Technisches Gebiet
Die vorliegende Erfindung betrifft eine mehrstufige Druckdralldüse gemäss Oberbegriff des Anspruchs 1; sie betrifft auch ein Verfahren zum Betrieb ebendieser Düse.
Technologischer Hintergrund und Stand der Technik
Die Vorgabe, die Schadstoffemissionen, insbesondere die NOx-Emissionen, beim Betrieb von Gasturbinen zu minimieren, hat zu Brennkammerarten geführt, die mehrere annular oder gruppenweise angeordnete Brenner aufweisen. Es hat sich gezeigt, dass bei der Verbrennung von flüssigen Brennstoffen, also regelmässig von \l, aus Kosten-, Wirkungsgrad - und Aufwandgründen erwünscht ist, auf ein luftunterstütztes Zerstäubungsverfahren zu verzichten. Um dies zu verwirklichen ist man dazu übergegangen, Zerstäubungsverfahren mit hohen Flüssigkeitsdrücken einzusetzen. Konkret geschieht dies mittels Einsatzes von Druckdralldüsen. Soll nun der ganze Betriebsbereich einer Gasturbine von der Zündung über den Leerlauf bis hin zur Vollast durch eine einzige Düse abgedeckt werden, so müssen mehrstufige Druckdralldüsen zur Anwendung gelangen.
Bei Brennkammern von Gasturbinen, die mit mehreren Brennern ausgerüstet sind, und welche mit flüssigen Brennstoffen betrieben werden, haben die Druckdralldüsen folgende Anforderung zu erfüllen:
a) Bei Zündung, bei welcher ca. 1/15 der Vollast-Brennstoffmenge zur Verbrennung kommt, soll die Flamme von Brenner zu Brenner durchzünden; es wird ein grosser Sprühwinkel von ca. 90 DEG -120 DEG verlangt;
b) Bei Leerlauf, bei welcher ca. 1/3 der Vollast-Brennstoffmenge zur Verbrennung kommt, darf die magere Löschgrenze der Flamme nicht überschritten werden.
Da die Löschgrenze sich verbessert, wenn die relative Brennstoffkonzentration auf der Brennerachse steigt, muss der Sprühwinkel in diesem Betriebsbereich verkleinert werden, vorzugsweise auf 60 DEG ;
c) Bei Vollast, bei welcher die ganze Brennstoffmenge zur Verbrennung kommt, soll das Rezirkulationsgebiet des Drallbrenners nicht unnötig angefettet werden, um eine übermässige NOx-Produktion zu verhindern. Daher soll der Sprühwinkel nun wieder vergrössert werden. Da die Luftzahl in etwa mit derjenigen bei der Zündung vergleichbar ist, ist dies möglich, ohne dass die Löschgrenze erreicht ist.
In Ermangelung einer spezifischen Lösung könnten die oben gestellten Anforderungen mit mehreren dem jeweiligen Betriebsbereich angepassten Druckdralldüsen erfüllt werden, was aber naheliegend zu Brennkammern führt, deren Betrieb einer komplizierten Schaltung bedarf, abgesehen davon, dass eine solche Anzahl Düsen die konstruktive Ausgestaltung der Brennkammer nicht vereinfachen würde.
Es sind Mehrfach-Druckdralldüsen bekannt geworden, welche beispielsweise mit zwei konzentrischen Drallzerstäubern zur Abdeckung zweier Betriebsstufen arbeiten. An einem vorgegebenen Betriebspunkt wird von einer auf die andere Stufe umgeschaltet oder die zweite Stufe mit geringem Durchsatz zusätzlich in Betrieb genommen. Im allgemeinen treten schon zwischen Zündung und Leerlauf Betriebspunkte auf, an denen der Brennstoff schlecht zerstäubt wird. Die Anforderungen a)-c) können mit solchen Zerstäubern nicht erfüllt werden.
