin – 5 5

Antal och typ av annulära brännkammare – 1 EV 1 EV– 1 SEV 1 SEV

Antal brännkammare EV/SEV – 30/24 30/24

* = vid generatorklämmorna

6 A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8

emissioner. EV-brännarna tillämpar ”vor-

tex breakdown”-principen (virvelsam-

manbrott), och därför behövs varken me-

kaniska flamhållare eller övertändnings-

rör. Samtliga EV-brännare arbetar genom

hela lastområdet. Temperaturprofilen för

utloppsgasen är mycket jämn i omkrets-

riktning (tack vare den annulära konstruk-

tionen), liksom även i radiell riktning (i för-

sta hand på grund av förblandningen av

all luft med bränslet och frånvaron av film-

kylning av brännarens inner- och ytterfo-

der). Denna viktiga egenskap förbättrar

tillförlitligheten och verkningsgraden i det

första turbinsteget och ökar de hetgas-

bestrukna delarnas livslängd.

SEV-brännkammaren –

bakomliggande tankar

Experimentella resultat visar att den ut-

släckningsgränsen för många bränslen

motsvarar ett ekvivalensförhållande Φ på

ca 0,5 i atmosfärstryck och som är rela-

tivt oberoende av trycket. Däremot bred-

das antändlighetsområdet avsevärt om

inloppstemperaturen ökar . Denna

breddning tillskrivs vanligen den ökade

flamtemperaturen, vilken i sin tur förbätt-

rar diffusionständkällorna i flamutbred-

ningsprocessen [5].

Vid betydligt högre temperaturer kom-

mer vi till ett område med självtändning av

bränslet , där ingen yttre tändkälla

fordras för flamutbredning.

Spontan tändfördröjning definieras

som tiden mellan bildning av en antänd-

lig blandning genom insprutning av

bränsle i luft vid hög temperatur, och bild-

ningen av en flamma. På grund av denna

faktors stora praktiska betydelse har data

för spontan tändfördröjning mätts på

många bränslen vid de mest skiftande

miljöförhållanden [18, 19]. jämför

tändfördröjningstiden för metan med den

hos typisk naturgas eller eldningsolja 2.

I en konventionell bränslemager för-

blandningsbrännkammare (t ex EV-bränn-

kammaren) måste spontan antändning

undvikas, eftersom sådan skulle kunna

6

5

5

leda till överhettning av brännarkom-

ponenterna och oacceptabelt hög emis-

sion av förorenande ämnen. Ett förbrän-

ningssystem med reheat som SEV (Se-

quential EV) kan konstrueras för att tilläm-

pa självtändningseffekten, med enkel och

robust konstruktion som resultat. För att

uppnå tillförlitlig självtändning med natur-

gas och för att bredda det stabila områ-

det valdes brännkammarinloppstempera-

turer över 1000 °C över hela driftområdet

för SEV-brännkammaren i GT24/GT26.

För framgångsrik drift av SEV-bränn-

kammaren räcker det inte med garante-

rad självtändning, utan dessutom måste

emissionsnivån hållas låg. För att få låg

NOx-emission måste bränslet och ut-

loppsgasen från högtrycksturbinen blan-

das väl före antändning. I annat fall kom-

mer förbränning att ske i regioner med

hög bränslekoncentration, med hög flam-

temperatur och kraftig NOx-bildning som

följd.

En optimal relation mellan antänd-

ningsfördröjningen och graden av för-

4

123

5 6 7

8 9 10 11

Genomskärning genom det sekventiella förbränningssystemet i gasturbinen GT24/GT26

1 Kompressor 5 Bränsleinjektor 9 Blandningszon2 Högtrycksturbin 6 EV-brännkammare 10 Virvelgeneratorer3 Lågtrycksturbin 7 EV-brännare 11 Effusionskyld SEV-brännare4 SEV-brännkammare 8 Konvektiv väggkylning

2


A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8 7

blandning är därför önskvärd. Antänd-

ningsfördröjningen måste hållas kort för

att garantera självtändning och begränsa

brännkammarens storlek. Vidare måste

detta optimum upprätthållas över ett brett

band av bränsleflödesförhållanden, ett

värde som varierar med brännkammar-

belastning och bränslesammansättning,

exempelvis som följd av olika naturgas-

sammansättningar.

