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Entwicklung eines Verbrennungsmodellsfür Brennkammern von Fluggasturbinen

eingereicht von

Diplom-Ingenieur

Andreas Wulff

aus Blankenfelde

Vom Fachbereich 10 - Verkehrswesen und Angewandte Mechanik

der Technischen Universität Berlin

zur Erlangung des akademischen Grades

Doktor der Ingenieurwissenschaften

- Dr.-Ing.-

genehmigte Dissertation

Promotionsausschuß:

Vorsitzender: Prof. Dr.-Ing. J. Thorbeck

Berichter: Prof. Dr.-Ing. J. Hourmouziadis

Berichter: Prof. Dr.-Ing. H. Pucher

Tag der wissenschaftlichen Aussprache: 09.07.2001

Tag der Einreichung: 21.02.2001

Technische Universität Berlin

Juli 2001

D 83

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Erklärung

Hiermit versichere ich an Eides Statt, daß ich die vorliegende Arbeit selbständig und

nur unter Zuhilfenahme der angegebenen Hilfsmittel angefertigt habe.

Blankenfelde, im Juli 2001

Vorwort

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Vorwort

Ein Großteil der vorliegenden Arbeit entstand während meiner knapp vierjährigen Tätigkeit

als wissenschaftlicher Mitarbeiter am Fachgebiet Luftfahrtantriebe des Instituts für Luft- und

Raumfahrt der Technischen Universität Berlin. Mein Dank gilt allen Personen, die auf die

eine oder andere Weise zum Entstehen dieser Arbeit beigetragen haben.

Zu großem Dank verpflichtet bin ich Prof. Dr.-Ing. J. Hourmouziadis, der die Betreuung die-

ser Arbeit als Hauptberichter übernommen hat und mir während dieser Zeit mit Rat und Tat

zur Seite stand. Die vielen, teils kontrovers geführten Diskussionen haben einen wesentli-

chen Beitrag zum Fortschritt der Arbeit geleistet.

Darüberhinaus danke ich den weiteren Mitarbeitern des Fachgebiets, besonders Herrn Dipl.-

Ing. D. Schweng für die Anregungen und Hinweise, die sich aus den zahllosen Gesprächs-

runden ergeben haben.

Dankenswerter Weise hat sich Prof. Dr.-Ing. H. Pucher nach Begutachung meiner Studien-

und Diplomarbeit ein weiteres Mal als Betreuer einer meiner Arbeiten zur Verfügung gestellt,

um als Mitberichter tätig zu werden.

Schließlich möchte ich an dieser Stelle auf keinen Fall versäumen, den Personen herzlich zu

danken, deren Unterstützung in Form von Geduld und Verständnis in meinen Augen einen

unvergleichlich hohen Anteil am Zustandekommen dieser Arbeit hat: meiner Frau Katrin und

meinen Töchtern Lisa und Tina. Ich hoffe in Zukunft die Gelegenheit zu haben, einen Teil

des in Anspruch genommenen Kredits zurückgeben zu können.

Blankenfelde, im Sommer 2001

Zusammenfassung

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Zusammenfassung

In der vorliegenden Arbeit wird eine Methode zur Optimierung der Auslegung und Regelung

gestufter Brennkammern hinsichtlich der Schadstoffbildung vorgestellt. Grundlage bildet ein

analytisches, eindimensionales Verbrennungsmodell für Gasturbinen-Brennkammern zur

Berechnung der Emissionen von Stickoxiden, Kohlenmonoxid und unverbrannten Kohlen-

wasserstoffen. Dazu wird die Brennkammer aus einer Reihe von Reaktoren modelliert, de-

nen anhand einer angenommenen Luftverteilung innerhalb des Flammrohrs charakteristi-

sche Brennstoff-Luft-Verhältnisse zugeordnet werden. Zur Beschreibung der wesentlichen

Phänomene werden charakteristische Temperaturen definiert. Aufbauend auf der Ausbrand-

berechnung, in der im wesentlichen Stöchiometrie-, Dissoziations-, Kinetik- und Brenn-

stoffaufbereitungseffekte Berücksichtigung finden, wird durch charakteristische Korrelationen

von Kohlenmonoxid und unverbrannten Kohlenwasserstoffen auf das Niveau dieser Emis-

sionen Rückschluß gezogen. Die Modellierung der Stickoxidentstehung erfolgt auf der

Grundlage des Zeldovich-Mechanismus, der den für Fluggasturbinen-Brennkammern typi-

schen Reaktionspfad zur Entstehung thermischer Stickoxide widerspiegelt. Das Modell wur-

de an Testdaten von verschiedenen Brennkammern konventioneller Bauart, die aus der

Fachliteratur entnommen wurden, skaliert und validiert. Es wurde Wert darauf gelegt, den

numerischen Aufwand zu beschränken, um durch funktionale Erweiterung zur Behandlung

gestufter Brennkammern und Einarbeitung in eine Optimierungsroutine Rückschlüsse auf die

zweckmäßige Auslegung und den zweckmäßigen Betrieb gestufter Brennkammern ziehen

zu können. Für eine Brennkammerauslegung wurde das Betriebsverhalten untersucht, vor-

teilhafte Betriebsweisen vorgeschlagen und das Emissionsreduktionspotential abgeschätzt.

Inhaltsverzeichnis

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Inhaltsverzeichnis

Inhaltsverzeichnis ............................................................................................................5

Abkürzungsverzeichnis....................................................................................................6

Abbildungsverzeichnis .....................................................................................................7

Tabellenverzeichnis.........................................................................................................8

1 Einleitung ........................................................................................................................91.1 Die relevanten Schadstoffe und ihre Wirkungen ..........................................................91.2 Innovative Brennkammerkonzepte.............................................................................141.3 Zielstellung der vorliegenden Arbeit ...........................................................................15

2 Quellenstudium .............................................................................................................182.1 Entwicklung der gestuften Brennkammer...................................................................182.2 Entwicklung der Verbrennungsmodellierung ..............................................................27

3 Anforderungen an Brennkammern von Flugantrieben ...................................................313.1 Überblick ...................................................................................................................313.2 ICAO-Zulassungsrichtwerte .......................................................................................31

4 Modellierung des Verbrennungsvorgangs .....................................................................344.1 Allgemeine Einführung in die Modellierung ................................................................344.2 Berechnung des Ausbrands.......................................................................................374.3 Abschätzung der CO- und UHC-Emissionen .............................................................434.4 Ermittlung der Stickoxidemissionen ...........................................................................444.5 Validierung des Verbrennungsmodells.......................................................................50

5 Modellanwendung: Erstellung von Emissionskennfeldern .............................................545.1 Thermodynamisches Triebwerksmodell .....................................................................545.2 Beispiel-Triebwerksauslegung ...................................................................................555.3 Auslegungsstudie ......................................................................................................56

6 Funktionale Erweiterung des Modells ............................................................................586.1 Modellerweiterung zur Behandlung gestufter Brennkammern....................................586.2 Berücksichtigung der Betriebsanforderungen ............................................................596.3 Rußentstehung ..........................................................................................................646.4 Verfahren zur Auslegungsoptimierung .......................................................................64

7 Ergebnisdarstellung und Diskussion..............................................................................687.1 Optimierungsergebnis für die Auslegung der gestuften Brennkammer.......................687.2 Einfluß der Auslegungsbeschränkungen und Optimierungsvorgaben ........................877.3 Minimierung der Stickoxidproduktion im Reiseflug .....................................................90

8 Schlußfolgerungen ........................................................................................................94

Anhang A ......................................................................................................................95

Anhang B ......................................................................................................................96

Anhang C ......................................................................................................................97

Literaturverzeichnis .......................................................................................................98

Liste weiterer Veröffentlichungen.................................................................................105

Lebenslauf...................................................................................................................106

Abkürzungs- und Symbolverzeichnis

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Abkürzungsverzeichnisα - Brennstoff-Luft-VerhältnisΓ - Ziel- oder Optimierungsfunktionγ - Wichtungsfaktorη - Wirkungsgradλ - Nebenstromverhältnis,

- Wärmeleitfähigkeit (Kap. 4.2) W/(m K)µBS - Brennstoffaufteilungνij - stöchiometrische UmsatzzahlΠ - Gesamtdruckverhältnisρ - Dichte kg/m3

σ - Standardabweichungτ - Aufenthaltszeit sΦ - ÄquivalenzverhältnisΦ - mittleres Primärzonenäquivalenzverhält-

nisϕ - Volumenanteil einer Brennkammerzoneχ - Massenstromanteil einer Brennkammerzo-

neΨBS - Stufungsparameter kg/(s Pa0,9)ΨSi - Zündparameter kg/(s m3 Pa1,3)A - Querschnittsfläche m2

AP - AuslegungspunktASC - Axially Staged CombustorBS - Brennstoffc - Konzentration mol/cm3

CAS - Calibrated Air Speed m/sCFD - Computational Fluid DynamicsCO - Kohlenmonoxidcp - spezifische Wärmekapazität J/kgKCTM - Characteristic Time ModelD - Konstanted - Diffusionskoeffizient m2/sDp - Emissionssumme lt. ICAO gDAC - Double Annular CombustorDam1 - DamköhlerzahlDLR - Deutsches Zentrum für Luft- und

RaumfahrtE - Aktivierungsenergie J/molE3 - Energy Efficent Engine ProgramECCP- Experimental Clean Combustor

ProgramEI - Schadstoff-Emissionsindex g/kgBS

EPR - Engine Pressure Ratio P5/P2

F - Schub kNFADEC-Full Authority Digital Enging Controlg - Bewertungsfunktion für Schadstoff-EIGE - General ElectricH - Häufigkeitsfaktor

- spezifische Enthalpie J/kg- Höhe m

HSt - HauptstufeHu - unterer Heizwert J/kgICAO - International Civil Aviation OrganizationISA - Internationale StandardatmosphäreKts - Knots, KnotenkR - ReaktionskonstanteL - charakteristische Länge mM - molare Masse kg/mol&m - Massendurchsatz kg/s

NNDR,red - reduzierte Niederdruckrotor-DrehzahlNNDR/√T2

NOx - Stickstoffmonoxid + StickstoffdioxidP - Druck PaPLA - Power Lever Angle, SchubhebelstellungPRTP - Pollution Reduction Technology ProgramPSt - PilotstufePZ - PrimärzoneP&W - Pratt & WhitneyQ - spezifische Wärme J/kgQCSEE - Quiet Clean Short-haul

Experimental Engine ProgramR - Spezielle Gaskonstante J/(kg K)ℜ - Universelle Gaskonstante J/(mol K)r - Reaktionsgeschw. (Kap.4) mol/(cm3 s)

- Raumanteil (Kap.4.4)S - MischungsparameterSLS - Sea Level Static = BodenstandfallSMD - mittlerer Tröpfchendurchmesser µmT - Temperatur KT.O. - Take Off, StartTmb - mittlere Destillationstemperatur KU - Geschwindigkeit m/sUHC - unverbrannte KohlenwasserstoffeV - Brennraumvolumen m3

W - Wärmequellenstärke J/molX - MassenanteilZP - Zerstäubungsparameter m/K

IndizesΦ - entsprechend aktuellem ΦΦ=1 - stöchiometrisch0 - Referenzwert zur Ermittlung mittl. cp’s00 - Nennwert2 - Verdichtereintritt3 - Brennkammereintritt5 - TurbinenaustrittA - Ausbrandad - adiabatakt - aktuellAufb - AufbereitungBS - BrennstoffCO - KohlenmonoxidDam - DamköhlerDiss - Dissoziationges - gesamti - Stoff ij - ZählindexL - Luftm - Mittelwertmax - maximalmb - midboilingNDR - NiederdruckrotorNO - StickstoffmonoxidPZ - Primärzoneref - Referenzres - AufenthaltRG - Rauchgasz - aktuelle BrennkammerzoneZP - Zerstäubungsparameterzu - zugeführt

Abbildungs- und Tabellenverzeichnis

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Abbildungsverzeichnis

Abbildung 1.2-1 Emissionscharakteristik konventioneller Brennkammern (schematisch)..14Abbildung 1.2-2 Emissionscharakteristik konventioneller Brennkammern am Beispiel der

Meßergebnisse zur Zulassung nach ICAO-Richtlinien (ICAO 1993) .......15Abbildung 2.1-1 Bauformen gestufter Brennkammern ......................................................18Abbildung 2.1-2 Modifikation des Brennstoffsystems und untersuchter Bereich der

Brennstoffaufteilungen für das innerhalb des „Experimental CleanCombustor Program“ untersuchte Double Annular Combustor-Konzeptdes CF6-50-Triebwerks ..........................................................................19

Abbildung 2.1-3 Modifikation des Double Annular Combustor-Konzepts für das CF6-50-Triebwerk innerhalb des „Quiet Clean Short-Haul Experimental Engine“-Programms und untersuchte Brennstoff-Aufteilungen.............................20

Abbildung 2.1-4 Axially Staged Combustor-Entwurf von Pratt & Whitney .........................22Abbildung 2.1-5 Ausbrand- und NOx-Charakteristik des Axially Staged Combustor-

Entwurfs im V2500-A5 ............................................................................23Abbildung 2.1-6 Auslegung des Double Annular Combustor für das CFM56-5B-Triebwerk

...............................................................................................................24Abbildung 2.1-7 Auslegung des Double Annular Combustor für das Triebwerk GE90 ......24Abbildung 2.1-8 Stufungslogik für den CFM56-5B Double Annular Combustor.................25Abbildung 2.1-9 Vergleich der NOx-Emissionen gestufte - ungestufte Brennkammern

(ICAO 1993/2+Ergänzungen) .................................................................26Abbildung 2.1-10 Modifikation der gestuften Brennkammer von BMW Rolls-Royce............26Abbildung 4.1-1 Modellierung der Brennkammergeometrie ..............................................34Abbildung 4.1-2 Charakteristische Verbrennungstemperaturen bei typischen

Brennkammerbedingungen.....................................................................35Abbildung 4.2-1 Verbrennungstemperaturen über Äquivalenzverhältnis für typische

Brennkammerbedingungen.....................................................................37Abbildung 4.2-2 Schema der Ausbrandberechnung für Modellierung in drei Zonen..........43Abbildung 4.3-1 Brennkammertypische Abhängigkeit der Emissionen von Kohlenmonoxid

und unverbrannten Kohlenwasserstoffen................................................44Abbildung 4.4-1 Stickoxid-Gleichgewichtskonzentration: Vergleich der Näherung mit der

exakten Lösung nach dem Gleichgewichtsprogram Equilibrium (Pratt/Pratt1984, Pratt/Heiser 1994).........................................................................46

Abbildung 4.4-2 Einfluß der Feuchtekorrektur auf die Korrelationsgüte ............................48

Abbildung 4.4-3 Häufigkeitsverteilung für T=750K, P=10bar, Φ =0,9, σ=0,3 ....................49Abbildung 4.5-1 Ergebnisse der Ausbrandberechnung Vergleich Meßwerte -

Berechnungsergebnisse .........................................................................51Abbildung 4.5-2 Ausbrandberechnung für Triebwerke mit Druckzerstäubern ...................52Abbildung 4.5-3 Vergleich berechneter/gemessener EI CO/UHC für CFM56....................53Abbildung 5.2-1 Angenommener Flugbereich für Beispiel-Triebwerksauslegung..............55Abbildung 5.3-1 Ausbrandcharakteristik für Beispiel-Brennkammerentwurf in Abhängigkeit

von der Triebwerksauslegung .................................................................56Abbildung 5.3-2 NOx-Charakteristik für Beispiel-Brennkammerentwurf in Abhängigkeit von

der Triebwerksauslegung........................................................................57Abbildung 6.1-1 Modellierung der Geometrie gestufter Brennkammern............................58Abbildung 6.2-1 Flammenstabilitätskriterium nach Mattingly 1996....................................61Abbildung 6.2-2 Stabilitätsbereich im relevanten Φ-Bereich .............................................62Abbildung 6.4-1 Bewertungsschema für Brennkammerauslegungen................................65Abbildung 6.4-2 Optimierungsschema..............................................................................67Abbildung 7.1-1 Optimierte Brennkammerauslegung........................................................69Abbildung 7.1-2 Sensibilität des Optimierungsergebnisses Γ gegenüber der Variation der

Auslegungsparameter.............................................................................70Abbildung 7.1-3 Einfluß der Primärzonengestaltung der Hauptstufe auf das

Optimierungsergebnis.............................................................................71

Abbildungs- und Tabellenverzeichnis

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Abbildung 7.1-4 Einfluß der Primärzonengestaltung der Pilotstufe auf dasOptimierungsergebnis.............................................................................72

Abbildung 7.1-5 Stabilitätsdiagramm für Brennkammerauslegung entsprechend Abbildung7.1-1 .......................................................................................................73

Abbildung 7.1-6 Stabilitätsdiagramm - schematisch..........................................................74Abbildung 7.1-7 Einfluß der µBS-Variation auf Ausbrand und Stickoxidemissionen im

Approach- und Take Off-Lastfall (ISA SLS).............................................76Abbildung 7.1-8 Emissionscharakteristik für Reiseflugbetrieb...........................................76Abbildung 7.1-9 Ausbrand- und NOx-Charakteristiken für Bodenstand- und Reisefall (ISA-

Normbedingungen) .................................................................................79Abbildung 7.1-10 Stöchiometrieverhältnisse entlang der Arbeitslinie im Bodenstandfall (ISA-