Aufgabe der Erfindung
Hier will die Erfindung Abhilfe schaffen. Der Erfindung, wie sie in den Ansprüchen gekennzeichnet ist, liegt die Aufgabe zugrunde, eine Druckdralldüse der eingangs genannten Art vorzuschlagen, welche eine brennstoffmässige Dreistufigkeit beinhaltet, dies um die zugrundegelegten Betriebszustände, nämlich Zündung, Leerlauf und Vollast ohne Übergangsstörungen und im gewünschten betrieblichen optimalen Mass abdecken zu können.
Der wesentliche Vorteil der Erfindung ist darin zu sehen, dass eine 3stufige Druckdralldüse bereitgestellt wird, welche für den ganzen Betriebsbereich einer Gasturbine, von der Zündung bis zur Vollast, mit Druckzerstäubung betrieben werden kann, ohne dass sich in den einzelnen Betriebszuständen eine mangelhafte Zerstäubungsgüte einstellt, d.h. sowohl die optimale Brennstoffmenge als auch der optimale Sprühwinkel ist in jedem Betriebsbereich durch die erfindungsgemässe Düse gewährleistet, d.h. des weiteren, dass beim Übergang von a) zu b) (Zündung zu Leerlauf) immer eine sehr gute Zerstäubungsgüte gewährleistet ist.
Kurze Beschreibung der Figuren
Im folgenden wird anhand der Zeichnung ein Ausführungsbeispiel der Erfindung erläutert. Alle für das unmittelbare Verständnis der Erfindung nicht erforderlichen Elemente sind fortgelassen. Gleiche Elemente sind in den Figuren mit den gleichen Bezugszeichen versehen.
Es zeigt:
Fig. 1 eine 3stufige Druckdralldüse im Längsschnitt und
Fig. 2 einen Querschnitt durch die Druckdralldüse, etwa in der Mitte der Düse.
Beschreibung des Ausführungsbeispiels
Fig.1 zeigt eine Druckdralldüse im Längsschnitt, wobei darin die drei Brennstoff-Zuführungskanäle ersichtlich sind. Die Druckdralldüse selbst besteht aus mehreren Einzelteilen, welche zu einer kompakten Einheit zusammengeführt sind. Ein erster lanzenförmiger Grundkörper 1 ist in seiner Längsrichtung durch drei verschieden grosse Brennstoff-Zuführungskanäle 2, 3, 4 durchzogen. Ein Anschlusskörper 5 schliesst sich dem Grundkörper 1 an, wobei dort die Brennstoffzuführungskanäle 2, 3, 4 ihre Fortsetzung finden. Der innere Abschluss dieses Anschlusskörpers 5, brennkammerseitig, ist durch eine Drallkammer 6 gebildet, in welche die Brennstoffzuführungskanäle 2, 3 münden. Eine weitere Büchse 7 wird über das verjüngte Ende des Anschlusskörpers 5 gestülpt.
Seine spitz auslaufende Endpartie 8 bildet im Zusammenwirken mit der inneren Ausgestaltung des Bodens 9 der Büchse 7 eine weitere Drallkammer 10, in welche der Brennstoffzuführungskanal 4 mündet. Zur besseren Auseinanderhaltung dieser beiden Drallkammern 6, 10 wird eine Bezeichnung gewählt, welche im Zusammenhang mit der strömungsmässigen Brennstoffzuführung steht: Die Drallkammer 6, in welche die Zuführungskanäle 2, 3 münden, ist die innere Drallkammer; bei der anderen Drallkammer 10, in welche der Zuführungskanal 4 mündet, handelt es sich um die äussere Drallkammer. Die innere Drallkammer 6 ist mit einer Austrittsbohrung 11 versehen, durch welche die zerstäubte Brennstoffmenge aus den Zuführungskanälen 2, 3 in die Brennkammer gesprüht wird. Der äussere Punkt dieser Austrittsbohrung 11 steht in etwa bündig mit der äusseren Fläche 12 der Büchse 7.