Bränsleinsprutning

I SEV-brännkammaren till GT24/GT26

uppnås ovannämnda optimum genom

användning av bärarluft, dvs luft som tap-

pas av från kompressorn och injiceras i

h

s

1

26

P

F

F

5

4

3

T

s

1

2

Termodynamisk process för det sekventiella förbränningssystemet

h Entalpis EntropiF BränsleinmatningP Effekt till generator

3 Jämförelse mellan den termodynamiska processen för sekventiell förbränning och den för konventionell förbränning

T Temperatur s Entropi

1 Standard GT: högtrycksturbinens inloppstemperatur2 Sekventiell förbränning

4

T

CH4

1250

1000

°C

750

500

250

050 10 15 20% vol

1

Noflame

Noflame

Flammable

T

1000ms

100

10

0.1

1

0.01

0.0010 500 1000 °C 1500

τ

Gränser för självtändning (p = 15 bar)

T InloppstemperaturCH4 Metan

1 Självtändning efter 1 ms

5 Antändningsfördröjningstemperatur för metan, naturgas och brännolja 2 (tryck = 15 bar, ekvivalens-förhållande Φ = 1.0 [18, 19])

τ Antändningsfördröjning Blå MetanT Blandningstemperatur Grön Naturgas

Röd Brännolja 2

6


8 A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8

SEV-brännaren tillsammans med bräns-

let. Bärarluften fungerar dels som bidrag

till förblandningen, därigenom att den

upprätthåller bränslestrålens impuls (en

kritisk faktor för att få hög förblandnings-

kvalitet) och som styrning av antändning.

Injektorns konstruktion är avgörande

för bärarluftens effektivitet i ovannämnda

roller. Bränslelansen har utvecklats

genom en serie ingående test, i kombina-

tion med detaljerad datorstödd analys.

visar konturerna för medelbränslekon-

centrationen vid bränslemunstyckets ut-

lopp, enligt en tredimensionell analys av

det turbulenta flödet och blandningen

inom bränslelansen. Bilden visar att

bränslet avgränsas till den centrala delen

av strålen och omges fullständigt av bä-

rarluften.

Fördröjningen i antändningsprocessen

som resultat av bärarluftens profil illustre-

ras av , där tändningsfördröjningstiden

visas som funktion av bränslets och bä-

rarluftens konstruktion vid typisk SEV-

drift. Figuren visar resultaten från ideala

bulkflödesberäkningar, vilka har genom-

8

7

förts för varje diskret initial blandnings-

situation, med hjälp av CHEMKIN-pro-

grammet [13]. De kortaste tändfördröj-

ningstiderna förefaller uppträda vid myck-

et magra blandningar, eftersom bland-

ningstemperaturen ökar med den initiala

koncentrationen hos den heta utlopps-

gasen från högtrycksturbinen.

Då bränslestrålen sprutas in i den heta

avgasen från högtrycksturbinen, blir den

korta antändningsfördröjningstiden tydlig

över ett bredare område än vad som

framgår av . Enligt ovan inleds antänd-

ningsprocessen i blandningar allra ytterst

i bränslestrålen. Även om dessa områden

uppvisar mycket mager blandning och

kan leda till mycket låg temperaturförhöj-

ning propagerar antändningen mycket

snabbt till andra områden, eftersom vär-

men och radikalerna transporteras bort

från antändningspunkten till angränsande

regioner som följd av den turbulenta

blandningen. En nyckelprocess i styr-

ningen av såväl antändningsfördröjningen

som emissionerna är därför den turbulen-

ta blandningen av bränsle, bärarluft och

utloppsgas från högtrycksturbinen.

Förblandning av bränsle

och luft

För ökad kunskap om sambandet mellan

den småskaliga turbulenta blandningen

och de kemiska förhållanden som är sty-

8

1.E+02

1.E+01

1.E+00

1.E–01

ms

1.E–05 1.E–04 1.E–03 1.E–02 1.E–01 1.E+00

τ

f

view

1

3

2

Antändningsfördröjningstid (baserat på maximal CH-molfraktion) som funktion av den initiala samman-sättningen vid typisk SEV-drift

τ Antändningsfördröjningf Initial bränslemassafraktion

Röd pil Ökande bärarluftkoncentration

8 Finskaligt blandningsförhållande mellan bränsle och utloppsgas från högtrycksturbinen vid planet 0,8 stråldiametrar från injektorutloppet

1 Injektionshål2 Huvudflöde (högtrycksturbinens utloppsgas)3 Högt blandningsförhållande mellan högtrycksturbinens

utloppsgas och bränslet

9

Beräknad bränslemassafraktion vid injektorutloppet

1 Bärarluft2 Huvudflöde (utloppsgas från

högtrycksturbin)3 Bränsle

7

1

2

3


A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8 9

rande för antändning, har blandning av

bränsle/bärarluftstråle och utloppsgas

från högtrycksturbinen studerats med

hjälp av CFD. Den kommersiellt tillgäng-

liga programvaran CFDS-FLOW3D [2]

användes för detta ändamål. Här model-

lerades det turbulenta flödet genom den-

sitetsviktade medelvärdesvariabler. Tur-

bulensen beskrevs med hjälp av tvåek-

vationsturbulensmodellen k-ε.