Normbedingungen) .................................................................................79Abbildung 7.1-11 Einfluß von Brennkammereintrittsdruck und Umgebungstemperatur auf

den erreichbaren Ausbrand ....................................................................80Abbildung 7.1-12 Einfluß der Regelgesetz-Korrektur auf den Ausbrand .............................81Abbildung 7.1-13 Einfluß der Regelgesetz-Korrektur auf die Stickoxidemissionen .............81Abbildung 7.1-14 Regelkennlinie mit Korrekturen ...............................................................82Abbildung 7.1-15 Kennfeld der Brennstoffaufteilung für Maximalschub ..............................83Abbildung 7.1-16 Regelung der Brennstoffaufteilung bei Laständerung .............................84Abbildung 7.1-17 Hysterese im Stufungsvorgang bei tiefen Temperaturen.........................85Abbildung 7.1-18 Ausbrand- und NOx-Emissionen über den Lastbereich im Vergleich zu

den Referenzmustern .............................................................................86Abbildung 7.2-1 Vergleich der Brennkammercharakteristik bei 30%- und 45%-Stufung ...88Abbildung 7.2-2 Alternative CO-UHC-Charakteristik.........................................................89Abbildung 7.3-1 Bewertungsfunktion für Stickoxidemissionen im Reiseflug......................90Abbildung 7.3-2 Veränderung der Volumenverteilung im Vergleich zur Auslegung von

Kapitel 7.1...............................................................................................92Abbildung 7.3-3 Vergleich der Arbeitsbereiche der Entwürfe nach den Kapiteln 7.1 und 7.3

...............................................................................................................93

Tabellenverzeichnis

Tabelle 2.1-1 Ausbrandwerte gestufter General Electric-Triebwerke nach ICAO-Datenbank(ICAO 1993/2 + Ergänzungen) ......................................................................25

Tabelle 3.2-1 Obergrenzen für gasförmige Emissionen von Strahltriebwerken fürUnterschallflugzeuge, Schub > 26,7 Kilonewton ............................................32

Tabelle 4.5-1 Datenquellen zur Modellvalidierung ...............................................................50Tabelle 5.2-1 Brennkammerauslegung zur exemplarischen Kennfelderstellung ..................56Tabelle 6.1-1 Normierung der Auslegungs-Freiheitsgrade...................................................59Tabelle 6.2-1 Einfluß des Grenz-Wirkungsgrads auf das Brennraumvolumen .....................62Tabelle 7.1-1 Anforderungen an die Brennkammerauslegung .............................................69Tabelle 7.1-2 Anforderungen an Brennkammerauslegung und Brennstoffaufteilung ...........69Tabelle 7.1-3 Optimierte Brennstoffaufteilung für den Bodenstandfall .................................70Tabelle 7.1-4 T3-Korrektur des Stufungspunktes .................................................................73Tabelle 7.1-5 Variationsbereich der Brennkammercharakteristik .........................................75Tabelle 7.1-6 Zusammenfassung des Variationsbereiches für Ausbrand-NOx- Charakteristik

(Referenz: Brennstoff-Aufteilung für min. NOx) ..............................................75Tabelle 7.1-7 Regelgesetz zur Realisierung niedrigster Stickoxidemissionen......................78Tabelle 7.1-8 P3 •T2-Korrektur für die Brennstoffaufteilung...................................................80Tabelle 7.1-9 Hysterese im Stufungsvorgang bei tiefen Temperaturen................................84Tabelle 7.1-10 Hysterese für Korrektur der Brennstoffaufteilung nach Kapitel 7.1.5 .............85Tabelle 7.3-1 Hinsichtlich NOx-Minderung im Reiseflug optimierte Brennkammergeometrie91Tabelle 7.3-2 Optimierte Brennstoffaufteilung für den Reisefall ............................................91Tabelle 7.3-3 Variationsbereich der Schadstoffcharakteristik...............................................92Tabelle 7.3-4 Bewertung der Auslegung nach LTO-Zyklus ..................................................93

Einleitung

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1 Einleitung

Mit dem stetigen Wachstum des Luftverkehrsanteils am Transportaufkommen in den zurück-liegenden Jahrzehnten ist die damit verbundene Umweltproblematik in das Bewußtsein derMenschen gerückt. Anfänglich stand die Luftqualität der in dichter Folge frequentierten Flug-hafengebiete im Vordergrund, wie aus den in jener Zeit begründeten ICAO-Emissions-grenzwerten (ICAO 1982) hervorgeht. Heute begreift man die Auswirkungen des Luftver-kehrs im globalen Zusammenhang, da der Ausstoß zu einem großen Anteil in Flughöhen von10 bis 12 km erfolgt. Dort ist der Flugverkehr z.T. die einzige Quelle für die relevanten Stoffebei geringer Hintergrundkonzentration. Aufgrund meteorologischer, physikalischer und che-mischer Gegebenheiten in diesen Regionen kann das Schadenspotential teilweise erheblichhöher liegen als für vergleichbare Emissionen am Erdboden. Da die Wirkungsmechanismender emittierten Stoffe aus einer Reihe komplizierter Teilprozesse bestehen und in stark nicht-linearer Weise von etlichen Einflußfaktoren abhängen, gibt es bis heute keine geschlosseneVorstellung von den Wirkungen dieser Stoffe. Die Auffassungen gehen z.T. weit auseinanderund die vorliegenden Erkenntnisse sind keinesfalls endgültig. Da bestimmte Stoffe sehrlanglebig sind und damit ihre potentielle Wirkung erst nach vieljähriger „Inkubationsphase“spürbar wird, gilt es nach dem Vorsorgeprinzip zu handeln: heute vermeiden, was morgenschaden kann.

Initiativen gibt es auf allen Ebenen: jegliche Verbesserung der Leistungsgrößen des Gesamt-systems Flugzeug bringt eine Effizienzsteigerung und damit eine Verbrauchsminderung, seies auf dem Gebiet der Aerodynamik, der Konstruktion, der Werkstoffe etc. Auch gibt esÜberlegungen zum umweltentlastenden Einsatz des Flugzeugs, sprich: Wahl der Flugrouteund des Flugprofils nach ökologischen Gesichtspunkten. Zukünftige Flugführungs- und Flug-sicherungskonzepte können ebenso einen Beitrag leisten. Der direkte und damit effektivsteWeg zur Emissionsminderung ist und bleibt allerdings die zweckmäßige Beeinflussung desVerbrennungsvorganges in der Brennkammer eines Triebwerks, an dem Ort also, an wel-chem die Schadstoffe entstehen. Welche das vor allem sind und welche Wirkungen sie ha-ben, darauf soll im folgenden kurz eingegangen werden.

1.1 Die relevanten Schadstoffe und ihre Wirkungen

Produkte der vollständigen Verbrennung

Die Verbrennung von Kerosin als einem Gemisch langkettiger Kohlenwasserstoffe, C12H26

sei hier als Modellbrennstoff benutzt, erfolgt nach folgender Brutto-Reaktionsgleichung:

C H O CO H O12 26 2 2 218 5 12 13+ ⇔ +, (1.1-1)

Dies bedeutet, daß unabhängig von der Verbrennungsführung bei der Oxidation von 1 kgKerosin ca. 3,1 kg Kohlendioxid und 1,38 kg Wasser in Dampfform entstehen. Nun ist Koh-lendioxid CO2 bekanntermaßen ein Gas, dessen Wirkung auf den Strahlungshaushalt derErde etwa 50 Prozent des zusätzlichen Treibhauseffekts ausmacht. Da ca. neun Zehntel desWeltenergieverbrauchs aus der Verbrennung fossiler Brennstoffe gedeckt werden, die nacheiner vergleichbaren Reaktion wie die der Kerosinverbrennung (1.1-1) abläuft, werden gi-gantische Mengen CO2 in die Atmosphäre ausgestoßen: ca. 22 Mrd. Tonnen jährlich, Ten-denz steigend (BMU 1998). Auf Grund verhältnismäßig langsamer Abbaumechanismen (Lö-sung in den Ozeanen, photolytischer Zerfall, Photosynthese der Pflanzen) ergibt sich einelange Verweilzeit des Gases (über einhundert Jahre sind charakteristisch), die zu einerGleichverteilung in der Atmosphäre führt. Durch den somit vorhandenen Akkumulationseffektist der CO2-Gehalt von 280 ppm in der vorindustriellen Phase auf gegenwärtig über 350 ppmangestiegen. Werden keine wirksamen Gegenmaßnahmen ergriffen und setzt sich dieserTrend fort, könnte sich die mittlere Temperatur auf der Erdoberfläche nach Prognosen ver-

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schiedener Klimamodelle in den nächsten 50 Jahren um 1,5 bis 3,5°C -bezogen auf den vor-industriellen Normwert- erhöhen, mit deutlichen Auswirkungen auf das Weltklima (Greenpe-ace 1991). Über ein Fünftel der emittierten Kohlendioxid-Menge entfallen auf den Verkehrs-sektor (mit dem Hauptverursacher motorisierter Individualverkehr), davon etwa 10% auf denzivilen Luftverkehr. Damit ist der Anteil der Luftfahrt relativ gering, mit insgesamt ca. 500 Mio.Tonnen/Jahr ist die aus der Luftfahrt resultierende Absolutmenge bei weitem jedoch nicht zuvernachlässigen. Allerdings hat der Eintragsort als Spezifik des Luftverkehrs beim Kohlendi-oxid aufgrund erwähnter Verteilungsmechanismen keine besondere Bedeutung.

Dies ist beim emittierten Wasser anders, das wegen der hohen Abgastemperaturen vonmehreren hundert Grad Celsius in Dampfform ausgestoßen wird. Seine chemische Wirkungauf die Atmosphäre ist vernachlässigbar (Modellrechnungen haben ergeben, daß selbst dieSteigerung des Wasserdampfeintrags um zwei Größenordnungen von vernachlässigbaremEinfluß sind (Ponater et al. 1997)), nicht aber seine physikalische Wirkung. Erfolgt der Ein-trag in gemäßigten Flughöhen, die durch das Vorhandensein von Wettererscheinungen undnicht allzu tiefen Temperaturen gekennzeichnet sind, bilden die zu Eiskristallen gefrierendenPartikeln Kondensationskeime. Sie können zur Bildung großer geschlossener Eis-Cirrus-Wolken anregen, welche ganz offensichtlich viel mehr Wasser binden, als ursprünglich vonden Triebwerken emittiert wurde. In trockener Umgebung dagegen lösen sich die Kondens-streifen relativ schnell wieder auf. Bei Temperaturen über ca. -40°C, abhängig von Umge-bungsdruck und -feuchte, kommt es erst gar nicht zur Bildung von Kondensstreifen. BeimFlug in größeren Höhen, damit tieferen Umgebungstemperaturen und trockenerer Luft, bil-den sich Kondensstreifen, die unter gewissen Bedingungen sehr langlebig sind. Auch dieGegebenheiten im Abgasstrahl des Triebwerks haben einen Einfluß auf die Wirkungen derWasserdampfemission (Schumann 1996). Satellitenbeobachtungen haben ergeben, daß dieKondensstreifen in vielbeflogenen Regionen zu bestimmten Jahreszeiten die Bedeckung desHimmels mit Wolken um bis zu 2% steigern können (Bakan 1993). Welchen Einfluß dies aufden Wärmehaushalt der Erde letztendlich hat, hängt von einer Reihe noch nicht abschlie-ßend geklärter Faktoren ab. Modellrechnungen mit sehr komplexen Zirkulationsmodellenhaben jüngst ergeben, daß bei einer derartigen Steigerung um 2% lediglich ein lokaler Ein-fluß auf die Temperaturverteilung festzustellen ist (Ponater et al. 1994).

Produkte der unvollständigen Verbrennung

Gleichung (1.1-1) gibt nur den Idealfall der chemischen Umsetzung bei der Kerosinverbren-nung an, der eintritt, wenn alle Reaktanden im stöchiometrischen Mischungsverhältnis vor-liegen und ausreichend Zeit zum Ausreagieren zur Verfügung steht. Unter realen Betriebs-bedingungen in Brennkammern kommt es infolge unvollständiger Brennstoffaufbereitung undMischung zu Inhomogenitäten in der Gemischverteilung. In Bereichen mit Luftüberschußbleibt Sauerstoff übrig, in Bereichen fetter Gemische nur unvollständig oder nicht oxidierterBrennstoff. Eine rasche Abkühlung, z.B. infolge Wandungsnähe oder weiterer Luftzufuhrkann eine Weiterreaktion unterbinden (quenching). Dies äußert sich im Vorhandensein vonKohlenmonoxid CO und unverbrannten Kohlenwasserstoffen (Unburned Hydrocarbons UHC)im Abgas. Dieser Effekt tritt um so stärker in Erscheinung, je ungünstiger die Bedingungenfür die Verbrennungsreaktion sind. Dies ist insbesondere bei Teillast mit moderaten Drückenund Temperaturen der Fall. Desweiteren kann es in Regionen stöchiometrischer Verbren-nung zu Temperaturspitzen kommen, bei denen die Reaktionsprodukte Wasser und Kohlen-dioxid zu instabilen Radikalen und CO dissoziieren, die z.B. infolge von Quenching-Effektennicht vollständig rekombinieren können.

Kohlenmonoxid hat eine schädigende Wirkung auf den Menschen, da es die Sauerstoffauf-nahme des Blutes behindert, wenn es in die Atemwege gelangt. Unverbrannte Kohlenwas-serstoffe, die größtenteils als Nicht-Methan-Kohlenwasserstoffe auftreten, können Atem-wegserkrankungen hervorrufen.

Einleitung

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Nach gegenwärtigem Erkenntnisstand haben sowohl CO- als auch UHC-Emissionen in Rei-seflughöhe keine spürbaren Auswirkungen, da sie mengenmäßig viel zu gering sind (Schu-mann 1997). Stärker ins Gewicht fallen sie in unmittelbarer Flughafennähe, da beim Betriebder Flugzeuge am Boden längere Leerlauf-Betriebszeiten auftreten. Aber auch hier ist dieSchadstoffmenge vergleichsweise gering, so daß sie von den Auswirkungen des flughafen-spezifischen sonstigen Verkehrs dominiert wird. Dies äußert sich auch darin, daß die Luft inunmittelbarer Flugplatznähe meistens sauberer ist als im angrenzenden Ballungsraum, des-sen Verkehrsbedarf der Flughafen befriedigt.

Insbesondere in sehr fetten Brennkammerbereichen kommt es infolge Luftmangels zumKoagulieren unverbrannter Brennstoffbestandteile. Der so entstehende Ruß enthält zu über90 % Kohlenstoff. Das Größenspektrum reicht von einigen Nano- bis zu einigen Mymetern.Partikel größer als ca. 300 nm entsprechen der Wellenlänge des sichtbaren Lichtes und sinddamit optisch wahrnehmbar. Das kann die Beobachtung von Flugzeugen mit Triebwerkenälterer Bauart eindrucksvoll belegen. Moderne Triebwerke stoßen aufgrund verbesserterAufbereitung des Brennstoff-Luft-Gemisches insbesondere dank des Einsatzes modernerLuftzerstäuberdüsen in der Masse weniger, da kleinere, Partikeln aus. In der Anzahl sind eseher mehr. Dies ist nicht ohne Bedeutung, da nach jüngsten Erkenntnissen heterogene Re-aktionen, also Reaktionen an Oberflächen von Aerosolpartikeln, die als Kondensationskeimewirken und einen katalytischen Einfluß ausüben können, an Bedeutung gewinnen. Dass dervom Luftverkehr verursachte Beitrag zum Partikeleintrag nicht unerheblich ist, zeigt folgendeGegenüberstellung der Anteile der für den oberen Atmosphärenbereich relevanten Partikel-quellen:

• Eine Abschätzung des Beitrages aus dem Luftverkehr ergibt bei einem angenomme-nen jährlichen Welt-Kerosinverbrauch von ca. 180 Mill. t und einem Emissionsindex fürRuß von 0,05 g/kg Brennstoff (Schumann 1997) eine Absolutmenge Ruß von 9000 t jeJahr, von der ein Teil natürlich auch in unteren Atmosphärenschichten emittiert wird.

• Als weitere anthropogene Quelle von Partikeln in größeren Höhen kommt die Raum-fahrt in Betracht. Durch den Treibstoffumsatz werden ca. 3700 t Aluminiumoxyd / Jahrfreigesetzt (Stuhler / Frohn 1996), dazu kommen schwer zu beziffernde Partikelmengendurch Erosions- und Ablationsvorgänge insbesondere an Wiedereintrittskörpern.

• An natürlichen Quellen gibt es einerseits den Eintrag des verdampfenden Meteoriten-staubs in die obere Atmosphäre. Dieser wird mit ca. 20000 t / Jahr abgeschätzt (Stuhler /Frohn 1996).

• Andererseits schleudern sporadisch Vulkanausbrüche gigantische Mengen an Ruß undAsche in die oberen Schichten der Atmosphäre. Als Beispiel sei hier der Ausbruch desMount St. Helens genannt, bei dem im Mai 1980 etwa 540 Mio. Tonnen Asche in Höhenvon bis zu 18 km ausgestoßen wurden (von denen ein großer Anteil wieder auf die Erdefielen). Nur die geringe Anzahl derartiger Ereignisse begrenzt den Einfluß, den sie auf diestratosphärischen Umwandlungsprozesse ausüben.