Zwischen der äusseren Fläche der Endpartie 8 des Anschlusskörpers 5 und der Büchse 7 ist ein weiterer Durchgang 13 vorgesehen, durch welchen die zerstäubte Brennstoffmenge aus dem Zuführungskanal 4 in die Brennkammer gesprüht wird. Zwei Abdeckrohre 1a,1b sorgen dafür, dass die einzelnen Teilkörper der Druckdralldüse zu einer Einheit zusammengeführt werden. So ist auf das Abdeckungsrohr 1b hinzuweisen, welches die axiale Arretierung der Büchse 7 bewerkstelligt, indem dieses auf Anschlusskörper 5 aufgewindet und dort durch eine übliche Vorkehrung drehgesichert 14 wird. Das andere Rohr 1a hat reine Abdeckungsfunktionen sowie die Aufgabe, die lanzenförmige Ausgestaltung der Druckdralldüse formmässig zu sichern.
Was die Betriebsbereichabdeckung durch die einzelnen Brennstoff-Zuführungskanäle 2, 3, 4 anbelangt, so gilt folgende Schaltung: Die Brennstoffzuführung über Kanal 2 dient der Zündung der Brennkammer; kommt die Brennstoffmenge aus Kanal 3 hinzu, so steuert die Gasturbine auf Leerlauf; schlussendlich wenn noch die Brennstoffmenge über Kanal 4 angeliefert wird, so geht die Gasturbine auf Vollast. Die innere Drallkammer 6 besitzt zwei Gruppen von tangentialen Einlassöffnungen 2a, 3a. Der Exenterradius und die Eintrittsfläche der kleineren Gruppe 2a sowie die Austrittsbohrung 11 sind so gewählt, dass sich die richtige \lmenge für das Durchzünden von Brenner zu Brenner beim maximal zulässigen Brennstoffdruck einstellt. Aufgrund des hohen Eintrittsdralls des Brennstoffes in die innere Drallkammer ergibt sich der erwünschte grosse Sprühwinkel.
Der Brennstoffdruck am Ende der kleinen Einlassöffnungen 2a über Zuführungskanal 2, also am Eintritt in die innere Drallkammer 6, liegt nur geringfügig unter dem Brennstoffvordruck. Wird nun weiterer Brennstoff durch die zweite grössere Gruppe von Einlassöffnungen 3a über Zuführungskanal 3 zugeführt, so geschieht dies, indem gegen den hohen Druck gefördert werden muss. Aufgrund des hohen Energieaufwandes in dieser zweiten Förderstufe vom Förderbeginn weg, tritt kaum eine Verschlechterung hinsichtlich Zerstäubungsgüte ein, es entsteht also bezüglich Drucks kein Absacken. Erreicht auch diese zweite Brennstoffzufuhr über Zuführungskanal 3 den maximalen Brennstoffdruck, stellt dies die benötigte Brennstoffmenge dar, um Leerlaufbetrieb der Gasturbine sicherzustellen.
Da diese zweite Förderstufe über die Einlassöffnungen 3a einen kleineren Drall gegenüber demjenigen über Einlassöffnungen 2a erzeugt, sinkt der Sprühwinkel auf das gewünschte Mass ab: Da sich die Löschgrenze bei Steigerung der relativen Brennstoffkonzentration auf der Brennerachse stark erhöht, muss der Sprühwinkel in diesem Betriebsbereich verkleinert werden, dies vorzugsweise auf ca. 60 DEG . Der restliche Brennstoff bis zur Vollastmenge wird nun über Zuführungskanal 4 und über die Einlassöffnungen 4a der äusseren Drallkammer 10 zugeführt. Während dieser Phase ist es hier aus regelungstechnischen Gründen sinnvoll, die zweite Förderungsstufe über die Einlassöffnungen 3a auf eine redundante Brennstoffmenge einzustellen.