Givet ett icke linjärt beroende mellan

antändningskemin och blandningstill-

ståndet är det nödvändigt att ha kunskap

om ett momentant förhållande snarare än

medelblandningsförhållandet som er-

bjuds av medelvärdesbalansekvationer-

na. Denna fråga har med gott resultat an-

gripits inom ramen för modellering av tur-

bulent icke förblandad förbränning, där

det termokemiska fältet kan relateras till

en enda bevarad skalär, exempelvis

blandningsfraktionen, genom att anta for-

men hos sannolikhetstäthetsfunktionen

(PDF) för bränslefraktionen från dess två

första delar. Sistnämnda uppnås genom

att lösa motsvarande balansekvationer

[4].

Under de givna förhållandena och med

tanke på att det är frågan om tre separa-

ta strömmar – bränsle, bärarluft och ut-

loppsgas från högtrycksturbinen – kan

blandningsfältet beskrivas med två beva-

rade skalärer. Dessutom är korrelationen

mellan dessa strömmar avgörande vid in-

ferering av tändfördröjningsegenskaper-

na. För en given momentan bränslekon-

centration är det momentana förhållandet

för antändningsreaktionerna beroende av

den momentana bärarluftkoncentratio-

nen och den momentana hetgaskoncen-

trationen. Därför fordras en tvådimensio-

nell gemensam PDF.

Inom ramarna för SEV-utvecklingspro-

grammet är det inte rimligt att angripa

problemet baserat på gemensam PDF

genom lösning av dess transportekvation

[15]. Detta beror på de komplexa tredi-

mensionella flödena och behovet av att

snabbt värdera fördelarna med olika kon-

struktioner. I stället har den linje följts som

beskrivits i [8], vilken går ut på att den ge-

mensamma PDF antas bestå av ett stort

antal små delar. Modellen bygger på an-

tagandet av en multivariabel betafunktion

för PDF med avseende på de skalära va-

riablerna. PDF konstrueras sedan från de

första delarna av varje ingående kom-

ponent och den turbulenta skalära ener-

gin.

Ovannämnda modell har använts för

att undersöka den turbulenta blandnings-

processen och dess koppling till kemin,

liksom för att utvärdera egenskaperna för

olika lanskonstruktioner sett till blandning

och därmed sett till antändningsproces-

sen. visar det beräknade resultatet av

det modellerade skalära dissipationsför-

hållandet, baserat på bränsle och ut-

loppsgas från högtrycksturbinen, dvs det

9

fuel injector

H

x

x/H = 0.1

x/H = 1.0

x/H = 2.0

x/H = 3.0

main flow

air fuel

SD

x /H

0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

100

80

60

40

20

0

LIF-bilder och tillhörande stapeldiagram för vinkelräta plan längs blandningssektionen

x KanalhöjdH Axiell koordinat

10 Variationskoefficient (standardavvikelse/medelvärde, SD) för blandningskvaliteten satt i relation till det normaliserade axiella avståndet x/H

x KanalhöjdH Axiell koordinat

11


10 A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8

förhållande vid vilket bränsle och het-

gaser blandas vid den molekylära nivå

som är nödvändig för att den kemiska re-

aktionen ska fortskrida. Bränslestrålens

gränsförhållanden som används för be-

räkningen framgår av . visar den re-

gion som är mest känslig för självtänd-

ning.

Aerodynamik och

bränsle/oxidant-blandning

inom brännaren

På samma sätt som i EV-brännaren upp-

nås bränslefördelning och blandning i

SEV-brännaren med hjälp av ett virvelflö-

de. Flamman förankras vid den punkt där

virveln kollapsar. Virvlarna genereras av

deltavingar i form av ramper längs väg-

garna i SEV-brännaren.

Vattenriggprov har tillämpats i stor om-

fattning i hela utvecklingsprocessen av

SEV-brännarna, för att formge och opti-

mera brännarens aerodynamik. De preli-

minära testen genomfördes i en rak kanal

som simulerade först ett enkelt och sena-

re ett dubbelt annulärt segment i SEV-

brännaren. I denna relativt enkla testrigg

undersöktes många olika principer för

bränsleinsprutning, blandning och flam-

stabilisering, sett till blandningskvalitet

och hastighetsfördelning längs bland-

ningssektionen. Ett annat krav var att det

skulle vara en enda bränsleinmatnings-

punkt per segment, för att få en tillförlitlig

tillförsel av flytande bränsle och en enkel

och robust konstruktion. Med alla dessa

begränsningar i åtanke togs ett stort antal

variationer fram för varje alternativt

koncept och testades i en modell av

plexiglas.

Laserdoppleranemometri (LDA) tilläm-

pades för att mäta medelhastighet och

turbulent hastighet längs blandningssek-

tionen och brännkammaren. Alla tre has-

tighetskomponenterna mättes. Det pri-

mära syftet med dessa mätningar var att

garantera att den axiella hastigheten längs

blandningssektionen skulle ge tillräcklig

97

säkerhetsmarginal mot flashback (back-

tändning). Dessutom mättes hastighetens

virvelkomponenter, i syfte att optimera

geometrin för flamstabilisering .13

Bränslefördelningen och blandnings-

kvaliteten mättes med hjälp av LIF (Laser

Induced Fluorescence). Denna teknik

går ut på att bränsleflödet simuleras av

en lösning i vatten av dinatriumfluore-

scens (en laserfärg som har starka flu-

orescerande egenskaper då den belyses

med våglängden 488 nm). Huvudström-

men visade sig vara fri från färg. Den

blåa argonjonlaserstrålen förs in i test-

sektionen via en fiberoptisk kabel och

breds ut till ett band med hjälp av en cy-

lindrisk lins eller en roterande spegel.