Diese Gegenüberstellung zeigt einen bedeutenden Anteil des Luftverkehrs. Es ist nicht aus-zuschließen, daß der Ozonabbau an Ruß aus dem Luftverkehr einen signifikanten Anteil amOzonabbau in der unteren Stratosphäre ausmacht. Eine Reihe von Untersuchungen laufenzu diesem Problem z.Zt. weltweit.

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Produkte von Nebenreaktionen

Unter Einschluß der relevanten Sekundärreaktionen, bei denen bestimmte Komponenten derLuft / des Brennstoffs neben der eigentlichen Brennstoffsumsetzung in der Brennkammermiteinander reagieren, läßt sich (1.1-1) schematisch schreiben:

C H O N S CO H O

N O

CO UHC C

NO SOx x

12 26 2 2 2 2

2 2

+ + + ⇔ ++ ++ + ++ +

(1.1-2)

Als weitere Komponenten entstehen also noch Stick- und Schwefeloxide in relevantem Um-fang.

Einen zentralen Platz in der Diskussion um die Umweltwirkungen des Luftverkehrs nimmt dieRolle der Stickoxidemissionen ein (als NOx werden NO und NO2 zusammengefaßt). Sie ste-hen im Verdacht, in gewissem Umfang an allen bekannten globalen Umweltproblemen betei-ligt zu sein: sowohl einen Beitrag zur Entstehung des Ozonlochs und des sauren Regenssowie zum Photosmog und damit zum Treibhauseffekt zu leisten.

Besonders zur Zeit der Ölkrise Anfang der 70er Jahre wurde in dem Bemühen, die Triebwer-ke wirtschaftlicher zu machen, die Brennkammergestaltung hinsichtlich einer effizienten Ke-rosinverbrennung optimiert. Lange Verweilzeiten des Gases bei hohen Temperaturen (nahe-stöchiometrische Gemische) sorgen in den Hauptlastpunkten für nahezu vollständigenBrennstoffumsatz. Diese Verbrennungsbedingungen fördern andererseits auch die Oxidationdes Haupt-Luftbestandteils Stickstoff. Die Steigerung von Verdichterdruckverhältnis und Tur-bineneintrittstemperatur zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades verstärken die-se Tendenz zur NOx-Bildung. Dabei sind verschiedene Reaktionspfade zur NOx-Entstehungzu unterscheiden. In Flugtriebwerks-Brennkammern mit Diffusionsverbrennung ist vor allemdie Entstehung thermischer Stickoxide von Bedeutung. Auf deren Entstehung nach dem so-genannten Zeldovich-Kettenmechanismus wird in Kapitel 4.4 näher eingegangen. Einen re-lativ geringen Beitrag zur NOx-Bildung leistet der Prompt-NO-Mechanismus. Er gewinnt aberin dem Maße an Bedeutung, wie es gelingt, die Bildung thermischer Stickoxide zu unterdrük-ken. Die Benennung deutet darauf hin: im Gegensatz zu thermischem NO findet manPrompt-NO bereits in fetten, relativ kalten Flammzonen, in denen der Brennstoffumsatz nochnicht abgeschlossen ist. Hier verbindet sich der Stickstoff mit verschiedenen Zerfallsproduk-ten des Kerosins unter Bildung von HCN-Molekülen. Am Ende einer Reaktionskette wird NOgebildet. Ebenso wie die Entstehung von „Prompt-NO“ tritt der N2O-Mechanismus bei brenn-stoffarmer Vormischverbrennung in den Vordergrund, im Gegensatz zu vorgenannter aller-dings vornehmlich bei hohen Drücken (Nicol et al. 1994, Nicol et al. 1993, Steele et al. 1995).Dabei kommt es zunächst zur Bildung von Lachgas (N2O), das schließlich durch die Reakti-on mit freien Radikalen zu NO reduziert wird. Letztlich wird auch der in geringen Massenan-teilen im Brennstoff enthaltene Stickstoff oxidiert. Bei der Zusammensetzung heute ge-bräuchlichen Kerosins stellt dies eine NOx-Quelle untergeordneter Größenordnung dar, Auf-merksamkeit muß dieser Erscheinung bei Verwendung von Brennstoffen minderer Qualitätgeschenkt werden.

Die Stickoxide haben ein Reaktionspotential mit einer bzw. eine Katalysatorwirkung auf eineReihe in der Umgebungsluft enthaltener Spurenstoffe. Die tatsächliche chemische Umset-zung hängt in stark nichtlinerarer Weise von der Konzentration der beteiligten Stoffe undweiteren Umgebungsbedingungen wie Temperatur und Intensität der Sonneneinstrahlungab. Die Lebensdauer der Stickoxide richtet sich danach, ob sie in der Troposphäre emittiertwerden, wo nach Umwandlung in lösliche Komponenten innerhalb weniger Tage durch dasWettergeschehen ein Auswaschen erfolgen kann (womit ein - wenn auch nicht erheblicher-

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Teil zum „sauren Regen“ beigetragen wird) oder ob der Ausstoß in Stratosphärenschichtenerfolgt. Infolge geringer vertikaler Austauschbewegungen bleiben die Stickoxide dort nachUmwandlung in Reservoirgase wie HNO3 z.T. über Jahre mit ihrem Reaktionsvermögen er-halten.

Aus den genannten Gründen ist die räumliche und zeitliche Verteilung der Stickoxidemissio-nen für ihre Wirkung entscheidend. Um die Folgen des luftverkehrsverursachten NOx-Ausstoßes abzuschätzen, ist die Klärung folgender Fragen von zentraler Bedeutung:1. welche Mengen an NOx werden an welchem Ort emittiert (Erstellung eines Emissionska-

tasters)2. welche Auswirkung hat das auf die lokale NOx-Konzentration in der Atmosphäre3. welche Reaktionen werden dadurch unter welchen Nebenbedingungen initiiert4. welche Auswirkungen ergeben sich daraus insbesondere hinsichtlich der Ozonverteilung

in der Atmosphäre.

Ergebnisse jüngst durchgeführter umfangreicher Untersuchungen, die Programme AE-RONOX (Schumann 1995), POLINAT und „Schadstoffe in der Luftfahrt“ seien hier genannt,ergeben folgendes Bild:als für die oberen Atmosphärenschichten relevante NOx-Quellen müssen neben der Luftfahrtdie Bodenquellen (aus Industrie und Verkehr, Verbrennung von Biomasse, Produktion vonBodenmikroben), die Stratosphärenchemie und die NOx-Produktion aus Blitzen angesehenwerden. Die jährliche Stickoxidproduktion aus dem weltweiten Luftverkehr wird mit 2,5 bis 3Mill. Tonnen NO2 beziffert. Dies sind etwa 3 % des gesamten anthropogen erzeugten NOx.Ein beträchtlicher Teil davon (über 90 %) konzentriert sich auf die nördliche Hemisphäre,insbesondere Europa, Nordamerika und die nordatlantischen Flugkorridore. Etwa zwei Dritteldavon entfallen auf Höhen von 11 bis 13 km. Während in den südlichen Breiten insbesonde-re im Nordwinter die NOx-Erzeugung aus Blitzen die anderen Quellen dominiert (die Luftfahrtträgt 10-15% bei), wird in o.g. nördlichen Gebieten mit hoher Luftverkehrsdichte im Jahres-mittel etwa die Hälfte der NOx-Erzeugung der Luftfahrt zugeschrieben (Köhler et al., 1997).Dabei ist der Anteil im Sommer mit ca. 24% gering gegenüber etwa 65 % (regional bis 80%)in Wintermonaten. Das bedeutet, daß es lokal zu einer Verdopplung der Stickoxidkonzentra-tion durch den Luftverkehr kommt. Fast 50 % der Emissionen erfolgen dabei oberhalb derhier tieferliegenden Tropopause.

An der Erdoberfläche und in geringen Höhen führen Stickoxide bei geringer O3-Hintergrundkonzentration über Photosmog-Reaktionen zur Bildung von Ozon, das schädi-gende Wirkung auf den Menschen hat. Mit steigender Höhe nimmt die Konzentration desOzons in der Luft zu. Dabei erhöht sich mit abnehmender Temperatur die ozonabbauendeWirkung der Stickoxide durch photochemische Prozesse. In einer gewissen Höhe, derengenaue Lage von verschiedenen Faktoren abhängig und daher Schwankungen unterworfenist, heben sich die ozonerzeugende und die ozonzerstörende Wirkung der Stickoxide geradeauf. Dieser Übergang fällt mit der Tropopausenhöhe und damit auch der Hauptflughöhe imUnterschall-Luftverkehr recht gut zusammen. Daher werden die Auswirkungen des Flugver-kehrs auf den Ozonhaushalt heute als weit weniger gravierend eingeschätzt als noch vorJahren. Lediglich in den Haupt-Flugkorridoren in Reiseflughöhe wird ein lokaler Anstieg derO3-Konzentration von bis zu 10% berechnet (Schumann 1997/2), der weit unterhalb der na-türlichen Schwankungsbreite des Ozongehalts liegt. Durch den stabilen Aufbau der Strato-sphärenschichtung wird ein Beitrag zum Aufreißen der vor der schädlichen UV-B-Strahlungschützenden Ozonhülle („Ozonloch“) in ca. 20-25 km Höhe durch den Luftverkehr allerdingspraktisch ausgeschlossen. Das Gesagte kann für einen möglichen Überschallverkehr aller-dings nicht zutreffen, da dieser aus ökonomischen Gründen in eben dieser sensiblen Höhestattfindet. Zu dessen Realisierung müssen erhebliche Anstrengungen unternommen wer-den, um Auswirkungen auf die Ozonschicht zu vermeiden.

Nach der Spezifikation für Flugtreibstoffe darf dieser bis zu 0,3% Schwefel enthalten (Good-ger 1989), der bei der Verbrennung in der Brennkammer zu 6 g Schwefeloxid je kg Brenn-

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stoff oxidiert wird. Bei dem in Deutschland verwendeten Kerosin beträgt der Schwefelgehaltim Mittel ca. 0,05% (BMU 1998), so daß nur ein Sechstel der genannten SO2-Menge freige-setzt werden kann. Ein Teil dieses Schwefeloxids wird im Abgasstrahl zu SchwefelsäureH2SO4 umgewandelt. Diese Oxidationsprodukte des Schwefels bilden analog zu den Rußbe-standteilen im Abgas Partikeln, an denen heterogene chemische Umwandlungsprozesseablaufen können. Aufgrund der vergleichsweise geringen Menge an emittiertem SO2 und dertechnisch einfachen, wenn auch energieaufwendigen Reduzierungsmöglichkeit durch weite-re Entschwefelung des Brennstoffes, galt dem SO2 bislang kaum Aufmerksamkeit. Nach Er-gebnissen neuerer Untersuchungen stehen Schwefelverbindungen in dem Verdacht, passiveChlorverbindungen zu aktivieren, die ihrerseits Einfluß auf den Ozonkreislauf nehmen(Schumann 1996). Auch hier scheint das Einflußpotential eines möglichen Überschallver-kehrs besonders groß. Allerdings gilt es noch eine Reihe von Nebeneffekten und Rückkopp-lungen zu erforschen, ehe ein geschlossenes Bild von der Wirkung der Schwefelverbindun-gen auf die Chemie der Atmosphäre entstehen kann.

1.2 Innovative Brennkammerkonzepte

Eine konsequent an der Verminderung des Schadstoffausstoßes orientierte Auslegung derBrennkammer wird erschwert durch den weiten Betriebsbereich, den ein Flugtriebwerk ab-zudecken hat. Dies gilt einerseits im Hinblick auf die einzustellende Triebwerks-Leistungsstufe. Während im Startfall die maximale Schuberzeugung an den Auslegungs-grenzen des Triebwerks gefordert ist, soll jegliche Rest-Leistungsumsetzung im Leerlaufmöglichst verschwinden. Andererseits wird ein Flugtriebwerk unter den verschiedensten äu-ßeren Bedingungen betrieben: tiefe Temperaturen insbesondere beim Start an Kalttagen inden polaren Regionen, darüber hinaus noch sehr niedrige Drücke beim langsamen Flug ingroßer Höhe stehen Temperaturen von mehr als 60°C beim Start in heiß-trockenen Regio-nen gegenüber.

Abbildung 1.2-1 Emissionscharakteristik konventioneller Brennkammern (schematisch)

Eine geeignete Stöchiometrieverteilung in der Brennkammer muß das Verlöschen derFlamme unter ungünstigsten Bedingungen ebenso verhindern wie es eine hohe Effizienz inden Hauptlaststufen (Reiseflug) sichern muß. Dies führt zum typischen Emissionsverhalten

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konventioneller Brennkammern, wie es in Abbildung 1.2-1 und Abbildung 1.2-2 dargestelltist: hohe Emissionen von CO und UHC im Teillastbereich stehen hohem NOx-Ausstoß beiVollast gegenüber. Es gibt verschiedene Konzepte, Brennkammern ohne eine bei Hauptlastnahestöchiometrisch brennende Primärzone zu realisieren. Dazu zählen Fett-Mager-Verbrennung (RQL = rich burn-quick quench-lean burn), magere Verbrennung mit Vorvermi-schung/Vorverdampfung (LPP = lean premixed prevaporized) und katalytisch unterstützteVerbrennung. Ihnen allen ist gemein, daß sie in ihrer heutigen technologischen Entwicklungnoch weit von der Serienreife entfernt sind, da es noch grundlegende entwurfsspezifischeProblemstellungen zu lösen gilt.

Mit dem Konzept der gestuften Verbrennung gelingt es, den Verbrennungsablauf in derBrennkammer von Flugtriebwerken besser an die Forderungen der Emissionsreduzierunganzupassen. Durch die Aufteilung der Brennstoffmenge auf zwei getrennte Brennzonen läßtsich die die Schadstoffentstehung bestimmende Temperaturverteilung in der Brennkammervom Lastzustand entkoppeln und in gewissem Umfang steuern. Ein umfassender Überblicküber die Schadstoffproblematik von Gasturbinen und über Ansätze zur Emissionsminderungist bei Wulff/Hourmouziadis 1997 gegeben.

Abbildung 1.2-2 Emissionscharakteristik konventioneller Brennkammern am Beispielder Meßergebnisse zur Zulassung nach ICAO-Richtlinien (ICAO 1993)

1.3 Zielstellung der vorliegenden Arbeit

Die Aufgabenstellung für die vorliegende Arbeit besteht in der Formulierung von Auslegungs-richtlinien für gestufte Brennkammern und deren Brennstoff-Regelsysteme, mit deren Hilfedas im vorherigen Abschnitt genannte Ziel erreicht werden kann. Dazu bedarf es der Extrak-tion der das Emissionsverhalten der Brennkammern wesentlich bestimmenden Einflußpara-meter und der Beschreibung ihres Einwirkens auf den Verbrennungsprozeß. Durch derensinnvolle Wahl ist der Zielstellung der optimalen Abstimmung auf die vorgegebenen Emissi-onsgrenzwerte Rechnung zu tragen.

Da die Funktionsweise einer gestuften Brennkammer mit Diffusionsverbrennung prinzipiellanalog derer parallelgeschalteter Brennkammern konventioneller Bauart ist, ist es ange-

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bracht, den Verbrennungsprozeß in einem analytisch-empirischen Ansatz entsprechend zumodellieren. Zum einen gestattet diese Vorgehensweise, bei vertretbarem numerischenAufwand die wesentlichen Phänomene der Problematik zu berücksichtigen. Zum anderenbietet sich damit die Möglichkeit, das Verbrennungsmodell anhand von Versuchsergebnissenkonventioneller Brennkammern (von denen aus der veröffentlichten Literatur keine allzu ge-naue Kenntnis der geometrischen und thermodynamischen Randbedingungen vorliegt) er-forderlichenfalls zu skalieren und zu validieren. Die Synthese von Verbrennungsmodellenunter Berücksichtigung der für die gestufte Brennkammer spezifischen Randbedingungenstellt die Grundlage für die Beurteilung des Ausbrand- und Emissionsverhaltens gestufterBrennkammern dar.

Neben der Verbrennungstechnologie liefert die Regelung einen ebenso wesentlichen Beitragzur Reduktion der Schadstoffemissionen. Im Gegensatz zu den häufig noch im Einsatz be-findlichen hydromechanischen Brennstoff- und Regelsystemen, die insbesondere durchEinfachheit, damit verbunden aber auch durch Zuverlässigkeit auffallen, erlauben modernedigitale Triebwerksregler die Umsetzung komplexer Regelvorgänge. In Verbindung mit mo-derner, leistungsfähiger Sensorik bieten sie damit das Potential zur Steuerung der bei dergestuften Verbrennung zusätzlich zu verarbeitenden Freiheitsgrade Stufungspunkt (Zu-schaltpunkt der Hauptstufe) und Brennstoffaufteilung im gestuften Betrieb.

Bei der Steuerung von Stufungspunkt und Brennstoffaufteilung gilt es nicht nur Rücksicht aufUmweltbelange zu nehmen, vielmehr muß die Gesamtheit der betrieblichen Anforderungenan die Brennkammerkomponente des Triebwerks Berücksichtigung finden. Insbesonderehinsichtlich der Sicherheit und Zuverlässigkeit des Gesamtsystems im Betrieb verbieten sichAbstriche von selbst. Für die daraus resultierenden, sich z.T. widersprechenden Anforderun-gen gibt es heute kaum Erfahrungen beim Betrieb von Brennkammern mit gestufter Ver-brennung. Bezüglich der Emissionen können sie durchaus einen optimalen Betrieb verhin-dern. So wird z.B. der Stufungspunkt außerhalb der Bereiche häufiger Lastwechsel gelegt,damit die Zuverlässigkeit nicht unter den häufigen Schaltvorgängen leidet.