Im Bereich niedriger Maschinenlast ergibt sich aus dem über den Zuführungskanal 4 in die äussere Drallkammer 10 eingedüsten Brennstoffanteils eine relativ grobe Zerstäubung derselben. Da diese Stufe konstruktionsmässig für einen grossen Sprühwinkel ausgelegt ist, könnten bei geringem Brennstoffvordruck Probleme bezüglich Wandbenetzung auftreten. Es lässt sich jedoch zeigen, dass in diesem Betriebsbereich aufgrund der niedrigen Reynoldszahlen ein starker Drallverlust auftritt, der zunächst den Sprühwinkel massiv verkleinert. Erst mit steigender Brennstoffmenge und Verbesserung der Zerstäubung, wird sich dann bei mittlerer Last der Sprühwinkel wieder leicht vergrössern, wobei dann aber keine Benetzungsgefahr mehr besteht. Bei hoher Last ergeben sich dann 120 DEG .
Die Anzahl der tangentialen Einlassöffnungen 2a, 3a ist vorzugsweise auf je 2-4 festzulegen, dies um eine gleichmässige Drallströmung bereitstellen zu können. Indessen ist auch eine andere Bohrungszahl denkbar. Diese Einlassöffnungen 2a, 3a sind auf den Einlassumfang in die innere Drallkammer 6 gleichmässig verteilt, wobei die kleinere Gruppe von Einlassöffnungen 3a, nebst dem in Fig. 1 ersichtlichen axialen Abstand zueinander, auch noch radial zueinander um 45 DEG verschoben sind. Somit wird die innere Drallkammer 6 von vorzugsweise 6-8 tangential gelegten Einlassöffnungen beaufschlagt. Wenn die zweite Betriebsstufe auf Leerlaufbetrieb über den Brennstoff-Zuführungskanal 3 angesteuert wird, so fügt sich die hieraus entstehende Drallströmung störungsfrei in die bereits in die inneren Drallkammer 6 existierende Drallströmung aus den Einlassöffnungen 2a.
Die anderen Einlassöffnungen 4a in die äussere Drallkammer 10 über Brennstoff-Zuführungskanal 4 weisen auch eine tangentiale Führung auf. Beide Drallkammern 6, 10 verengen sich gegen ihre brennkammerseitigen \ffnungen resp. Durchgang 11, 13 hin düsenförmig, damit die gewünschte Grösse der einzelnen Sprühwinkel des Brennstoffes und vor allem die richtigen Brennstoffdurchsätze in die Brennkammer zustande kommen.
Fig. 2 zeigt wie die geometrische Linienführung der einzelnen Brennstoff-Zuführungskanäle 2, 3, 4 aufgeteilt ist. Selbstverständlich ist auch eine andere flächenmässige Aufteilung denkbar.
Technical field
The present invention relates to a multi-stage pressure swirl nozzle according to the preamble of claim 1; it also relates to a method of operating the same nozzle.
Technological background and state of the art
The requirement to minimize the pollutant emissions, in particular the NOx emissions, during the operation of gas turbines has led to combustion chamber types which have a plurality of burners arranged in an annular or grouped manner. It has been shown that for the combustion of liquid fuels, i.e. regularly of \ l, for reasons of cost, efficiency and effort, it is desirable to forego an air-assisted atomization process. In order to achieve this, the transition has been made to using atomization processes with high liquid pressures. Specifically, this is done using pressure swirl nozzles. If the entire operating range of a gas turbine is to be covered by a single nozzle, from ignition to idling to full load, then multi-stage pressure swirl nozzles must be used.
For combustion chambers of gas turbines that are equipped with several burners and that are operated with liquid fuels, the pressure swirl nozzles must meet the following requirements:
a) With ignition, in which approximately 1/15 of the full-load fuel quantity is burned, the flame should ignite from burner to burner; a large spray angle of approx. 90 ° -120 ° is required;
b) When idling, at which approximately 1/3 of the full-load fuel quantity is burned, the lean extinguishing limit of the flame must not be exceeded.