Detta ljusband illuminerar ett plan med

tjockleken 1 mm, vilket skär längs bland-

ningssektionen, för att vissa tvärsnitt ska

kunna observeras med en CCD-kamera.

Bilden från denna kamera digitaliseras

med en bildläsare och utvärderas där-

efter i en dator för att få fram statistiska

data, som medelvärde och standard-

avvikelse. En serie gråskalebilder för en

specifik injektor- och blandarkonfigura-

tion ges i , för en serie tvärplan ned-

ströms injektionspunkten.

För varje bild finns ett stapeldiagram

som visar fördelningen av pixlar med ett

visst gråskalevärde. Dessa stapeldiagram

fokuserar på just den magra regionen av

bränslestrålen. En topp till vänster i di-

agrammet innebär ren luft. Vid x/H = 0,1

associeras toppen med vatten som är fritt

från färg, medan den vid x/H = 3,0 centre-

ras kring den perfekta blandning. Det

framgår av dessa stapeldiagram att bland-

ningen snabbt går mot en mycket smal

fördelning. Utvecklingen av standardavvi-

kelsen för medelförhållandet (definierat

som variationskoefficient) visas av .

CFD-beräkningar genomfördes paral-

lellt med förbrännings- och vattentest

under utveckling av brännaren, i syfte att

få en robust konstruktion på så kort tid

och så låg kostnad som möjligt. Vad be-

träffar den aerodynamiska konstruktionen

av SEV-brännaren användes CFD för:

• Preliminär och snabb analys av initiala

konstruktioner och efterföljande modi-

fieringar, liksom för inflytandet av alla

11

10

Vektorplottning av de radiella hastighetskomponenterna och omkretshastigheten vid bränslein-sprutningsplanet, uppmätt med LDA i en rektangulär plexiglasmodell(halva kanalbredden)

13

Beräknade sekundärflödes-mönster för bränsleinsprutnings-planet (halva kanalbredden)

12


Dimensionslös återanliggningslängd bakom det bakåt-riktade steget i SEV, utgående från en CFD-simulering

x/H Återanliggningslängdα Omkretsvinkel från den ena väggen till den andra väggen

av SEV-brännaren

Yttre SEV-väggInre SEV-vägg

A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8 11

de gränsförhållanden under vilka

brännkammaren arbetar

• En bättre analys av testdata genom

mer detaljerad studie av processer-

na

Givet de vertikala turbulenta flöden som

uppstår i SEV-brännkammaren är det av-

görande för CFD att vara starkt kopplad

till testaktiviteterna för att mäta

tillförlitligheten i resultaten och utvärdera i

vilken omfattning CFD-data kan betraktas

som pålitliga. Jämförelse av vattentest-

resultaten och CFD-resultaten visar att

aerodynamiska data är tillräckligt nog-

granna för att CFD ska kunna används till

värdering av geometri och modifieringar

av gränsförhållanden.

visar det beräknade sekundärflö-

desmönstret nedströms virvelgenerato-

rerna i SEV-brännkammaren. Beräkning-

arna har genomförts med hjälp av CFDS-

FLOW3D och standardturbulensmodel-

len k-ε, för att nå konvergering av

medelbalansekvationerna. Även om den

standardmässiga k-ε-modellen inte är

särskilt väl lämpad för virvelflöden resul-

terar den valda strategin i en god balans

12

mellan goda resultat och en acceptabel

beräkningstid.

En jämförelse mellan beräknade och

uppmätta sekundärflödesfält ,

visar att de huvudsakliga egenskaperna i

flödet reproduceras av beräkningarna.

Kylteknik för SEV-brännare

Ett nytt kylsystem har utvecklats som

uppfyller alla de krav som ställs av själv-

tändande förblandningsbrännkammare

av typ SEV. Minimering av brännarens kyl-

luftbehov var ett viktigt mål vid utveck-

lingen av det sekventiella förbrännings-

systemet, eftersom kylluften till SEV-

brännarna måste ledas förbi högtrycks-

turbinen. Sådana krav står i motsats till

de som gäller för en konvektivt kyld brän-

nare i en gasturbin av standardtyp, där

tryckfallet måste minimeras och följaktli-

gen så mycket luft som möjligt användas

för kylning. Särskild vikt lades vid att ga-

rantera att maskinvaran har robust kon-

struktion och att variationerna i gränsför-

hållanden bara skulle ha minimalt infly-

tande på kyleffektiviteten.