Um die beim Auslegungsprozeß des Verbrennungssystems relevanten Anforderungen an dieBetriebseigenschaften berücksichtigen zu können, müssen diese vollständig erfaßt unddurch geeignete Kennwerte quantifiziert werden. Daraus sind Limits zur klaren Abgrenzungdes Entwurfsspielraums für gestufte Brennkammern abzuleiten.

Unter Ausnutzung dieses Spielraums ist die Auslegung eines Verbrennungssystems bei-spielhaft an die Forderungen der Emissionsminderung anzupassen. Dazu müssen die rele-vanten Schadstoffe vergleichend bewertet und ein einheitliches Optimierungskriterium for-muliert werden. Ziel wird es zunächst sein, den derzeit gültigen gesetzlich festgeschriebenenEmissionsrichtwerten optimal Rechnung zu tragen, d.h. den Betrieb der Brennkammer imHinblick auf den ICAO-LTO-Zyklus zu optimieren. Dabei ist zu berücksichtigen, daß eineenge Wechselbeziehung zwischen den optimierten Regelgesetzen und der geometrischenAuslegung der Brennkammer besteht. Das bedeutet, daß diese Aspekte im Komplex behan-delt werden müssen und sich aus der Ableitung von zweckmäßig gewählten Regelvorschrif-ten gleichzeitig Schlußfolgerungen für die Auslegung der Hardware-Komponenten ergebenmüssen, für die diese Regelgesetze Gültigkeit besitzen.

Das Betriebsverhalten des auf diese Weise ausgelegten Systems ist umfassend unter Ein-schluß sämtlicher relevanter Einsatzweisen des Triebwerks zu untersuchen und darzustel-len. Zu diesem Zweck sind typische Missionsprofile von Flugzeugen im zivilen Einsatz aus-zuwerten.

Ein weiterer Schwerpunkt der Untersuchungen soll darin bestehen, herauszufinden, inwie-fern die Realisierung verschiedener Regelmodi in der Mannigfaltigkeit der möglichen Be-triebsbedingungen für die Zwecke der Emissionsminderung, aber auch der Verbesserungder Betriebseigenschaften der Brennkammer nutzbringend eingesetzt werden kann. Wie die

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Zulassungswerte der ersten mit gestufter Brennkammer ausgestatteten Triebwerke zeigen(ICAO 1993/2), wurden die erreichten Verbesserungen hinsichtlich der NOx-Emissionen miterhöhten Ausbrandverlusten in einigen Betriebspunkten, respektive gestiegener CO- undUHC-Emissionen, erkauft. Gelingt es nicht, diesen Effekt durch eine verbesserte Auslegungauszugleichen, kann eine weiterentwickelte Regelung, die die Verarbeitung an bestimmteGegebenheiten individuell angepaßter Regelvorschriften ermöglicht, Abhilfe schaffen. DieEinführung differenzierter Regelgesetze wird insbesondere auch vor dem Hintergrund in Be-tracht gezogen, daß die Auslegung der Brennkammer primär nach den Forderungen derICAO-Zulassungsrichtwerte geschieht und damit auf den Boden-Stand-Betrieb unter Norm-bedingungen abgestimmt wird. Demgegenüber sind im Flugbetrieb, insbesondere bei vonden Standardbedingungen abweichenden äußeren Gegebenheiten gänzlich veränderte Be-triebsbedingungen für die Brennkammer anzutreffen. Auch können sich in der typischen Ein-satzhöhe eines Triebwerks (Reiseflug) geänderte Anforderungen hinsichtlich der Emissi-onsminderung ergeben, so daß das auf die Erfüllung der ICAO-Vorschriften ausgelegte Re-gelgesetz durch einen angepaßten Regelalgorithmus ergänzt werden kann. Beispielsweisekönnte sich die Einführung eines speziell auf die Verminderung von Stickoxidbildung ausge-legten Regelmodus’ für den Einsatz des Flugzeugs in Gebieten mit potentiellem Schadstoff-eintrag in die Stratosphäre als sinnvoll erweisen. Geeignete Regelmodi können des weiterenzur Erweiterung des Bereichs stabiler Verbrennung unter extrem ungünstigen äußeren Be-dingungen beitragen. Dieser Effekt würde zusätzlichen Spielraum bei der Auslegung derBrennkammer unter Wahrung der Flammenstabilität schaffen. Für derartige Überlegungensind Aufwand und Nutzen gegeneinander abzuwägen und erforderlichenfalls Schlußfolge-rungen für die Auslegung des Regelsystems zu ziehen.

Schließlich ist zu untersuchen, inwieweit geänderte Emissionsvorschriften Einfluß auf dieGestaltung des Verbrennungssystems haben. Auf längere Sicht hin ist es nicht ausgeschlos-sen, daß auch die Hauptbetriebsphase des Triebwerks, nämlich der Reiseflug, Eingang inden Bewertungszyklus der ICAO finden wird, unter welchen Randbedingungen sei zunächstoffengelassen. Durch Auswertung realistischer Flugprofile und deren Einarbeitung in die Op-timierungsalgorithmen ist exemplarisch zu untersuchen, wie stark derartige Szenarien dieoptimale Auslegung von Brennkammer und Regelsystem beeinflussen.

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2 Quellenstudium

2.1 Entwicklung der gestuften Brennkammer

Gestufte Brennkammern werden in Gasturbinen heute in größerem Umfang eingesetzt, alsweithin bekannt ist. Dieser Einsatz beschränkt sich allerdings bislang bis auf die bekanntenApplikationen in Fluggasturbinen von General Electric auf bodengebundene Gasturbinenan-wendungen. Da diese Entwicklungen auf andere Arbeitsbedingungen zugeschnitten unddeshalb nicht ohne weiteres auf Flugantriebsanwendungen übertragbar sind, beschränkensich die Betrachtungen hier auf Untersuchungen, die direkt auf Anwendungen im Luftfahrt-sektor zielen.

Die Anfänge der Entwicklung gestufter Brennkammern zum Einsatz in Flugantrieben gehenauf den Beginn der 70er Jahre zurück. Unter dem Druck der für Ende der 70er Jahre von deramerikanischen Environmental Protection Agency (EPA) angekündigten strengen Emissi-onsobergrenzen wurde in den USA von der NASA und den Firmen General Electric (GE) undPratt & Whitney (P&W) das „Experimental Clean Combustor Program“ (ECCP) gestartet. Zielwar es, das Emissions-Reduktionspotential verschiedener technologischer Verbesserungenan Brennkammern zu ermitteln und geeignete Modifikationen hin zu einem anwendungsna-hen Standard zu entwickeln (Jones/Grobman 1973, Jones1973, Niedzwiecki/Jones 1974).Untersucht wurden u.a. verschiedene Konfigurationen gestufter Brennkammern.

Abbildung 2.1-1 Bauformen gestufter Brennkammern

Ein einfaches Beispiel für die Brennstoffstufung stellt die Umfangsstufung dar: entsprechendden aus der einzuspritzenden Brennstoffmenge resultierenden Anforderungen werden alleoder nur einzelne (Gruppen) aus den um den Umfang verteilten Einspritzdüsen mit Brenn-stoff beaufschlagt. So kann eine kleinere Anzahl von Brennern bei geringer zugemessenerGesamt-Kerosinmenge lokal begrenzt eine fettere Verbrennung gewährleisten, allerdings mitnachteiligen Folgen für die Temperaturverteilung am Brennkammeraustritt. Der umgekehrteWeg ist zwar aufwendiger, aber praktikabler: die doppelte Brenneranzahl sorgt im Hauptlast-

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bereich für eine bessere Brennstoffverteilung und -aufbereitung. Im Zusammenspiel mit örtli-chem Versatz (Trennung der Brennzonen) wird bei gemischtem Betrieb eine größere Luft-menge in die Verbrennung einbezogen, das Gemisch abgemagert. Die Brenner können da-bei seriell (in Reihe) oder auch axial, radial und/oder auf dem Umfang versetzt angeordnetsein (Abbildung 2.1-1).

Während im unteren Lastspektrum (bis etwa 30% des Maximalschubs) eine relativ große,allein befeuerte sogenannte Pilotstufe (PSt) durch vergleichsweise lange Aufenthaltszeitenfür guten Brennstoffumsatz sorgt, wird oberhalb des Stufungspunktes die Hauptstufe (HSt)zugeschaltet. Diese entlastet die Pilotstufe und sichert bei dem dann vorliegenden höherenDruck- und Temperaturniveau durch ein kleineres Volumen kürzere Aufenthaltszeiten unddamit geringere Stickoxidbildung.

Bei GE untersuchte man die radiale Stufung für das CF6-50-Triebwerk (Double AnnularCombustor - DAC), bei P&W das Vorbix-Konzept als eine Art der seriellen Stufung für dasTriebwerk JT9-D (Markowski/Lohmann 1975). Diese Brennkammern wurden bis zum Rig-aufbau entwickelt und getestet. Teilweise erfolgte die Erprobung geeigneter Konfigurationenin Demonstrator-Triebwerken.

Abbildung 2.1-2 Modifikation des Brennstoffsystems und untersuchter Bereich derBrennstoffaufteilungen für das innerhalb des „Experimental CleanCombustor Program“ untersuchte Double Annular Combustor-Konzeptdes CF6-50-Triebwerks

Die Hardware zeigte ein erhebliches Reduktionspotential hinsichtlich der Schadstoffemissio-nen (Niedzwiecki 1975, Roberts et al. 1976 und 1977). Ungelöst blieben operationelle Pro-bleme: die hydromechanischen Regler konnten keine geeignete Regelung der Brennstoff-aufteilung über den gesamten Betriebsbereich der Brennkammer gewährleisten. Für die Rig-und anschließenden Triebwerksversuche bei GE implementierte man lediglich in das beste-hende Brennstoff-Regelsystem vom CF6-50 ein Verteilerventil (schematische DarstellungAbbildung 2.1-2 oben).

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Das Ventil wurde in Abhängigkeit vom Gesamt-Brennstoffdurchsatz gesteuert, so daß es nurfür die Demonstration entlang der Arbeitslinie unter Bodenstandbedingungen geeignet war(Gleason et al. 1976, Gleason/Bahr 1979). Damit war es nicht möglich, abweichende Bedin-gungen (z.B. Reiseflugbetrieb) in der Regelung zu verarbeiten. Der untersuchte Regelbe-reich (Brennstoff-Aufteilung über dem Brennstoffdurchsatz entlang des Arbeitsbereichs desTriebwerks) ist in Abbildung 2.1-2 unten dargestellt.

Die Auslegung des DAC des CF6-Triebwerks wurde innerhalb des „Quiet Clean Short-HaulExperimental Engine (QCSEE)“-Programms (1974-1979, NASA und GE) für den Einsatz inTriebwerken niedrigerer Schubklassen modifiziert (Abbildung 2.1-3) und getestet. Hier wurdeder Einfluß der Brennstoffaufteilung auf das Emissionsverhalten an den LTO-Lastpunktensystematisch untersucht, insbesondere im Niedriglastbereich. Auch der gestufte Reiseflug-betrieb wurde simuliert. Die besondere Bedeutung des in den ICAO-Vorschriften definiertenApproach-Lastpunktes wurde deutlich: ungestuft gefahren wurde das NO-Limit gestreift, beigestuftem Betrieb wurden die CO- und UHC-Zielvorgaben nicht eingehalten (Bahr et al.1979).

Abbildung 2.1-3 Modifikation des Double Annular Combustor-Konzepts für das CF6-50-Triebwerk innerhalb des „Quiet Clean Short-Haul Experimental Engi-ne“-Programms und untersuchte Brennstoff-Aufteilungen

Im Rahmen des ebenfalls von der NASA und Flugtriebwerks-Herstellern durchgeführten„Pollution Reduction Technology Program“ (PRTP) wurden gestufte Brennkammern für wei-tere Anwendungen entwickelt und erprobt: für das Turboprop-Muster T56 (Verdouw 1976),kleinere Flugtriebwerke (Bruce et al 1974, Fear 1976) und Rohr-Brennkammern (Roberts etal. 1976/2). Auch hier konnte man das Problem angepaßter Brennstoffregelung nicht zufrie-denstellend lösen und stellte die Weiterentwicklung aufgrund zu hohen Entwicklungsrisikosein (Rudey 1975). All diesen Entwicklungen war gemein, daß die Modifikationen in brenn-stoffarmen Auslegungen sowohl für die Pilot- als auch für die Hauptzone gipfelten. Verschie-dene DAC-Konzepte von GE und das Vorbix-Konzept von P&W wurden auch im Rahmenvon Brennkammer-Eignungstests für die Verwendung von Brennstoffen geänderter Spezifi-kation ausgedehnten experimentellen Erprobungen unterzogen (NASA 1980, Kasper et al.1980).

fuelsplit

1.0

0.5

Approach Cruise Climb T.O.Idle0

Rating

pilottotal

ECCP

QCSEE

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Im Rahmen des von 1978 bis 1983 durchgeführten „Energy Efficient Engine E3“-Programmskonnten GE und P&W auf ihre bisherigen Entwicklungen zurückgreifen. Zwar wurde in die-sem auf ökonomische Zielstellungen ausgerichteten Programm die gestufte Brennkammernicht bis zur Serienreife weiterentwickelt, dennoch arbeiteten beide Firmen an der Vervoll-kommnung ihrer Technologie. P&W kombinierte das Prinzip der seriellen Stufung mit Vor-mischstrecken für die Hauptstufe (Greene et al. 1982). GE modifizierte den DAC-Entwurfweiter und untersuchte im Rahmen des E3-Programms den Einfluß der Variation der Brenn-stoffaufteilung und des Stufungspunktes in den wichtigsten Betriebspunkten. Insbesonderedie Frage, ob unter- oder oberhalb des Approach-Lastpunktes gestuft werden soll, wurdediskutiert. Die Notwendigkeit, gestuft zu fahren, wurde erkannt, gleichzeitig aber die Notwen-digkeit einer Wirtschaftlichkeitsverbesserung in diesem Lastbereich. Eine detaillierte Hard-ware-Beschreibung und Resultate der experimentellen Erprobung sind bei Burrus et al.1984/1 und 1984/2 gegeben. Ein anderes Ergebnis des E3-Programms war für die Entwick-lung der gestuften Brennkammer zur Serienreife wesentliche Voraussetzung: erstmals wurdefür eine zivile Anwendung ein vollelektronischer Regler Full Authority Digital Engine Control(FADEC) entwickelt, der das Potential zur Steuerung der zusätzlichen Parameter der Brenn-stoffstufung aufweist (Aircraft Eng., 1983).

Auch in Europa wurde Mitte der 70er Jahre mit der Entwicklung gestufter Brennkammernbegonnen. In der Absicht, bei Volvo Flygmotor ein Derivat vom JT8-D zu entwickeln, wurdedessen Ring-Rohr-Brennkammer mit der Einführung einer seriellen Stufung modifiziert (Sjö-blom/Zetterström 1979). Der wesentliche Unterschied zwischen serieller und axialer bzw.radialer Stufung besteht darin, daß der gesamte Pilotstufen-Luftstrom auch an der Verbren-nung in der Hauptstufe teilnimmt und diese dann zwangsläufig mager brennt. Tests dieserBrennkammer bei Volvo unter den für die vier Datenpunkte des LTO-Zyklus’ typischen Be-triebsbedingungen ergaben unbefriedigende Ergebnisse. Die Zielstellungen betreffs derEmissionen konnten nur hinsichtlich UHC erfüllt werden. Desweiteren erwies sich bei Testsmit variierten Brennstoffaufteilungen, daß selbst bei Climb- und Take Off-Rating die niedrig-sten Emissionen bei 100% Pilotzonenbrennstoff erreicht wurden. Das bedeutet, die Brenn-kammer wird in einem der konventionellen Auslegung entsprechenden Modus betrieben unddie Brennstoffstufung bringt keine Vorteile. Eine Verbesserung erbrachte die Ausrüstung derHauptstufe mit Vormischmodulen (Sjöblom 1981). Der Effekt der Brennstoffstufung wurdespürbar, für Climb- und T.O.-Lastpunkte zeigten 40-45% Pilotstufen-Brennstoffanteil denbesten Kompromiß zwischen NOx- und CO-Emissionen. Der Approach-Lastpunkt wurde un-gestuft gefahren. Die Pilotstufe operierte über den gesamten Lastbereich brennstoffett. Aller-dings wurde offensichtlich der Betriebsbereich der Brennkammer nicht weiter ausgetestet.Außerdem traten Schwierigkeiten mit der Haltbarkeit der Hardware zutage.

Bei der SNECMA in Frankreich begann man ausgangs der 70er Jahre mit der Entwicklungeiner rein radial gestuften Brennkammer (Maunand 1993), bei der die Pilotstufe innen undeine verkürzte Hauptstufe außen angeordnet waren. Die experimentelle Erprobung zeigtedas Potential zu einer 30%-igen Reduzierung der NOx-Emissionen im Vergleich zur konven-tionellen Technik. Auch die operationellen Kriterien, wie Temperaturprofil am Brennkam-meraustritt, Stabilitäts- und Wiederzündverhalten wurden als zufriedenstellend bewertet. DerStufungspunkt wurde unterhalb des Approach-Lastpunktes gewählt.