Since the extinguishing limit improves when the relative fuel concentration on the burner axis increases, the spray angle must be reduced in this operating range, preferably to 60 °;
c) At full load, in which the entire amount of fuel is burned, the recirculation area of the swirl burner should not be greased unnecessarily in order to prevent excessive NOx production. Therefore, the spray angle should now be increased again. Since the air ratio is roughly comparable to that of the ignition, this is possible without reaching the extinguishing limit.
In the absence of a specific solution, the above requirements could be met with several pressure swirl nozzles adapted to the respective operating range, which obviously leads to combustion chambers whose operation requires a complicated circuit, apart from the fact that such a number of nozzles would not simplify the structural design of the combustion chamber .
Multiple pressure swirl nozzles have become known which work, for example, with two concentric swirl atomizers to cover two operating stages. At a predetermined operating point, the system switches from one stage to the other or the second stage is started up with a low throughput. In general, operating points occur between ignition and idling at which the fuel is poorly atomized. The requirements a) -c) cannot be met with such atomizers.
Object of the invention
The invention seeks to remedy this. The invention, as characterized in the claims, is based on the object of proposing a pressure swirl nozzle of the type mentioned at the outset, which includes a fuel-based three-stage arrangement, in order to take into account the underlying operating states, namely ignition, idling and full load without transition disturbances and in the desired operational optimum level to be able to cover.
The main advantage of the invention can be seen in the fact that a 3-stage pressure swirl nozzle is provided, which can be operated with pressure atomization for the entire operating range of a gas turbine, from ignition to full load, without a poor atomization quality occurring in the individual operating states, ie Both the optimal amount of fuel and the optimal spray angle are guaranteed in every operating range by the nozzle according to the invention, i.e. furthermore, that at the transition from a) to b) (ignition to idling) a very good atomization quality is always guaranteed.
Brief description of the figures
In the following an embodiment of the invention will be explained with reference to the drawing. All elements not necessary for the immediate understanding of the invention have been omitted. Identical elements are provided with the same reference symbols in the figures.
It shows:
Fig. 1 is a 3-stage pressure swirl nozzle in longitudinal section and
Fig. 2 shows a cross section through the pressure swirl nozzle, approximately in the middle of the nozzle.
Description of the embodiment
Fig. 1 shows a pressure swirl nozzle in longitudinal section, the three fuel supply channels can be seen therein. The pressure swirl nozzle itself consists of several individual parts, which are combined to form a compact unit. A first lance-shaped base body 1 is traversed in its longitudinal direction by three differently sized fuel supply channels 2, 3, 4. A connector body 5 connects to the base body 1, where the fuel supply channels 2, 3, 4 are continued. The inner end of this connection body 5, on the combustion chamber side, is formed by a swirl chamber 6, into which the fuel supply channels 2, 3 open. Another sleeve 7 is placed over the tapered end of the connector body 5.
Its pointed end portion 8, in cooperation with the inner configuration of the bottom 9 of the sleeve 7, forms a further swirl chamber 10, into which the fuel supply channel 4 opens. To better distinguish these two swirl chambers 6, 10, a designation is chosen which is related to the flow of fuel: the swirl chamber 6, into which the supply channels 2, 3 open, is the inner swirl chamber; the other swirl chamber 10, into which the feed channel 4 opens, is the outer swirl chamber. The inner swirl chamber 6 is provided with an outlet bore 11, through which the atomized fuel quantity from the supply channels 2, 3 is sprayed into the combustion chamber. The outer point of this outlet bore 11 is approximately flush with the outer surface 12 of the sleeve 7.