1312

I princip tillämpas ett motriktat kylsys-

tem med fullständig värmeåtervinning,

där så gott som all kylluft blandas med

hetgaserna från högtrycksturbinen före

flamman. Efter att ha kylt brännarväggar-

na med konvektiv kylning injiceras kylluf-

ten i hetgasströmmen via brännarens ef-

fusionskylning.

Hela mängden kylluft används för att

minska flamzontemperaturen och där-

med NOx-emissionerna.

På grund av flödets höga Re-tal och

flammans förblandningskaraktär är den

dominerande värmeöverföringsmekanis-

men i SEV-brännaren konvektion. Endast

1/5 av de totala värmeflödesförhållandet

tillskrivs strålning från den osynliga flam-

man.

Den maximala värmeöverföringen i

SEV-brännarens väggar domineras av

konvektion från reaktionsflödet som är re-

sultatet av den plötsliga expansionen vid

utloppet från SEV-brännaren. Det tur-

bulenta skjuvskiktet, som börjar vid spet-

sen av det bakåtriktade steget, återkom-

mer till foderväggen flera steg nedströms,

och ger där upphov till en lokal värme-

1E+05 5E+051

2

3

4

Nu

Re

Re sev

α

2.0

1.5

1.0

0.5

00° 5° 10° 15°

x /H

Nu-förstärkning bakom ett bakåtriktat steg

Nu Nusselt-talRe Reynolds tal

14 15


12 A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8

topp. För ett givet expansionsförhållande

kan max-Nusselt-talet för ett icke tur-

bulent flöde korreleras till Re2/3, medan

Nu i ett fullt utvecklat flöde växer motsva-

rande Re0,8. Genom att skala upp till-

gängliga data [20, 3] till ett högre Re får vi

en Nu-förstärkningsfaktor på två bakom

det bakåtriktade steget .

Detaljerade CFD-simuleringar visar

att medelavståndet till återanliggnings-

punkten för spiralflödet genom SEV-brän-

naren endast är 1,2 gånger förbland-

ningskanalens höjd, vilket endast är 2/3

av värdet för ett tubulärt enkelspiralflöde

[6]. Denna tidigare återanliggning tillskrivs

såväl multispiralflödet i SEV-brännaren

som den annulära geometrin i brännkam-

maren.

Värmeöverföringsmodelleringen på

hetgassidan baserades sedan på uppgiv-

na Nu-värden, med antagande av typisk

gränsskiktutveckling nedströms den be-

räknade punkten för återanliggning och

inkluderar även flammans strålning.

Under senare år har ABB samlat bety-

15

14

dande erfarenhet från användning av ter-

miska barriärskikt (TBC) på väggarna i

brännkammarkylsystem. Det skyddande

skiktet, som minskar den termiska be-

lastningen vid källan (på hetgassidan),

byggs upp genom att spraya på ett skikt

zirkonoxid (ZrO2). Fördelarna med TBC

har i huvudsak utnyttjats för att minska

foderväggtemperaturen till nivåer där

bättre grundmaterialegenskaper ger be-

tydligt högre livslängd för komponenter

än tidigare.

All SEV-kylluft förs in i väggkylsystemet

nära lågtrycksturbinen och kyler därmed

lokalt kanalkontraktion före turbinen, via

en hålplåt för prallkylning. Därefter fort-

sätter luften uppströms.

Tvärsnittsytan i kylkanalen minskar

gradvis för att kompensera effekten av

den värme som tas upp av kylluften, lik-

som för att anpassa den lokala kylning-

ens effektivitet till det varierande värmetill-

flödet från hetgasen. Dessutom förbätt-

ras värmeöverföringen av turbulatorer på

kylkanalens väggar [10, 11].

visar den uppmätta effektiviteten

(dvs den dimensionslösa väggmetalltem-

peraturen på hetgassidan) för väggkyl-

ningen, som funktion av det kylande mas-

saflödet. Sistnämnda definieras som för-

hållandet mellan värmkapacitetsförhål-

landet för kylluften och det för hetgasens

bestrukna yta, och följaktligen som inver-

sen av antalet värmeöverföringsenheter

som används i värmeväxlarteorin [12]. I

högtryckstest under verkliga driftförhål-

landen låg väggtemperaturen för samtliga

brännare väl under 800 °C och gav empi-

riskt stöd för modelleringen av värme-

överföringsprocessen.

Efter att ha kylt båda väggarna i bränn-

kammaren släpps luften ut till en

luftblandningskammare som omger SEV-

brännarna. I detta utrymme dämpas alla

förekommande olikformigheter i flödet

uppströms brännarkylningen, så att ett

gemensamt tryck kan driva effusionskyl-

ningen.