Im Jahre 1976 wurde auch bei Rolls-Royce mit der Entwicklung einer radial gestuften Brenn-kammer zum Einsatz im RB 211-524 - Triebwerk begonnen, bei der man die Hauptstufe in-nenliegend anordnete (Jones 1979). Diese Auslegung wurde mit dem „multiple swirl modu-le“-Konzept kombiniert: eine große Anzahl Einspritzdüsen (insgesamt 72) sollte für eine guteDurchmischung bei besonders kleinem Rezirkulationsvolumen sorgen (analog einiger bei GEfür das CF6 untersuchter Konfigurationen). Der 30%-Lastpunkt (=Approach) wurde ungestuftgefahren, obwohl die damit verbundenen Probleme erkannt wurden: Verkokungsgefahr anden Brennern und große Herausforderungen an das Beschleunigungsverhalten für den Falldes Durchstartens. Große Aufmerksamkeit wurde der Wahl der Brennstoffaufteilung in denoberen Lastpunkten geschenkt. Aufteilungen Main:Pilot von 2:1/2,5:1/3:1 und 4:1 wurden

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untersucht, wobei sich die erste Variante als das Optimum erwies. Die Rig-Messwerte füralle Emissionen lagen beträchtlich unter den Grenzwerten.

Mit der Verfügbarkeit elektronischer Triebwerksregler wurde das Prinzip der Brennstoffstu-fung zunächst in Hochleistungsbrennkammern für militärische Anwendungen wiederbelebt.Innerhalb des von der U.S. Air Force geförderten „Combustor Front End Design Program“untersuchte GE einen dreifach gestuften Brennkammerentwurf mit zwei Sekundärstufen, diedie Pilotstufe einrahmen (Kress et al 1990). Kombiniert wurde diese Auslegung mit dem„multiple swirl dome“-Konzept analog dem bei der RB211-Anwendung beschriebenen Auf-bau. Unter den getesteten Brennkammerkonfigurationen erwies sich diejenige als die ambesten geeignete, bei der die gesamte Verbrennungsluft durch den Brennkammerkopf zu-geführt wurde. Durch die Dreifachstufung konnte trotzdem ein ausreichend fettes Gemischfür Start und Leerlauf gewährleistet werden. Ground Idle, Flight Idle und Niedriglast im Crui-se wurden einstufig gefahren, Reiseflug mit zwei Stufen und Vollast mit dreien. BesondereProbleme verursachte der Stufungsprozeß im häufig durchfahrenen oberen Lastbereich.Auch stand das Verkokungsproblem mit besonderer Dringlichkeit, da ein Teil der Einspritz-düsen bei sehr hohen Temperaturen ausgeschaltet werden mußte.

Abbildung 2.1-4 Axially Staged Combustor-Entwurf von Pratt & Whitney

Als Ende der achtziger Jahre die Ausbreitung des Ozonlochs öffentliches Interesse erweck-te, wurde zunächst dem Luftverkehr ein großer Einfluß darauf zugeschrieben. Das führte zueiner Neubelebung der offensichtlich stickoxidsenkenden gestuften Brennkammerkonfigura-tion auch im zivilen Sektor. Von ihren umfangreichen Erfahrungen Gebrauch machend, be-gannen General Electric und Pratt & Whitney mit weiterführenden Entwicklungsarbeiten.P&W wählten das Triebwerk V2500-A5 für die Anwendung eines aus den Erfahrungen desE3-Programms abgeleiteten „Axially Staged Combustor (ASC)“-Entwurfs (Sevich 1993)(Abbildung 2.1-4).

Der Entwurf wurde zunächst einem ausgedehnten Rigtest-Programm und umfangreichenCFD-Verfeinerungen unterzogen (Segalman et al. 1993). Die Tests ergaben, daß zur Siche-rung eines zufriedenstellenden Ausbrandes das Äquivalenzverhältnis Φ (Quotient aus aktu-ellem zu stöchiometrischem Brennstoff-Luft-Verhältnis α) im Idle-Fall mindestens 0,8 betra-

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gen sollte. Damit wurden Ausbrandwerte bis zu 99,8% im Leerlauf erreicht. Im gestuften Be-trieb (die Stufung wurde unterhalb des Approach-Lastpunktes vollzogen) ergaben Tests mitvariabler Brennstoffaufteilung, daß die NOx-Ergebnisse in besonderem Maße von denStöchiometrieverhältnissen in der Pilotstufe bestimmt werden. Beste Ergebnisse brachtendie niedrigsten Werte im untersuchten Intervall von ΦPZ,PSt=0,39...0,54. Demgegenüberzeigte sich die NOx-Produktion relativ unsensibel gegenüber den Stöchiometrieverhältnissenin der Hauptstufe. Als wesentlich wichtigerer Einflußparameter wurde die geeignete Ausle-gung der Brennstoffaufbereitung in der Hauptstufe erkannt. Hier macht sich der Vorteil dergestuften Verbrennung mit nahezu verdoppelter Einspritzdüsenanzahl sehr positiv bemerk-bar. Das aufgezeigte Reduktionspotential von ca. 40% bei den Stickoxiden, sowie ausge-zeichnete Betriebscharakteristiken (Wiederzündverhalten, Temperaturprofil, Stabilität, Be-schleunigungsverhalten) bestätigten sich auch in den Triebwerksversuchen (Segalman et al.1994).

Abbildung 2.1-5 Ausbrand- und NOx-Charakteristik des Axially Staged Combustor-Entwurfs im V2500-A5

Der Einfluß der Stufung auf das transiente Betriebsverhalten erwies sich als gering (0,4 Se-kunden Verzögerung im Beschleunigungsfall). Die Wahl zweier alternativer Regelgesetze fürdie Brennstoffaufteilung im gestuften Betrieb brachte nahezu identische Ergebnisse. Gestuftwurde bei ca. 60% von αmax (Startleistung), zur Verhinderung instabiler Betriebszustände imBereich des Stufungspunktes wurde erst bei 45% αmax „entstuft“. Der minimale Ausbrandkurz oberhalb des Stufungspunktes lag bei 97%, wie Abbildung 2.1-5 wiedergibt. Der ge-zeigte NOx-Verlauf über dem Lastbereich entspricht einer 45%-igen Senkung im Normzyklus-Mittel gegenüber den Referenzwerten modernster konventioneller Brennkammertechnologiein der A1-Version des Triebwerks.

Die verbleibenden Zielstellungen von Nachweis der Zuverlässigkeit und Haltbarkeit, derSenkung von Gewicht und Komplexität des Systems wurden nicht mehr in Angriff genom-men, nachdem das Programm wegen fehlender potentieller Kunden 1994 eingestellt wurde.

0

5

10

15

20

25

450 500 550 600 650 700 750 800 850 900

T3 K

EI NOx

96

97

98

99

100

450 500 550 600 650 700 750 800 850 900

T3 K

Eta %g/kg BS

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Abbildung 2.1-6 Auslegung des Double Annular Combustor für das CFM56-5B-Triebwerk

Abbildung 2.1-7 Auslegung des Double Annular Combustor für das Triebwerk GE90

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Im Gegensatz dazu entwickelte man bei GE das radial gestufte DAC-Konzept zur Serienreifefür die Triebwerkstypen CFM56 (Abbildung 2.1-6) und GE90 (Abbildung 2.1-7).

Da Einzelheiten dieser Entwürfe naturgemäß wettbewerbssensibles Firmen-know how dar-stellen, ist insbesondere im Fall des GE90 relativ wenig von der Auslegung dieser Brenn-kammern bekannt.

Beim CFM56-Entwurf wurden Umfangs- und radiale Stufung kombiniert (Abbildung 2.1-8 gibtden Stufungsplan für eine typische Flugmission wieder), da anfänglich erhebliche Problemebestanden, bei gutem Ausbrand gleichzeitig ein akzeptables Temperaturprofil am Brenn-kammeraustritt zu erreichen. Dies ist eine Folge der radial innenliegenden Anordnung derHauptstufe, die die Temperatur-Belastungsspitzen in der ungewünschten Richtung hin zumTurbinenschaufelfuß verlagert. Vom Standpunkt der Emissionsminderung hätte im T.O.-Falleine Aufteilung 25% des Brennstoffs in die Pilotstufe das Optimum dargestellt, die günstigsteTemperaturverteilung erforderte 40%. Letztlich mußte ein Kompromiß realisiert werden. Dasspiegelt sich in den Ergebnissen der Emissionsmessungen für die Zertifizierung wieder.

Abbildung 2.1-8 Stufungslogik für den CFM56-5B Double Annular Combustor

Für die vier zertifizierten Triebwerksversionen des CFM56 ergeben sich für die einzelnen imLTO-Zyklus definierten Lastpunkte die in Tabelle 2.1-1 angegebenen Ausbrandbereiche.

Idle Approach Climb Take OffCFM56-5BX/2 98,6-99,0 97,8-99,6 99,7-99,9 99,9- ≈100

GE90-XXB 99,6-99,7 99,9- ≈100 ≈100 ≈100

Tabelle 2.1-1 Ausbrandwerte gestufter General Electric-Triebwerke nach ICAO-Datenbank (ICAO 1993/2 + Ergänzungen)

Die letzte Zeile zeigt, daß es beim GE90 weitaus besser gelungen ist, akzeptable Ausbrand-werte zu realisieren, die diejenigen der konventionellen Brennkammerversion dieses Trieb-werks sogar übertreffen.

Wie sich die Senkung des NOx-Ausstoßes im Vergleich zu ungestuften Triebwerksmusterndarstellt, zeigt Abbildung 2.1-9 auf.

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Abbildung 2.1-9 Vergleich der NOx-Emissionen gestufte - ungestufte Brennkammern(ICAO 1993/2+Ergänzungen)

Als weltweit einziger weiterer Triebwerkshersteller entwickelt die Firma Rolls-RoyceDeutschland derzeit ebenfalls eine gestufte Brennkammer zur Anwendung im zivilen Be-reich. Ziel ist es, mindestens eine 40%-Reserve gegenüber dem ICAO-Grenzwert für dieTriebwerke BR710 und BR715 sicherzustellen. Das ergibt für die Anwendung im BR715 bei-spielsweise die Zielstellung von ca. 40 g/kN (Meßwert) für den ICAO-Parameter (BRR 1994).

Abbildung 2.1-10 Modifikation der gestuften Brennkammer von Rolls-Royce Deutschland

0

20

40

60

80

100

10 15 20 25 30 35 40 45Gesamtdruckverhältnis ΠΠΠΠ

Dp/Foo

gkN

GE90-76B

CFM56-5B4CFM56-5B6

CFM56-5B2

CFM56-5B4

V2530-A5 (ASC)*

* nicht zertifiziert ungestufte Brennkammern

GE90-77B

GE90-85B

GE90-86BGE90-90B

GE90-92B

Grenzwert bis 12/95 Grenzwert ab 1/96

ICAODB.XL

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Die Konfiguration der Brennkammer ist der des ASC von P&W mit innenliegender Pilotstufesehr ähnlich. Auch hier ist vorgesehen, den Approach-Lastpunkt im gestuften Betrieb zu fah-ren.

Der Schritt der Technologieentwicklung mit zahlreichen Komponenten- und Rigtests (Fink etal. 1997, Hassa et al. 1998, Schilling 1995) und CFD-Untersuchungen (Brehm et al. 1997)konzentrierte sich auf den Zeitraum 1993-1998. Im Ergebnis wurde das Gesamtvolumen derBrennkammer vom Entwicklungsstandard „A“ zum Standard „E“ zur NOx-Reduktion um ca.18% gesenkt (Abbildung 2.1-10) (Brehm et al. 1998). In allernächster Zukunft soll die Brenn-kammer zur Serienreife entwickelt werden.

2.2 Entwicklung der Verbrennungsmodellierung

In der gegenwärtigen, frühen Phase der Entwicklung/des Einsatzes dieser Brennkammernliegen kaum Entwicklungs- und Betriebserfahrungen unter realistischen Einsatzbedingungenvor, die zum Aufbau einer Wissensbasis zur zweckmäßigen Auslegung derart modifizierterVerbrennungssysteme herangezogen werden können. Damit ergibt sich die Notwendigkeit,das in der Entwicklung konventioneller Brennkammern gesammelte Wissen mit den Gestal-tungsmöglichkeiten dieses neuen Konzepts in nutzbringender Weise zu kombinieren. Einfa-che analytische Modelle des Verbrennungsprozesses sind dazu geeignet, grundlegendeTendenzen der Beeinflussung der Verbrennungsführung in den Gasturbinen-Brennkammernherauszuarbeiten.

Durch Verarbeitung analytischer Zusammenhänge, die zumindest die Einflüsse von Aufent-haltszeit, chemischer Reaktionsrate und Mischungseinflüssen in einfacher Form berücksich-tigen, lassen sich einfache und allgemeingültige Korrelationen zur groben Abschätzung vonAusbrand und NOx-Emissionen von ganzen Triebwerksklassen unter verschiedenen Ein-satzbedingungen ableiten. Pionierarbeit auf dem Gebiet der Modellierung von Verbren-nungsstabilität und Brennstoffumsetzung leisteten Longwell und Weiss (Long-well/Weiss1955), die auf der Grundlage von Untersuchungen an gut gemischten Reaktoreneine umfangreiche Theorie zur Beschreibung der Reaktionsrate bei der Verbrennung mitvernachlässigbarem Mischungseinfluß begründeten. Ausgebaut, u.a. durch Odgers und sei-ne Mitarbeiter (Kretschmer/Odgers 1972, Odgers/Carrier 1972, Kretschmer/Odgers 1973)zur Berücksichtigung von Mischungseinflüssen, bildet der abgeleitete „loading parameter“noch heute die Grundlage für die Untersuchung der Verlösch-(blow out)-Eigenschaften vonBrennkammern. Einen ganz ähnlichen theoretischen Ansatz benutzend, leiteten Lefebvreund Greenhough (Lefebvre/Greenhough 1957) den sogenannten Θ-Parameter ab, mit des-sen Hilfe ebenfalls Ausbrand und Stabilitätsverhalten von Gasturbinen-Brennkammern incharakteristischer Weise korreliert werden können:

Θ =⋅ ⋅ ⋅P A D T

mref ref

L

3175 0 75

3 300, , exp( )&

(2.2-1)

Es ist üblich, einen kritischen Wert von Θ zur überschlägigen Bemessung neuer Brennkam-merauslegungen heranzuziehen. Eine Anleitung zur Interpretation von η-Θ-Charakteristikenist in Lefebvre 1983 gegeben.

Die Ableitung einfacher und dennoch universeller NOx-Korrelationen gelingt aufgrund derTatsache, daß das Niveau der Emissionen hauptsächlich von den Betriebsparametern amBrennkammereintritt abhängt, wenn man von Brennkammern von gleichem, ausgereiftemEntwicklungsstand ausgeht (AECMA 1994). Der dominante T3-Einfluß wird in Lipfert 1972eindrucksvoll aufgezeigt. Die Eintrittsparameter werden hauptsächlich von den Flug- undUmgebungsbedingungen bestimmt, die Wahl der Triebwerksauslegung (insbesondere desDruckverhältnisses) hat ebenfalls einen Einfluß. Eine ganze Reihe derartiger NOx-Korrela-

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tionen sind in der Literatur aufgeführt und diskutiert (Sullivan 1976, Odgers/Kretschmer 1985,Tacina 1990, Deidewig 1998). Sie wurden mit Hilfe freier Konstanten auf die Verhältnisse inGasturbinen empirisch angepaßt. In der Industrie werden sie verbreitet als sog. P3/T3-Methoden zur Emissionsberechnung bei Flugmissionen verwendet. Es lassen sich Typen zurdirekten Berechnung der Emissionen aus den Brennkammerparametern und Verhältnistypenunterscheiden (Stöppler 1992). Bei letzteren kann durch Bezug auf gemessene Emissions-daten (z.B. auf die im Zuge der Zertifizierung nach den ICAO-Richtlinien gewonnenen) dieEmissionscharakteristik auf den Triebwerkstyp abgestimmt und dann auf andere Betriebsbe-dingungen (z.B. Reiseflug) extrapoliert werden.

Diese einfachen, quasi-nulldimensionalen „single reactor“-Ansätze berücksichtigen jedoch inkeiner Weise Auslegungskriterien der Brennkammer. Sie können dementsprechend nicht fürEntwurfsstudien Anwendung finden. Detailliertere Ansätze zur Emissionsberechnung(Lefebvre 1983, Rizk/Mongia 1992, Pearce et al. 1993, Becker/Perkavec 1994) berücksichti-gen zumindest die individuellen Verhältnisse in der primären Verbrennungszone der Brenn-kammer (charakteristische Temperaturen und Volumina bzw. Aufenthaltszeiten), die auf dasAusbrand- und Emissionsverhalten ausschlaggebenden Einfluß haben. Die Auswertungenvon über 2200 Meßpunkten an 14 verschiedenen Brennkammeraufbauten in Pearce et al.1993 zeigen, daß man unter Nutzung von Zusammenhängen dieser Kategorie in der Lageist, allgemeingültige Korrelationen unter Berücksichtigung individueller Eigenheiten derBrennkammern zu entwickeln.