A further passage 13 is provided between the outer surface of the end part 8 of the connecting body 5 and the bushing 7, through which the atomized fuel quantity is sprayed from the supply duct 4 into the combustion chamber. Two cover tubes 1a, 1b ensure that the individual partial bodies of the pressure swirl nozzle are brought together to form a unit. Thus, reference should be made to the cover tube 1b, which brings about the axial locking of the bushing 7 by winding it onto the connecting body 5 and securing it against rotation 14 there by a conventional precaution. The other tube 1a has purely covering functions and the task of ensuring the shape of the lance-shaped configuration of the pressure swirl nozzle.
As far as the operating area coverage by the individual fuel supply channels 2, 3, 4 is concerned, the following circuit applies: the fuel supply via channel 2 serves to ignite the combustion chamber; if the amount of fuel from channel 3 is added, the gas turbine steers to idle; finally, if the amount of fuel is still supplied via channel 4, the gas turbine goes to full load. The inner swirl chamber 6 has two groups of tangential inlet openings 2a, 3a. The eccentric radius and the inlet area of the smaller group 2a and the outlet bore 11 are selected such that the correct quantity for the ignition of burner to burner is set at the maximum permissible fuel pressure. Due to the high entry swirl of the fuel into the inner swirl chamber, the desired large spray angle results.
The fuel pressure at the end of the small inlet openings 2a via the feed channel 2, that is to say at the entry into the inner swirl chamber 6, is only slightly below the fuel admission pressure. If additional fuel is now supplied through the second larger group of inlet openings 3a via supply channel 3, this is done by having to deliver against the high pressure. Due to the high energy consumption in this second funding stage from the start of funding, there is hardly any deterioration in the quality of atomization, so there is no sagging in terms of pressure. If this second fuel supply via supply channel 3 also reaches the maximum fuel pressure, this represents the amount of fuel required to ensure idle operation of the gas turbine.
Since this second delivery stage generates a smaller swirl than that via inlet openings 2a via the inlet openings 3a, the spray angle drops to the desired level: Since the extinguishing limit increases sharply as the relative fuel concentration on the burner axis increases, the spray angle must be reduced in this operating range , preferably to about 60 °. The remaining fuel up to the full load quantity is now fed to the outer swirl chamber 10 via the feed channel 4 and the inlet openings 4a. During this phase, for reasons of control engineering, it makes sense to set the second delivery stage to a redundant fuel quantity via the inlet openings 3a.
In the area of low machine loads, the fuel portion injected into the outer swirl chamber 10 via the feed channel 4 results in a relatively coarse atomization thereof. Since this stage is designed for a large spray angle, problems with wall wetting could occur with a low fuel pressure. However, it can be shown that due to the low Reynolds numbers, there is a strong swirl loss in this operating range, which initially massively reduces the spray angle. Only when the amount of fuel increases and the atomization improves, will the spray angle increase slightly again at medium load, but then there is no longer any risk of wetting. This results in 120 ° at high load.
The number of tangential inlet openings 2a, 3a should preferably be set to 2-4, in order to be able to provide a uniform swirl flow. However, a different number of holes is also conceivable. These inlet openings 2a, 3a are evenly distributed over the circumference of the inlet into the inner swirl chamber 6, the smaller group of inlet openings 3a, in addition to the axial distance from one another shown in FIG. 1, also being shifted radially by 45 ° to one another. The inner swirl chamber 6 is thus acted upon by preferably 6-8 tangentially arranged inlet openings. If the second operating stage is driven to idle operation via the fuel supply channel 3, the swirl flow resulting therefrom fits into the swirl flow from the inlet openings 2a already existing in the inner swirl chamber 6.
The other inlet openings 4a into the outer swirl chamber 10 via the fuel supply channel 4 also have a tangential guide. Both swirl chambers 6, 10 narrow respectively against their openings on the combustion chamber side. Passage 11, 13 towards a nozzle, so that the desired size of the individual spray angles of the fuel and, above all, the correct fuel throughputs into the combustion chamber are achieved.
Fig. 2 shows how the geometric lines of the individual fuel supply channels 2, 3, 4 is divided. A different division of area is of course also conceivable.