Effusionskylning, vilket också kallas

heltäckande filmkylning [12], är en relativt

16

η

ψ

1.0

0.8

(–)

0.6

0.4

0.2

00 2 4 6 8 10(–)

q

0.8

0.6

0.4

0.2

00 1 2 3

η

Kyleffektivitet för SEV-väggen, uppmätt under högtryckstestet

η Kyleffektivetetψ Kylmedelsmassaflödesfunktion

MätningarIdeal trend

16 Axiell utveckling av effusionskylningseffektiviteten i SEV-brännaren, uppmätt under högtryckstest

η Kyleffektivitetq Lokal värmebelastningsparameter

VirvelgeneratorerBränsleinsprutningBlandningszonBakåtriktat stegIdeal trend

17


A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8 13

ny teknik då det gäller brännkammar-

kylning, och har tidigare inte utnyttjats i

någon högre grad. Ett antal små raka hål

som är borrade genom den enkla väggen

som ska kylas är arrangerade på sådant

sätt att de tre värmeöverföringsmekanis-

merna samverkar för att ge mycket effek-

tiv kylning:

• Kylfilm på hetgassidan

• Intern konvektion inuti effusionshålen

• Värmeöverföring på bakväggen där

kylmedlet tränger in i hålen

En effusionskylningsmodell har föresla-

gits [9] tillsammans med nyckelparamet-

rarna för att korrelera mätdata från effu-

sionsvärmeöverföringsexperiment med

avseende på de olika värmeöverförings-

effekterna.

Innan kylningskonstruktionen av brän-

narna togs fram användes denna modell

för att definiera en grundläggande test-

serie under atmosfärstryck. Kyleffektivi-

teten för olika effusionstestplattor mät-

tes, med efterföljande variation i de para-

metrar som påverkar olika kylmekanis-

mer. Inverkan av longitudinella virvlar inuti

brännaren på utvecklingen av filmkylning

undersöktes också i detalj. Alla mätdata

korrelerades med avseende på tre olika

faktorer som medverkar till värmeöver-

föring enligt ovan, i syfte att få fram en fy-

sikaliskt baserad konstruktionsriktlinje för

effusionskylning.

Den lokala spridningen av effusions-

hålen valdes för att få optimal balans mel-

lan det interna värmeöverföringsförhål-

landet och filmkylningseffekten, så att

temperaturgradienten över brännaren

skulle minskas. Förhållandet mellan effu-

sionsstrålen och hetgasens rörelse-

mängd hölls under ett. Resultatet blev en

väldefinierad filmbildning, där kylstrålarna

hindras att stiga till hetgasströmmen. På

grund av det stora område genom vilket

kylluften kan strömma och på grund av

de goda blandningsegenskaperna i vir-

velrörelsen inuti brännaren är blandning-

en uppströms flamman mycket jämn. Yt-

terligare en egenskap hos denna effu-

sionskylning är det kalla och magra

gränsskiktet som har den inneboende

egenskapen att hindra flamman från att

propagera uppströms via låghastighets-

regionen nära väggen.

Effektiviteten av effusionskylning inuti

SEV-brännaren med avseende på den

axiella position, så som mätts i

högtryckstestet med verkliga maskinde-

lar, framgår av . Värmebelastnings-

parametern definieras som det lokala för-

hållandet mellan kylmedel och hetgaser

för värmeöverföringstalet gånger den be-

strukna ytan. Brännarväggtemperaturer-

na låg alla väl under 850 °C.

Det kombinerade resultatet av detta

och den konvektiva väggkylningen är en

effektiv och robust kylmetod med en kyl-

luftförbrukning som endast är 1/10 av ut-

loppsflödesförhållandet för brännkamma-

ren.

17

1 3

2

6

7

6ASection A-A

A

5 4

Testrigg för SEV-brännkammare

1 Gasinlopp 4 Brännkammare 7 Tvåbrännarsektor2 Tryckkärl 5 Brännare3 Gasutlopp 6 Bränsleinjektor

18


14 A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8

Validering av

SEV-brännkammarens

konstruktion

Stegvisa test genomfördes under utveck-

lingen av SEV-brännaren. Konceptuella

test och primära genomförbarhetsstudier

genomfördes under atmosfärstryck, för

att påvisa genomförbarheten för själv-

tändning. Vid efterföljande test undersök-

tes den kvalitativa inverkan av olika para-

metrar, som inloppsförhållanden och

olika konfigurationer för injektorer och vir-

velgeneratorer.

Nästa steg var att påvisa de grundläg-

gande principerna för förblandning och

självtändning under verkliga driftförhål-

landen vid förhöjt tryck. NOx-bildning och

CO-utbränning undersöktes också i sam-

band med dessa test. SEV-brännkam-

martestriggen består av två seriekopp-

lade och av varandra oberoende bränn-

kammare. Den första brännkammaren

fungerar som hetgasgenerator och simu-

lerar inloppet till SEV-brännkammaren,

medan den andra brännkammaren är

konstruktionen som ska testas.