A. Lefebvre (Lefebvre 1984) nutzte eine Vielzahl von Meßdaten verschiedener, jeweils mitunterschiedlichen Brennstoffen betriebener Muster von Serientriebwerken, um halbempiri-sche Berechnungsvorschriften für NOx und CO in Abhängigkeit von den Eintritts- und Pri-märzonenverhältnissen abzuleiten. Diese Korrelationen fanden in verschiedenen Untersu-chungen Anwendung. So wurden sie u.a. von Rizk/Mongia zur Berücksichtigung von Ver-dampfungs- und Mischungseinflüssen sowie zur Berechnung von UHC und Ruß weiterent-wickelt und zur Auswertung von Versuchen mit Ring-Brennkammern (Rizk/Mongia 1992,Rizk/Smith 1994) erfolgreich verwendet. Auch in Danis et al. 1996 wird die Eignung diesesAnsatzes zur Beschreibung des Emissionsverhaltens verschiedener Brennkammerentwürfebelegt. Interessanter Weise befand sich unter den untersuchten vier verschiedenen Brenn-kammer-Mustern von General Electric auch der gestufte Entwurf für das CFM56, dessenBehandlung als zwei parallelgeschaltete konventionelle Brennkammern ebenfalls gute Er-gebnisse in der Korrelation von gemessenen Emissionsdaten erbrachte.

Mellor hat die eindimensionale, halbempirische Modellierung in seinem „Characteristic TimeModel“ (CTM) (Mellor 1976, Mellor 1979) durch die Berücksichtigung der Tropfenverbren-nung verfeinert. Er ordnet, wie der Name schon sagt, jedem signifikanten Teilprozeß einecharakteristische Zeitskala zu: neben denen für die homogenen Oxidationsreaktionen und fürdie Mischungsprozesse auch eine zur Simulation der Tropfenverdunstung. In einem Ver-gleich von Lefebvre-, Rizk/Mongia-Modell und CTM zur Korrelation von Versuchsdaten(Newburry/Mellor 1995) zeigt sich das letztgenannte den anderen überlegen, da es in derLage ist, die spezifischen Erscheinungen erdgebundener Gasturbinen-Anwendungen wie-derzugeben, bei denen Verdampfungsprozesse eine größere Rolle spielen. Schließlich wirdeine Weiterentwicklung und Anpassung an die Verhältnisse bei magerer Vormischverbren-nung unternommen (Newburry/Mellor 1995/2).

Um Einblick in die Vorgänge innerhalb der Brennkammer (Zumischung von Misch- undKühlluft) nehmen, deren Einfluß auf die Emissionsbildung abschätzen und die weiterenBrennkammerzonen geeignet auslegen zu können, muß die Modellierung entsprechend er-weitert werden. Dazu wird die Brennkammer im allgemeinen aus einer Sequenz von parallelund/oder in Reihe geschalteten Reaktoren betrachtet. Dies gibt die Möglichkeit, den ver-schiedenen Regionen der Brennkammer auch individuelle Eigenheiten zuzuordnen. Die Pri-märzone PZ, in der die Flamme durch ein Rezirkulationsgebiet stabilisiert ist, wird meist als„well stirred reactor“ (WSR) modelliert. Durch geeignete Kenngrößen kann der Grad der

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Durchmischung zwischen den Extremen „perfectly stirred reactor“ (PSR, perfekte Mischung= homogene Verteilung der Stoffwerte) bis zum „plug flow reactor“ (PFR) variiert werden. Alssolche Kenngrößen kommen u.a. geeignete statistische Verteilungen des Brennstoff-Luft-Verhältnisses und/oder der Aufenthaltszeit in Frage. Das PFR-Modell wird auch zur Simula-tion der nachfolgenden Reaktoren verwendet und ist durch paralleles, axiales ungemischtesDurchströmen der Fluidpartikeln gekennzeichnet. Die Zufuhr von Mischluft wird durch Misch-elemente dargestellt, in denen nur die turbulente Durchmischung der Gasströme simuliertwird. Der PZ kann ein „lean blow out“ (LBO)-Reaktor vorgeschaltet sein, in dem die Mi-schungseinflüsse zwischen Brennstoff und Swirler-Luftstrom unmittelbar stromab der Ein-spritzdüse und die Initial-Reaktionen der Brennstoffumsetzung zur Simulation des Stabilitäts-verhaltens der Flamme modelliert werden. Durch Parallelschaltung von Reaktoren kann bei-spielsweise der Einfluß von Quenching-Effekten in Wandungsnähe auf die Schadstoffbil-dungs-Reaktionen simuliert werden. Rizk und Mongia (Rizk/Mongia 1992) beispielsweiseleiteten aus Ergebnissen von Berechnungen mit dem detaillierten Reaktionsmechanismusaus Westbrook und Pitz 1984, kombiniert mit einem erweiterten Zeldovich-Mechanismus zurModellierung der NO-Entstehung, individuelle Berechnungsvorschriften für die NOx-, CO-und UHC-Bildung unter den für die verschiedenen Reaktortypen spezifischen Bedingungenab. Durch Anwendung von Modellen dieser Kategorie konnten die Ergebnisse der Emissi-onsberechnungen für konventionelle Brennkammern gegenüber den Ein-Zonen-Modellenverbessert und die Berechnungen auf Vormischkonzepte erweitert werden. Das gelang auchRizk/Smith (Rizk/Smith 1994): sie zeigten, daß sich ein Einblick in den Beitrag der einzelnenReaktoren zur Schadstoffbildung gewinnen läßt. Die Anzahl derartiger Reaktoren ist in derRegel auf einige wenige (Größenordnung unter 10) begrenzt, auch um ggf. Rechenkapazitätfür eine detailliertere Simulation der chemischen Umsetzung zu reservieren. Denn die bisherbesprochenen Modelle gehen meist von einer globalen Ein-Schritt-Modellierung der Ver-brennungsreaktion nach (2.2-2) aus (teilweise angepaßt an die lokalen Gegebenheiten in derbetrachteten Brennkammerregion).

Kohlenwasserstoff + Sauerstoff ⇒ Kohlendioxid + Wasser (2.2-2)

CO2 und H2O als ausschließliche Reaktionsprodukte zu betrachten, führt dazu, daß die aufder Grundlage des Energiegleichgewichts der beteiligten Stoffe ermittelte Reaktionstempe-ratur um Beträge in der Größenordnung bis zu 100K zu hoch berechnet wird. Das ist die Fol-ge der Vernachlässigung von Dissoziationserscheinungen. Vor allem CO und H2 treten inden Reaktionsprodukten in Größenordnungen auf, die nicht zu vernachlässigen sind. DiesesProblem kann umgangen werden, indem die Verbrennung in einem Zwei-Schritt-Reaktionsmechanismus analog (2.2-3) beschrieben wird.

Kohlenwasserstoff + Sauerstoff ⇒ Kohlenmonoxid + WasserstoffKohlenmonoxid + Wasserstoff ⇒ Kohlendioxid + Wasser.

+ Sauerstoff

(2.2-3)

Jede dieser Teilreaktionen wird durch eigene Reaktionsgesetze beschrieben. Die erste Re-aktion ist schnell im Vergleich zur zweiten, so daß die Oxidation von CO der limitierendeSchritt bei der Brennstoffumsetzung ist. Ansätze dieser Art sind von Westbrook und Dryer(Westbrook/Dryer 1981) für verschiedene Brennstoffe analysiert und entsprechende Reakti-onskonstanten angegeben worden. Desweiteren besteht die Möglichkeit, umfangreichereReaktionsmechanismen und/oder detailliertere Modellierung der Brennkammergeometrie indas Verbrennungsmodell zu implementieren bis hin zum Übergang zum Kontinuumsmodell(CFD). Für derartige Modelle läßt sich in der Literatur eine große Anzahl von Beispielen fin-den. Allerdings steigt bei zunehmender Verfeinerung des Modells die Anzahl der Freiheits-grade der Auslegung sprunghaft an. Um den Variablenraum überschaubar zu halten, müs-sen damit um so mehr von ihnen vorgewählt werden. Dieses Vorgehen ist zur Lösung vonspeziellen Problemstellungen sicherlich sinnvoll, bei Untersuchungen allgemeiner Natur wirddadurch die Universalität des Modells eingeschränkt.

Quellenstudium

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Für grundlegende Untersuchungen ist die Beschränkung auf eine simple Modellierung auchim Hinblick auf die Implementierung in übergeordnete Programmabläufe (Variationsrech-nung, Optimierungsalgorithmen) sinnvoll und notwendig. An dieser Notwendigkeit orientiertsich das in Kapitel 4 beschriebene Verbrennungsmodell.

Anforderungen an Brennkammern von Flugantrieben

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3 Anforderungen an Brennkammern von Flugantrieben

3.1 Überblick

Die Brennkammern von Flugtriebwerken haben im Betrieb einer Reihe von Anforderungenzu genügen. Dazu zählen in erster Linie:

1. die sichere, zuverlässige und fehlerfreie Funktion aller Bauteile und Komponenten, wieZünd-, Einspritz- und Regelsystem

2. die Gewährleistung einer hohen Wirtschaftlichkeit in Form eines adäquaten AusbrandesηA zur maximalen Ausnutzung der im Treibstoff enthaltenen chemischen Energie; bei mo-dernen Triebwerken sollte dieser in den Haupteinsatzfällen 99% nicht unterschreiten

3. das sichere Zünden und Wiederzünden der Brennerflamme auch unter ungünstigstenBedingungen, wie sie z.B. bei extrem niedrigen Außentemperaturen oder im Windmilling-betrieb in großen Höhen auftreten

4. Sicherheit vor Verlöschen der Flamme auch bei extremen Wettererscheinungen (starkemRegen oder Hagel)

5. keine verbrennungsbedingten Instabilitäten (Druckschwankungen)6. geringer Druckverlust7. Gewährleistung einer geeigneten Temperaturverteilung sowohl an den Wandungen der

Brennkammer als auch am Turbineneintritt zum Schutz vor thermisch-mechanischerÜberlastung von Brennkammer- und Turbinenbauteilen

8. zweckmäßige konstruktive Gestaltung der Brennkammerbauteile, die die notwendigeWartungsfreundlichkeit im Betrieb mit den Forderungen nach kostengünstiger Herstellung,Platz- und Gewichtsreduktion vereinigt

9. hohe Dauerhaltbarkeit aller Brennkammerkomponenten, d.h. insbesondere Schutz vorBrenner-Verkoken, Durchbrennen des Flammrohrs, Dauerbrüchen und Kriecherscheinun-gen

10. und nicht zuletzt geringe Schadstoffproduktion, insbesondere in den Hauptlaststufen. AlsMinimalforderung in dieser Hinsicht muß die Einhaltung der Zulassungsrichtlinien derICAO angesehen werden, die im nachfolgenden Unterkapitel erklärt werden.

Die Erfüllung all dieser Forderungen wird ganz wesentlich von einer zweckmäßigen kon-struktiven Gestaltung der Brennkammerkomponenten bestimmt. Nicht alle diese Forderun-gen können aber bei einer vereinfachten Modellierung der physikalisch-chemischen Prozes-se in der Brennkammer Berücksichtigung finden. Insbesondere 1., 5., 8. und 9. werden vonder individuellen konstruktiven Lösung und weniger von der aero- und gasdynamischenAuslegung der Brennkammer beeinflußt. Dagegen ist letztgenannter Einfluß für die Erfüllungder Forderungen 3., 4. und 7. signifikant und in der Modellierung unerläßlich. Die Art der Mo-dellierung dieses Einflusses, also die Umsetzung in konkrete Auslegungsforderungen istKapitel 6.2. zu entnehmen. Schließlich stellen 2. und 10. das Ziel der vorliegenden Untersu-chung dar und damit wird ihnen in besonderem Maße Beachtung geschenkt.

3.2 ICAO-Zulassungsrichtwerte

Die von der ICAO erstmals 1982 erlassenen Emissionsobergrenzen (1996 letztmalig aktuali-siert) sind heute das einzige global gültige Regelwerk zur Regulierung des Emissionsver-haltens von Flug-Gasturbinen. Die potentielle Überschreitung der darin festgelegten Grenz-werte stellt für die Triebwerkshersteller ein untragbares Risiko dar. Deshalb konzentrierensich die Bemühungen der Entwickler darauf, die Auslegung der Brennkammern auf sie abzu-stimmen.

Die typische Abgaszusammensetzung läßt sich in Form des Emissionsindex’ (EI) als GrammAbgaskomponente je Kilogramm Brennstoff beschreiben. Die emittierten Mengen an CO2,

Anforderungen an Brennkammern von Flugantrieben

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H2O und SO2 werden vom Gesamt-Brennstoffverbrauch bzw. der Zusammensetzung desBrennstoffes bestimmt. Sie zählen zu den „unregulierten“ Emissionen, da es derzeit keineStandards hinsichtlich dieser Schadstoffe für die Zulassung von Triebwerken gibt (die derVorgabe eines über den Betriebsbereich integral gemittelten Mindest-Ausbrenngradesgleichzusetzen wären). Die Vorschriften geben Obergrenzen für den Anteil von Stickoxiden(NOx), Kohlenmonoxid (CO), unverbrannten Kohlenwasserstoffen (UHC) und Ruß im Abgasin Abhängigkeit von der Triebwerksklasse an. Da die Ausarbeitung der Richtlinien auf ersteÜberlegungen Anfang der 70er Jahre zurückgeht, als der Anteil des Flugverkehrs noch ge-ring und seine Auswirkungen höchstens lokal (im Flughafennahbereich) zu spüren waren, istim sogenannten Landing-Take Off-Zyklus (LTO-Zyklus) der Betrieb der Triebwerke am Bo-den nachempfunden. Es wird eine zeitgewichtete Gesamtemissionsmenge D, bezogen aufden maximalen Startschub des Triebwerks, für die einzelnen Stoffe ermittelt. Diese dürfen fürzivile Triebwerke mit einem Startschub F00>26,7 kN die folgenden zulässigen Höchstwertenicht überschreiten (Tabelle 3.2-1):

CO DCO/Foo <19,6 g/kNUHC DUHC/Foo <118 g/kNNOx DNOx/Foo <32+1,6•Π g/kNRuß SN <83,6•Foo

-0,274 -

Tabelle 3.2-1 Obergrenzen für gasförmige Emissionen von Strahltriebwerken fürUnterschallflugzeuge, Schub > 26,7 Kilonewton

Die Meßwerte vom Triebwerk erfahren eine Korrektur zur Erfassung des Streubereichs derMessungen. Der Aufschlag fällt um so geringer aus, je mehr Triebwerke in das Zertifizie-rungsprogramm eingebunden sind. In den Vorschriften sind ebenfalls Bestimmungen bezüg-lich der verwendeten Analysetechnik und deren Kalibrierung, der Probenentnahme amTriebwerk, des Ablaufs der Meßprozedur, der Umgebungsbedingungen sowie notwendigeUmrechnungsverfahren enthalten.

Die zulässige Stickoxidmenge wird anhand des Gesamt-Verdichtungsverhältnisses Π be-rechnet. Dadurch findet Berücksichtigung, daß dieser Parameter das Niveau der Stickoxid-bildung mitbestimmt. Zur Ermittlung der Smoke Number SN wird die Intensität der Schwär-zung eines Papierfilters durch ein vorgegebenes Abgasvolumen festgestellt.

Zweifellos wird durch den vorgegebenen LTO-Zyklus nur ein Bruchteil der Emissionen auseiner zu erfüllenden Flugmission erfaßt. Für einen Kurzstreckenflug betrifft das überschlägig25% der Gesamtemissionen (Bahr 1992), für einen Langstreckenflug nur etwa 15% (Hüttig1998). Die Ausdehnung der Zulassungsvorschriften auf weitere Flugphasen, wie Steig- undReiseflug ist an die Klärung einiger offener Fragen gebunden:

1. erst wenn Klarheit über die Umweltwirkungen der verschiedenen emittierten Stoffe in denbetroffenen Atmosphärenschichten besteht, können Schlußfolgerungen hinsichtlich sinn-voller und ausgewogener Grenzwerte gezogen werden

2. einfache, verläßliche analytische Methoden zur Emissionsberechnung für den gesamtenFlugzyklus aus den Bodenstandwerten gibt es (noch) nicht

3. die Einhaltung dieser Grenzwerte müßte demnach in sehr kostspieligen Höhenprüf-standsversuchen oder gar im technisch noch nicht realisierbaren Flugversuch überprüftwerden

4. die Emissionswerte hängen stark von der vorgegebenen Triebwerks-Flugzeug-Kombination und den Einsatzumständen ab. Daher wäre es sinnvoller, flugzeug-spezifische Grenzwerte zu erlassen. Ungeklärt ist, auf welche Parameter die Grenzwertebezogen werden sollen. Mögliche Alternativen wären Transportleistung, Nutzmasse, Ge-samtmasse oder Reichweite.

Andererseits läßt sich argumentieren, daß eine im Bodenbetrieb wirksame Emissionsminde-rung mit Sicherheit auch eine adäquate Senkung der Emissionen im Reiseflug nach sich

Anforderungen an Brennkammern von Flugantrieben

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zieht. Nichtsdestotrotz werden im Sinne einer Vorsorgemaßnahme Untersuchungen überSinn und zweckmäßige Verfahrensweise für Emissionsrichtlinien im Steig- und Reiseflugdurchgeführt (Dobbie 1996).

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

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4 Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Zur Erarbeitung eines Brennkammermodells für die Simulation der gestuften Verbrennungwird zunächst auf den vereinfachten Fall zurückgegriffen: die Modellierung der konventio-nellen Brennkammer. Nach Validierung des Modells anhand von veröffentlichten Meßdatenvon verschiedenen Brennkammern wird es entsprechend der gewünschten Funktionalität hinin den folgenden Kapiteln erweitert. Für den Übergang von der Meßdatenkorrelation zuAuslegungsstudien müssen deren Limitationen aus den Brennkammeranforderungen abge-leitet werden. Das Modell ist in einen Algorithmus zur Ableitung bestgeeigneter Auslegungs-varianten einzuarbeiten. Schließlich wird die Geometrie an die der gestuften Brennkammerangepaßt.