Den slutliga brännkammarkonstruktio-

nen valideras med hjälp av en tvåsektors

rigg i naturlig storlek och under verklig-

hetsnära driftförhållanden. Komponenter

som brännare, bränslelansar och foder-

segment var identiska med motsvarande

komponenter i den verkliga maskinen.

visar högtryckstestriggen med två-

sektorsmodellen av SEV-brännkammaren

inuti ett tryckkärl. De radiella inloppsför-

hållandena simulerades av en EV-bränn-

kammare som matade in hetgaser i SEV-

brännkammaren. Detta arrangemang till-

lät korrekt justering av lufttrycket vid

brännarinloppet, lufttemperaturerna och

massaflödena.

Mätutrustningen bestod av termoele-

ment placerade vid flera punkter längs

brännarlansen och fodersegmenten. Av-

gasemissionerna kunde mätas vid tre axi-

ella positioner med hjälp av vattenkylda

integrerade sonder, var och en med fem

radiala hål. Tryckfallet över samplings-

hålen var sådan att släckning kunde ga-

ranteras under alla förhållanden. Fem

prober placerades vid olika punkter längs

brännarutloppets periferi. Blandnings-

sektionen i brännaren, från bräns-

leinsprutningspunkten till brännaren,

kunde observeras med hjälp av ett video-

system.

18

visar en vy av testriggen med de

båda brännarna vid högtryckstestanlägg-

ningen. Testen genomfördes för förhål-

landen från SEV-tändning till full last. Sta-

bil förbränning inuti brännkammaren

kunde konstateras genom hela driftområ-

det.

Den NOx som bildas i SEV-brännaren

visas av , i relation till den simulerade

maskinlasten. De enheter som används i

sammanhanget är gNOx/kgfuel, vilket ger

emissionsvärdena utan inverkan av O2-

halten för förbränningsgasen. Ingen NOx-

bildning kunde mätas upp i SEV-bränna-

ren under låglastförhållanden. NOx-bild-

ningen ökar upp till ca 1 g/kgfuel vid 100%

last.

För att få fram NOx-emissionerna för

maskinen genom att extrapolera den NOx

som produceras av SEV-brännaren är det

nödvändigt att betrakta bränslemassa-

flödesförhållandena för båda brännarna.

visar de förväntade maskin-NOx-

emissionerna för maskinen under typiska

fullastförhållanden för förväntade EV-

brännkammaremissioner på 18 och 12

vppm NOx. Med noll NOx-bildning i SEV-

brännkammaren skulle NOx-emissionen

från EV-brännkammaren reduceras från

18 vppm till 11 vppm. För en NOx-bild-

ning i SEV på 1 gNOx/kgfuel kan NOx-emis-

sionerna från maskinen förväntas ligga på

15 vppm (15 % O2), baserat på NOx-

mängden på 18 vppm för EV.

Dessa undersökningar visar tydligt att

det finns en potential för att minska emis-

sionerna till ensiffriga nivåer.

Brännkammarvolymen har dimensio-

nerats för god CO-utbränning ner till låg-

lastförhållanden, med hjälp av emissions-

mätningar under faktiska maskinförhål-

landen vid flera olika axiella avstånd i en

initial testbrännare. visar resultaten av

det efterföljande tvåsektors validerings-

testet. De uppmätta UHC-emissionerna

är mycket låga, såsom framgår av .23

22

21

20

19

Testriggen för SEV-brännkammare med hetgasleverantör (vänster) och SEV-tryckkärl (höger)

19


A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8 15

Sammanfattning

Sekventiell förbränning har valts för gas-

turbinerna GT24/GT26 för att få hög cy-

kelverkningsgrad vid moderat turbinin-

loppstemperatur, i kombination med op-

timal utloppsgastemperatur från gastur-

binen för ångcykeln i kombitillämpningar.

Konstruktionen för den första brännkam-

maren, EV-brännkammaren, är väl beprö-

vad och har över 800 000 drifttimmar

bakom sig. Tillförlitligheten för den andra

brännkammaren, SEV-brännkammaren

har validerats genom en mängd grund-

läggande undersökningar, liksom genom

test på verkliga maskindelar och under

faktiska driftförhållanden. Dessa test har

bevisat tillförlitlig drift i kombination med

låga emissioner av NOx, CO och UHC.

NOX

P

3

2

1

0

–140

∆

60 80 100 120%

g/kgfuel

NOXGT

25

15

10

5

00 0.5 1.0 1.5 2.5

NOXSEV∆

vppm15% O2

g/kgfuel

Uppmätt NOx-bildning i SEV-brännkammaren, satt i relation till den simulerade maskinlasten P (tvåsektors rigg)

20 NOx-emissioner från maskinen som funktion av NOx-emissionerna för SEV- och EV-brännkamrarna

NOxGT Emission av NOx från gasturbin∆NOxSEV Bildning av NOx i SEV-brännkammare

Röd 18 vppm NOx som förväntas emitteras av EV-brännkammareGrön 12 vppm NOx som förväntas emitteras av EV-brännkammare

21

1000

100

10

1

0.1

CO

P

10080604020 %

vppm15% O2

1000

100

10

1

0.1

UHC

P

100908070605040 %

vppm15% O2

Uppmätt kolmonoxidemission (CO) under simulerad maskinbelastning (P) (tvåsektors rigg)

22 Mätning av emission av oförbrända kolväten (UHC) under simulerad maskinbelastning (P)(C3H8 , tvåsektors rigg)

23


16 A B B T i d n i n g 4 / 1 9 9 8

Referenser

[1] Aigner, M.; Mayer, A.; Schiessel, P.;

Strittmatter, W.: Second generation low

emission combustors for ABB gas tur-

bines: test under full engine conditions.