4.1 Allgemeine Einführung in die Modellierung

Entsprechend der im Kapitel 2 einführend beschriebenen Grundsätze wird mit Hilfe eineseindimensionalen, halbempirischen Ansatzes der Verbrennungs- und Schadstoffbildungs-prozess in Gasturbinen-Brennkammern modelliert. Das Modell gestattet es, den Einfluß derHauptauslegungsparameter auf die Bildung von Kohlenmonoxid, unverbrannten Kohlenwas-serstoffen und Stickoxiden unter jeglichen Betriebsbedingungen abzuschätzen. Die Vertei-lungen von Temperatur und mittleren Aufenthaltzeiten des Verbrennungsgases in den ein-zelnen Brennkammer-Teilvolumina stellen diese Haupteinflußparameter dar.

Abbildung 4.1-1 Modellierung der Brennkammergeometrie

Zu deren Ermittlung wird die Brennkammer in eine Sequenz von Reaktoren unterteilt, denenentsprechend einer angenommenen Luftverteilung charakteristische mittlere Brennstoff-Luft-Verhältnisse α zugeordnet werden (Abbildung 4.1-1). Auf der Grundlage dieser Stöchiome-trieverteilung erfolgt die Abschätzung der Aufenthaltszeiten und Temperaturen.

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

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Brennkammertemperaturen

Zur Beschreibung der verschiedenen Teilprozesse werden unterschiedliche charakteristischeTemperaturen definiert, deren Verlauf über den Betriebsbereich eines Triebwerks exempla-risch in Abbildung 4.1-2 dargestellt ist.

Abbildung 4.1-2 Charakteristische Verbrennungstemperaturen bei typischen Brenn-kammerbedingungen

T3 BrennkammereintrittstemperaturTad Gleichgewichtstemperatur der vorgemischten Kerosinverbrennung unter der Bedin-

gung adiabater Wände, die sich unter Berücksichtigung der aktuellen Werte von Druck,Brennkammereintrittstemperatur und Stöchiometrieverhältnissen für die entsprechendeZone ergibt. Der Einfluß der Dissoziation ist berücksichtigt. Zur Ermittlung von Tad dienteine empirisch abgeleitete Näherungsformel nach Gülder 1985

Tad = Tad (T3, P3, Φz) (4.1-1)

Φz - Äquivalenzverhältnis = Verhältnis aus aktuellem zu stöchiometrischem Brennstoff-Luft-Verhältnis α. Die ermittelten Temperaturen zeigen eine gute Übereinstimmung mitReferenzwerten, die mit dem Gleichgewichts-Programm Equilibrium (Pratt/Pratt 1984,Pratt/Heiser 1994) ermittelt wurden. Die Näherungsformel ist gültig im Bereich0,3 < Φ < 1,6.

Tmax maximale, theoretisch erreichbare Temperatur, die sich aus dem Energiegleichgewicht(4.1-2) zwischen dem Austritt aus der betreffenden Zone und dem Brennkammereintritt(Ebene 3) ergibt. Im Unterschied zu Tad finden Dissoziationseffekte hier keine Berück-sichtigung, da von vollständigem Umsatz der Energie des Brennstoffes in fühlbareWärme ausgegangen wird.

& & & &max maxm H T m H T m H m H TL L L BS BS BS BS u L BS( ) ( ) ( )+ + = + (4.1-2)

Die Luftmasse am Eintritt in die Zone setzt sich zusammen aus der gesamten bis zudiesem Ort akkumulierten Luftmenge (Kühlluftanteile werden als Verbrennungsluft miteingefaßt), gleiches gilt für den Brennstoff:

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

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& &, ,

..

m mL z L jj

z

= ∑1

& &, ,

..

m mBS z BS jj

z

= ∑1

(4.1-3)

Unter Berücksichtigung von & &m H T m HBS BS BS BS u( ) << läßt sich schreiben:

( )( )T T

c T T H

czp L u

z pmax,

, max

,max

= +⋅ − +

+ ⋅03 0

1

αα

(4.1-4)

Mit αmax = αz für Φ < 1 und αmax = αstöch. für Φ ≥ 1 findet Berücksichtigung, daß in einerVerbrennungszone maximal die stöchiometrisch bestimmte Menge Brennstoff ver-brannt werden kann und dadurch die maximale Aufheizung bestimmt wird.

TΦ=1 stöchiometrische Flammentemperatur, die sich aus (4.1-1) mit den aktuellen Werten fürEintrittstemperatur und -druck, aber stöchiometrischem Mischungsverhältnis ergibt

Tad,1 Zwischenwert der Temperatur zwischen adiabater Flammentemperatur Tad und stöchi-ometrischer Flammentemperatur TΦ=1 zur Berücksichtigung der Inhomogenitäten in derPrimärzone (PZ) bei der Ausbrandberechnung

T k T k Tad Fl Fl ad, ( )1 1 1= ⋅ + − ⋅=Φ (4.1-5)

mit 0 < kFl < 1.

Aufenthaltszeit

Der allgemeine Ansatz für die Berechnung der Aufenthaltszeit τres in den verschiedenenBrennkammervolumina ist gegeben durch das Weg-Zeit-Gesetz

τ res

L

U= (4.1-6)

mit L als einer charakteristischen Brennkammerlänge und U der mittleren axialen Ge-schwindigkeitskomponente der Luft. Drückt man U über die Definitionsgleichung des Mas-senstroms und über die allgemeine Gasgleichung aus, ergibt sich:

τ resL

LA

R

P

m T= ⋅

&(4.1-7)

Geht man von konstanter charakteristischer Länge L aus, läßt sich L•A zum Brenn-raumvolumen V zusammenfassen (siehe z.B. Becker 1994), das individuell bestimmt werdenmuß. Mellor verwendet in seinem Characteristic Time Model (CTM) (Mellor 1976, Mellor1979, Newburry/Mellor 1995, Newburry/Mellor 1995/2) verschiedene charakteristische Län-gen LNO und LCO, die einzeln angepaßt werden müssen. Auch die Geschwindigkeit U ist fürbeide Fälle unterschiedlich definiert: für die CO-Berechnung wird die mit den Brennkammer-eintrittsparametern und dem größten Brennkammerquerschnitt gebildete Referenzgeschwin-digkeit Uref benutzt, für die NO-Berechnung die mit der stöchiometrischen Verbrennungstem-peratur TΦ=1 gebildete UΦ=1. Lefebvre hingegen verwendet einen einheitlichen Ansatz zurBerechnung von CO und NO (Lefebvre 1983), indem er für T in (4.1-7) die adiabate Flam-mentemperatur Tad einsetzt. Der Ansatz in Odgers/Kretschmer 1985 geht ebenfalls auf (4.1-7) zurück, er wurde jedoch empirisch an eine Vielzahl von Meßdaten verschiedener Brenn-kammern speziell zur NO-Berechnung angepaßt (4.1-8):

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 37 von 106

τ NOPZ

L m

V P

m T∝ ⋅

0 6

0 5

0 404,

,

,

&

(4.1-8)

Tm stellt bei der Diffusionsverbrennung den arithmetischen Mittelwert aus Brenn-kammereintrittstemperatur und stöchiometrischer Verbrennungstemperatur TΦ=1 dar. In dervorliegenden Arbeit wurde das Lefebvre-Modell entsprechend (4.1-7) benutzt, da aufgrundder intensiven Mischungsvorgänge in der Brennkammer davon ausgegangen wird, daß füralle Teilprozesse die gleiche mittlere Aufenthaltszeit relevant ist.

4.2 Berechnung des Ausbrands

Die verschiedenen, den Ausbrenngrad der Zonen beeinflussenden Erscheinungen werdendurch entsprechende Wirkungsgrade beschrieben:

ηDiss : Einfluß von Dissoziationserscheinungen bei hohen TemperaturenηΦ : Einfluß überstöchiometrischen Gemisches (Φ>1)ηDam : Einfluß der Kinetik der VerbrennungsreaktionηAufb : Einfluß der Brennstoffaufbereitung

Dissoziationseinfluß

In Abbildung 4.2-1 ist die nach (4.1-4) ermittelte Maximal- der nach (4.1-1) berechnetenadiabaten Flammentemperatur für typische Brennkammereintrittsparameter gegenüberge-stellt.

Abbildung 4.2-1 Verbrennungstemperaturen über Äquivalenzverhältnis für typischeBrennkammerbedingungen

Gute Übereinstimmung der Temperaturen in den relevanten Φ-Bereichen ist für das Intervall450 K < T3 < 900 K gegeben. Näherungsformel (4.1-1) berücksichtigt im Gegensatz zur Tmax-Berechnung die Dissoziationseffekte. Abbildung 4.2-1 macht den dissoziationshemmendenEinfluß steigenden Brennkammerdrucks deutlich. Aus der Temperaturdifferenz um dasstöchiometrische Mischungsverhältnis kann auf den aus der Dissoziation erwachsenden un-

1000

1500

2000

2500

3000

0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8

Äquivalenzverhältnis ΦΦΦΦ

Tempe-ratur

KT_ad(900 K,1 bar)T_max(900K)T_ad(900K,30 bar)T_ad(450K,1 bar)T_max(450K)T_ad(450K,30 bar)

Gültigkeitsgrenze Gl. (4.1-1)

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 38 von 106

vollständigen Wärmegewinn Rückschluß gezogen und dieser in einen adäquaten Wirkungs-grad umgerechnet werden

∆Tdiss. = Tmax - Tad (4.2-1)

QDiss. = cp,Tmax(Tmax-T0)- cp,Tad(Tad-T0) (4.2-2)

ηDiss. = 1 - QDiss. / Qzu . (4.2-3)

Berücksichtigung überstöchiometrischer Mischungsverhältnisse

Bei fettem Gemisch kann höchstens die stöchiometrische Brennstoffmenge verbrannt wer-den, so daß der maximal erreichbare Ausbrand zusätzlich beschränkt ist. Der Restbrennstoffbleibt unverbrannt zurück:

& & ( ),m mRest L z z stöchBS= −α α

ηΦ = 1 für Φ ≤ 1

ηφ =−

=& &

&

m m

mBS Rest

BS

BS 1

Φfür Φ > 1.

(4.2-4)

(4.2-5)

Kinetikeinfluß

Die bisherige Betrachtung betrifft ausschließlich Gleichgewichtszustände, die sich bei aus-reichend langer Reaktionszeit einstellen.

Zur Bewertung der Vollständigkeit der Verbrennung bei strömenden Medien wird die Theorienach Damköhler herangezogen. Aus den Sätzen der Erhaltung für Masse (4.2-6) und Ener-gie (4.2-7) werden Ähnlichkeitskennzahlen durch Bezug der Transportvorgänge aufeinandergebildet:

( ) ( )∂∂

νc

tr c u d ci

ij j i i i= − − ∇ + ∇ ∇v (4.2-6)

DiffusionKonvektion

Quellstärke

cij kmol/m3 Konzentration der Teilchenart iνij - stöchiometrische Umsatzzahl der betrachteten Teilchenart i in der Reaktion jrj kmol/m3s Quellstärke der chemischen Reaktion j (Reaktionsgeschwindigkeit)u m/s Strömungsgeschwindigkeitdi m2/s Diffusionskoeffizient

( ) ( ) ( )∂∂

ρ ρ λt

H Wr Hu Tj= − ∇ + ∇ ∇v (4.2-7)

ρ kg/m3 DichteH J/kg EnthalpieW J/kmol Wärmequellstärke durch chemische ReaktionT K Temperaturλ J/msK Wärmeleitfähigkeit

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 39 von 106

( )Damr

c u

Chemische Mengenänderung

Konvektive Mengenänderungij j

i

1=∇

v(4.2-8)

( )Diffr

d c

Chemische Mengenänderung

Diffusive Mengenänderungij j

i i

1=∇ ∇

=ν (4.2-9)

( )DamWr

Hu

Chemische Energieänderung

Konvektive Energieänderungj

2 =∇

=ρ v

(4.2-10)

( )DiffWr

T

Chemische Energieänderung

Diffusive Energieänderungj

2 =∇ ∇

(4.2-11)

Die erste Damköhlerzahl (4.2-8) beschreibt das Verhältnis von Verweilzeit zu chemischerReaktionszeit im Reaktionsraum oder auch Reaktionsgeschwindigkeit zu Strömungsge-schwindigkeit. Die Verbrennung ist um so vollständiger, dem Gleichgewichtszustand näher,je größer dieses Verhältnis wird bzw. je länger die Aufenthaltszeit ist. In diesem Sinne kannsie zur Bestimmung des Kinetikeinflusses auf den Ausbrenngrad ηDam herangezogen wer-den.

Nach Winterfeld (Winterfeld 1959) läßt sie sich für zusammengesetzte Reaktionen in folgen-de vereinfachte Form bringen mit L als charakteristischer Länge:

Damr L

c Uij j

i

1 =⋅ ⋅⋅

ν (4.2-12)

Die Reaktionskinetik beschreibt den Ablauf chemischer Reaktionen mit Hilfe des Arrhenius-Ansatzes:

dc

dtN D

M

MT c ei

L m

jj

jj

jE T

j

jj j=

∑⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

∑∏ ∏ − ℜ

νν2 8Πℜ

(4.2-13)

NL 1/mol Loschmidtsche ZahlDm m mittlerer Durchmesserℜ J/mol K Allgemeine GaskonstanteR J/kg K Spezielle Gaskonstante R=ℜ/MM kg/mol molare MasseE J/mol Aktivierungsenergie

Mit der Umrechnung der Stoffmengenkonzentration ci in den Massenanteil Xi = mi / mges

cM

Xii

i= ⋅ρ (4.2-14)

und mit Einführung der Stoffkonstante ~H , oft als reaktionskinetischer Häufigkeitsfaktor be-

zeichnet,

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 40 von 106

~H N D

M

ML m

jj

jj

jj=

∑⋅ ⋅

∑∏

ν2 8Πℜ

(4.2-15)

folgt

dc

dtH T

MX ei

jj

j

E T

j

= ⋅ ⋅ ⋅

∏ − ℜ~ ρ

ν(4.2-16)

Reaktionsteilnehmer bei der Verbrennung in der Brennkammer sind der Brennstoff und mo-lekularer Sauerstoff

dc

dtH

M MT

P

RTX X eBS

BS O

BS OE T

BS O

BS O

BS O= ⋅⋅

⋅ ⋅

⋅ ⋅

+− ℜ~ 1

2

2

2

2

2

ν ν

ν νν ν

. (4.2-17)

Es ergibt sich ein Ausdruck, der äquivalent ist zu dem in Höper 1970 für die Kerosinverbren-nung abgeleiteten:

dc

dtT c c eBS

BS OE TBS O∝ ⋅ ⋅ ⋅ − ℜν ν

2

2 . (4.2-18)

Hier wird die in Realität sehr komplexe chemische Umsetzung des Brennstoffs vereinfa-chend als Ein-Schritt-Reaktion modelliert. Um die Reaktionstemperatur dennoch mit hinrei-chender Genauigkeit zu ermitteln, wird sie nicht aus dem Energiegleichgewicht Ausgangs-stoffe - Reaktionsprodukte abgeleitet, sondern Gleichung (4.1-1) benutzt, die die andernfallsvernachlässigten Dissoziationseffekte berücksichtigt.

Experimentell ermittelten Longwell und Weiss (Longwell/Weiss 1955) für die Verbrennungeines Kerosin-Luft-Gemisches νBS=0,75 und νo=1,0. Damit ergibt sich aus (4.2-17)

dc

dt

P

TX X eBS

BS OE T∝ ⋅ ⋅ ⋅ − ℜ

175

1 250 75

2

,

,, . (4.2-19)

Entsprechend dem Quellterm in Gleichung (4.2-6) gilt für die Brennstoffumsetzung durch dieReaktion in (4.2-12):

ν ij jir

dc

dt= . (4.2-20)

Aus (4.2-19) ergibt sich damit unter Beachtung von (4.2-14):

ν BS

BS BS

BSBS O

E Tr

c c

dc

dt

P

TX X e

⋅= ⋅ ∝ ⋅ ⋅ ⋅− − ℜ1 0 75

0 25

0 25

2

,

,

, . (4.2-21)

(4.2-21) kann als Ausdruck für Dam1 in (4.2-12) Verwendung finden. Der Ausdruck L/U stellteine Verweilzeit τres dar, die nach (4.1-6) eingesetzt wird. Sie wird mit Rücksicht auf die Sta-bilität der Verbrennung in großen Höhen und bei kleinen Lasten für Brennkammern mit ähnli-cher Auslegung und gleichen Betriebsbedingungen einem charakteristischen Minimalwertnaheliegen. Damit kann für die Damköhlerzahl in (4.2-12) geschrieben werden:

DamP

TX X eres BS O

E T10 75

0 250 25

2∝ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅− − ℜτ

,

,, . (4.2-22)

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 41 von 106

Neben oben genannter Deutung kann man der Damköhlerzahl auch folgende geben: Ver-hältnis von Teilchenmengenzuwachs durch chemische Reaktion zu Teilchenmengenab-nahme durch konvektiven Abtransport:

Dam1 = Reaktionseinfluß / Konvektionseinfluß.