ASME 90-GT-308, 1990.

[2] CFDS-FLOW3D, release 3.3: User

manual. AEA Technology, 1994, Harwell,

England.

[3] Baughn, J.; Hoffman, M.; Takahashi,

R.; Launder, B.: Local heat transfer

downstream of an abrupt expansion in a

circular channel with constant wall heat

flux. Journal of Heat Transfer, 1984, vol

106, 789–796.

[4] Bilger, R. W.: Turbulent jet diffusion

flames. Progress in energy and combus-

tion science, 1976, vol 1, 87–109.

[5] Coward, H. F.; Jones, G. W.: Limits of

flammability of gases and vapors. US Bu-

reau of Mines, Washington, 1976, bulle-

tin 503.

[6] Dellenback, P.; Sanger, J.; Metzger,

D.: Heat transfer in coaxial jet mixing with

swirled inner jet. Journal of Heat Transfer,

1994, vol 116, 864–870.

[7] Frutschi, H. U.: De nya gasturbiner-

na GT24/GT26 – historisk bakgrund till

”Advanced Cycle System”. ABB Tidning

1/94, 21-25.

[8] Girimaji, S.S.: Assumed beta-pdf

model for turbulent mixing: validation and

extension to multiple scalar mixing.

Comb Sci Tech, 1991, vol 78, 177–196.

[9] Hahn, W.; Urner, G.: Untersuchun-

gen zu effusionsgekühlten Brennkam-

merelementen. Brennstoff-Wärme-Kraft,

1994, vol 46, nr 12, 33–39.

[10] Han, J.: Heat transfer and friction

characteristics in rectangular channels

with rib turbulators. ASME Journal of

Heat Transfer, 1988, vol 110, 321–328.

[11] Han, J.; Park, J.: Developing heat

transfer in rectangular channels with rib

turbulators. Int Journal of Heat and Mass

Transfer, 1988, vol 31, nr 1, 183–195.

[12] Kays, W. M.; Crawford, M. E.: Con-

vective heat and mass transfer. McGraw-

Hill, New York, 1993.

[13] Kee, R. J.; Rupley, F. M.; Miller, J.

A.: CHEMKIN-II: A Fortran chemical kine-

tics package for the analysis of gas phase

chemical kinetics. Sandia Report

SAND89-8009B UC-706, 1989.

[14] Meindl, T.; Farkas, F.; Klussmann,

R.: The development of a multistage

compressor for heavy duty industrial gas

turbines. ASME Houston, 95-GT-371,

1995.

[15] Pope, S. B.: PDF methods for tur-

bulent reactive flows. Progress in Energy

and Combustion Science, 1985, vol 11,

119–192.

[16] Sattelmayer, T.; Felchlin, M.; Hau-

mann, J.; Hellat, J.; Steyner, D.: Second

generation low emission combustors for

ABB gas turbines: burner development

and tests at atmospheric pressure. ASME

90-GT-162, 1990.

[17] Senior, P.; Lutum, E.; Polifke, W.;

Sattelmayer, T.: Combustion technology

of the ABB GT13E2 annular combustor.

20th CIMAC G22, 1993, London.

[18] Spadaccini, L.J.; TeVelde, J.A.: Au-

toignition characteristics of aircraft type

fuels. Combustion and Flame 46:283-

300, 1982.

[19] Spadaccini, L.J.; Colket, M.B.: Ig-

nition delay characteristics of methane

fuels. Prog Energ Comb Sci, 1994, vol

20, 431–460.

[20] Zemanick, P.; Dougall, R.: Local

heat transfer downstream of abrupt circu-

lar channel experiment. ASME Journal of

Heat Transfer, 1970, vol 92, 53–60.

Författarnas adresser

Dr. Franz Joos

Philipp Brunner

Dr. Burkhard Schulte-Werning

Dr. Khawar Syed

ABB Power Generation Ltd

P.O. Box

CH-5401 Baden

Fax: +41 56 205 8254

E-mail:

[email protected]

[email protected]

Dr. Adnan Eroglu

ABB Corporate Research

Segelhof

CH-5405 Baden-Dättwil

Fax: +41 56 486 7359

E-mail:

[email protected]


Documents

Utvecklingen av det sekventiella för- bränningssystemet