Einen Ausdruck der „Reaktionsausbeute“ in der durchströmten Brennkammer kann man ge-winnen, wenn man die durch den Konvektionseinfluß geminderte Teilchenentstehung zu derungehinderten (Gleichgewichtsfall) ins Verhältnis setzt:

ηDam = (Reaktion - Konvektion) / ReaktionηDam = 1 - Konvektion / Reaktion

ηDam Dam= −1

1

1. (4.2-23)

Unbekannt ist im in (4.2-23) einzusetzenden Ansatz (4.2-22) der Proportionalitätsfaktor, dersich aus einigen reaktionskinetischen und Stoffkonstanten zusammensetzt. Er wird in einerKonstante kDam aufgenommen.

ητDam

Dam

res

BS

O

E Tk T

P

X

Xe= − ⋅ ⋅ ⋅ ℜ1

0 25

0 75

0 25

2

,

,

,

. (4.2-24)

Soll ηDam für die einzelnen Brennkammerzonen berechnet werden, muß für den Druck derBrennkammerdruck P3 und für die Temperatur die adiabate Flammentemperatur Tad,z derentsprechenden Zone eingesetzt werden. Der zonale Brennstoff-Massenanteil XBS wirddurch das Äquivalenzverhältnis Φz ausgedrückt.

ητDam

Dam

res z

ad z

O z

z

z

E Tk T

P Xe ad z= − ⋅

⋅⋅

+

⋅ ℜ1

15

0 25

30 75

0 25

2,

,,

,,

,

Φ(4.2-25)

Die 15 stellt den Mindestluftbedarf für den als Standardbrennstoff benutzten C12H26 dar.

Brennstoffaufbereitung

In den unteren Laststufen mit niedrigen Temperaturen und Massenströmen verläuft dieBrennstoffaufbereitung unvollständig, so daß sie zum limitierenden Faktor für den Ausbrenn-grad werden kann. Nach Kretschmer/Odgers 1989 läßt sich der Einfluß ungenügenderBrennstoffaufbereitung (Zerstäubung und Verdampfung) durch einen Ausdruck der folgen-den Form erfassen:

lg1

1ηAufbZP

mb

D

kSMD

T T

= ⋅

.(4.2-26)

SMD - mittlerer Tröpfchendurchmesser (Sauterdurchmesser) [µm]TΦ=1 - stöchiometrische Verbrennungstemperatur [K]Tmb - mittlere Destillationstemperatur des Brennstoffs

Tmb ≈ 480 K für KerosinkZP; D - Konstanten

Faßt man den Klammerausdruck auf der rechten Seite zu einem Zerstäubungsparameter ZPzusammen,

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 42 von 106

ZPSMD

T Tmb

=−

=Φ 1

(4.2-27)

läßt sich (4.2-26) in folgende Form bringen:

ηAufbk ZPZP

D

= − ⋅10 . (4.2-28)

Für Luftzerstäuber kann der Einfluß der Brennkammerparameter auf die Zerstäubungsgüteund damit auf den SMD in folgender Weise erfaßt werden (Lefebvre 1983):

SMDP

T m∝

⋅ +3

3

0 5

0 5

1,

,&α (4.2-29)

Um bei der Modellierung den Größeneinfluß der Brennkammern und die Abstimmung derEinspritzung darauf zu berücksichtigen, wird der Massendurchsatz mit einem Referenz-durchsatz normiert, auf den das Modell abgestimmt ist.

Für Brennkammern, die unter ähnlichen Betriebsbedingungen arbeiten, variiert der so ermit-telte SMD-Parameter nur gering, so daß D und kZP charakteristische Werte annehmen. DaGl.(4.2-28) empirisch ermittelt wurde, kann die Physik nicht exakt wiedergegeben werden.Das äußert sich darin, daß ηAufb über den Wert eins wachsen kann. Das bedeutet, daß fürdiesen Fall die Brennstoffaufbereitung nicht mehr den Ausbrenngrad bestimmt, so daßηAufb = 1 gesetzt wird. Zur Anpassung an die Versuchsdaten dient eine Konstante kAufb, diebestimmt, bei welchen Betriebsbedingungen ηAufb unter den Wert eins sinkt und damit Einflußauf den Gesamtausbrenngrad erlangt. Damit läßt sich als universelle Berechnungsvorschriftableiten:

ηAufb Aufbk ZPk ZP

D

= ⋅ − ⋅10 . (4.2-30)

Anwendung der Berechnungsvorschriften für den Ausbrenngrad

Für das Ende jeder betrachteten Brennkammerzone z wird unter Beachtung der Teil-wirkungsgrade ein Gesamtwirkungsgrad berechnet, wobei die Brennstoffaufbereitung nur inder ersten Zone Berücksichtigung findet. Dieser Zonen-Gesamtwirkungsgrad wird auf denaus der unmittelbar davorliegenden Zone z-1 verbleibenden Anteil unverbrannten Kraftstof-fes (1-ηges,z-1) angewendet, um den Ausbrandanteil der betreffenden Zone z zu ermitteln(siehe Abbildung 4.2-2).

η η η η η ηz Diss z z Dam z Aufb z ges z= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ −= −, , , ,( )Φ 1 11 (4.2-31)

Der sich nach der jeweiligen Zone ergebende Gesamtausbrand ηges,z berechnet sich dann:

η η ηges z ges z z, ,= +−1 (4.2-32)

und der Ausbrenngrad der Gesamt-Brennkammer, bestehend aus k Zonen ergibt sich zu:

η ηA zz

k

==

∑1

(4.2-33)

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 43 von 106

Eine Besonderheit der ersten (Primär-) Zone besteht darin, daß sich bei der Einspritzungflüssigen Brennstoffs eine inhomogene Gemischverteilung und Tröpfchenverbrennung erge-ben, bei der sich die Verbrennung im gesamten Spektrum von Φ=∞ an der Tröpfchenober-fläche bis Φ=0 in der umgebenden Luft abspielt. Die größte Brennstoffumsetzung läuft beinahestöchiometrischen Bedingungen ab. Das findet Berücksichtigung, indem die für die Ver-brennungsrechnung benutzte Temperatur der ersten Zone als Zwischenwert Tad,1 zwischenstöchiometrischer und durch das aktuelle Φ vorgegebener Temperatur entsprechend (4.1-5)berechnet wird (Stöppler 1992), wobei sich für kFl ein Wert von 0,65 für die Korrelation derMeßdaten der verschiedenen Brennkammermuster ergeben hat.

Abbildung 4.2-2 Schema der Ausbrandberechnung für Modellierung in drei Zonen

4.3 Abschätzung der CO- und UHC-Emissionen

Der Ausbrandverlust setzt sich aus dem in den CO- und UHC-Anteilen im Abgas enthaltenenEnergiegehalt zusammen. Bezogen auf den Emissionsindex EI läßt sich schreiben:

10010

− =⋅ + ⋅

⋅ηA

CO u CO UHC u UHC

u BS

EI H EI H

H, ,

,

(4.3-1)

mit ηA - Ausbrenngrad in %.Bei der Annahme typischer Heizwerte Hu für unverbrannte Kohlenwasserstoffe UHC undKohlenmonoxid CO kann (4.3-1) geschrieben werden als (Mellor 1979)

( )100 01 0 232− = ⋅ ⋅ +η A CO UHCEI EI, , . (4.3-2)

Da die Ursachen für die Entstehung von UHC und CO beim Verbrennungsprozeß in derBrennkammer ähnlich sind, ergibt sich eine charakteristische Abhängigkeit der Schadstoff-werte voneinander. Diesen Sachverhalt gibt Abbildung 4.3-1 wieder. Es sind sämtliche ver-fügbaren Emissionsmeßwerte für CO und UHC doppellogarithmisch gegeneinander aufge-tragen, inklusive der Daten von ca. 150 Triebwerksmustern bzw. -versionen aus der ICAO-Emissionsdatenbank (ICAO 1993/2). Zur Verdeutlichung einer triebwerksspezifischen Cha-

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 44 von 106

rakteristik ist die große Anzahl von Meßdaten aus einer experimentellen Untersuchung desCFM56-Triebwerks (siehe Kapitel 4.5.1) hervorgehoben.

Abbildung 4.3-1 Brennkammertypische Abhängigkeit der Emissionen von Kohlenmon-oxid und unverbrannten Kohlenwasserstoffen

Das Verhältnis EICO/EIUHC steigt mit zunehmendem Ausbrand (Williams 1972). Nach denWerten von [39] bis [41] in Kapitel 11 von Lefebvre 1983 kann man diese Charakteristik fol-gendermaßen darstellen:

log logEI k EI kUHC C CO C≈ ⋅ +1 2 . (4.3-3)

Ist die Charakteristik EIUHC = f(EICO) für einen Brennkammerentwurf näherungsweise bekanntoder wird eine entsprechende Annahme getroffen, so kann bei errechnetem Ausbrand (siehevorhergehender Abschnitt) das aus (4.3-2) und (4.3-3) gebildete Gleichungssystem iterativgelöst und somit eine Abschätzung der CO- und UHC-Emissionen gewonnen werden.

4.4 Ermittlung der Stickoxidemissionen

Die moderne Brennkammerauslegung zielt vornehmlich auf die Reduzierung der Entstehungthermischer Stickoxide ab. Daher beschränkt sich der Ansatz auf die Modellierung diesesReaktionsweges, die Bildung von „Prompt-“ und Brennstoff-NO wird im Modell nicht berück-sichtigt. Die Entstehung thermischen NO’s läßt sich mit Hilfe des Zeldovich-Mechanismusbeschreiben, der folgende Reaktionen umfaßt:

N2 + O ⇔ NO + N (4.4-1)

N + O2 ⇔ NO + O (4.4-2)

N + OH ⇔ NO + H (4.4-3)

Durch die Reaktion (4.4-1) werden durch die Aufspaltung des N2-Moleküls in N-Atome dieAusgangsstoffe für (4.4-2) und (4.4-3) bereitgestellt. Diese Aufspaltung des sehr stabilen

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 45 von 106

Moleküls erfolgt erst bei hohen Temperaturen, während eine unmittelbare Weiterreaktiondurch die nachfolgenden Reaktionen (4.4-2) und (4.4-3) erfolgt, so daß die Annahme vonQuasistationarität für das N-Radikal gerechtfertigt ist. Somit stellt (4.4-1) den geschwindig-keitsbestimmenden Schritt in dieser Reaktionskette dar und es genügt zur Erfassung thermi-scher Stickoxide mit hinreichender Genauigkeit, den zeitlichen Verlauf dieser Reaktion zubeschreiben (Blazowski et al. 1973, Warnatz/Maas 1993).

Da die Reaktion erst bei hohen Temperaturen über 1800 K mit nennenswerter Geschwindig-keit abläuft, ist ihre Initiierung an einen schon in größerem Umfang vollzogenen Treibstoff-umsatz gebunden. Damit findet sie überwiegend erst in der Nach-Flamm-Zone statt, in derman für die beteiligten Stoffkomponenten die Gleichgewichtskonzentrationen bei Verbren-nungstemperatur annehmen kann (Lefebvre 1983). Nach dem Massenwirkungsgesetz vonGuldenberg und Waage läßt sich für die NO-Bildung nach (4.4-1) formulieren:

dc

dtk c c k c cNO

RI N O RI NO N= −, ,1 22

(4.4-4)

mit den GeschwindigkeitskonstantenkRI,1 für die NO-bildende TeilreaktionkRI,2 für die NO-abbauende Teilreaktion

und den Konzentrationen ci in mol/cm3.

Mit der Annahme einer in der betrachteten Verbrennungszone im Mittel konstanten Tempe-ratur und damit konstanter Teilchenkonzentrationen läßt sich (4.4-4) integrieren und manerhält:

( ){ }ck c c

k ck c cNO

RI N O

RI NRI N res NOresτ τ

τ= − − +=

,

,,exp1

22

2

01 (4.4-5)

Setzt man als Anfangsbedingung cNO,τ=0 = 0, so stellt

ck c c

k cNORI N O

RI NGG

= ,

,

1

2

2 (4.4-6)

den Gleichgewichtswert für cNO dar (für t ⇒ ∞), der Ausdruck in der nachfolgenden Klammerdas Zeitgesetz. Die Beschreibung der NO-Entstehung setzt also bei bekannten Geschwin-digkeitskonstanten die Kenntnis der beteiligten Teilchenkonzentrationen und eine Einschät-zung der für die NO-Bildung charakteristischen Aufenthaltszeit voraus.

Ermittlung der Teilchenkonzentration

Das Verhältnis der Konzentrationen cN2/cN läßt sich über das Dissoziationsgleichgewicht desStickstoffs in Abhängigkeit von der Flammentemperatur abschätzen. Der Raumanteil desmolekularen Stickstoffs als Hauptkomponente des Gasgemischs variiert in Abhängigkeit vonP, T und Φ nur geringfügig, so daß sich damit auch die cN-Konzentration im Exponentialtermdes Zeitgesetzes in (4.4-5) abschätzen läßt. Die abgeleiteten Näherungen wurden mit demGleichgewichtsprogramm Equilibrium (Pratt/Pratt 1984, Pratt/Heiser 1994) überprüft undskaliert.

Ein größeres Problem stellt die Abschätzung der cO-Konzentration dar, da diese eine starknichtlineare Abhängigkeit von Temperatur, Druck und Äquivalenzverhältnis aufweist. NachWarnatz/Maas 1993 übersteigt die Konzentration der O-Atome in der direkten Flammzonedie Gleichgewichtskonzentration bei der Flammentemperatur beträchtlich. Geht man jedochvon der Vorstellung aus, daß die eigentliche Verbrennungsreaktion der Kohlenwasserstoffegrößtenteils vor der Bildungsreaktion der thermischen Stickoxide abgeschlossen ist, ist die

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 46 von 106

Gleichgewichtsannahme auch für cO angebracht (Fletcher/Heywood 1971, Westenberg1971, Mellor 1976, Steele et al. 1997).

Die Berechnung der Konzentration cO wird wiederum über das O-O2-Dissoziationsgleich-gewicht in Abhängigkeit von der Verbrennungstemperatur analog der Verfahrensweise beimStickstoff auf den Sauerstoffmolekül-Anteil im Gasgemisch zurückgeführt. Die Gleichge-wichtskonstanten für die Dissoziationsreaktionen von Sauerstoff und Stickstoff wurden derArbeit von Schilling 1994 entnommen. Der Raum- oder Volumenanteil rO2 wurde näherungs-weise in Abhängigkeit vom mittleren Zonen-Äquivalenzverhältnis Φ abgeschätzt, wobei inÜbereinstimmung mit Ergebnissen von Vergleichsrechnungen mit dem Programm Equilibri-um Sauerstoff als Spurenkomponente bis in den moderat fetten Bereich vorliegt.

Φ Φ

Φ Φ

Φ

≤ = −

< ≤ = −

< =

0 9 0 211

0 9 12 12

12 0

2

2

2

13 4

, : , ( )

, , : ( , )

, :

r

r

r

O

O

O

(4.4-7)

Setzt man die Näherungen für die Konzentrationen ein, ergibt sich aus (4.4-6):

( )cP

Te rNO

TOGG

∝ ⋅ ⋅−109802

(4.4-8)

Über den Zusammenhang zwischen Konzentration und Emissionsindex Gl.(4.4-9) kann aufden Emissionsindex von NO umgerechnet werden:

EI cRT

PMi i i∝ ⋅ + ⋅ ⋅15 Φ

Φ(4.4-9)

Abbildung 4.4-1 Stickoxid-Gleichgewichtskonzentration: Vergleich der Näherung mit derexakten Lösung nach dem Gleichgewichtsprogram Equilibrium(Pratt/Pratt 1984, Pratt/Heiser 1994)

0

50

100

150

200

250

300

0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5Äquivalenzverhältnis ΦΦΦΦ

EI NOGleich-gewicht

gkg BS

1 bar, 2200 K(EQ)

50 bar, 2200 K(EQ)

1 bar, 2500 K(EQ)

50 bar, 2500 K(EQ)

Näherung 2200 K

Näherung 2500 K

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 47 von 106

Die 15 repräsentiert den Mindestluftbedarf für den als Standardbrennstoff benutzten C12H26.Abbildung 4.4-1 stellt die so berechneten NO-Gleichgewichtskonzentrationen den wiederummit dem Equilibrium-Programm ermittelten Referenzwerten bei relevanten Brennkammerbe-dingungen (Verbrennungstemperatur Tad 2200K / 2500K, Druck 1bar / 50 bar) gegenüber.

Tendenziell stimmt die NO-Berechnung mit den Referenzwerten gut überein. Bei niedrigenTemperaturen und hohen Drücken wird die NO-Bildung überschätzt, demgegenüber erfolgtinsgesamt im Bereich fetter Gemische eine Unterschätzung, die sich besonders bei hohenTemperaturen und niedrigen Drücken bemerkbar macht. Es ist zu beachten, daß diese Pa-rameterkombinationen für Gasturbinenanwendungen untypisch sind.

Ermittlung der Aufenthaltszeit

Die für die NO-Bildung maßgebliche Aufenthaltszeit τres in (4.4-5) wird entsprechend (4.1-7)eingesetzt. Da die Abschätzung der Konzentration der beteiligten Teilchen in bestimmtenParameterbereichen nur eine recht grobe Näherung darstellt, wurde zur Anpassung der NO-Berechnung an die Meßwerte eine Konstante zur Modifizierung des Zeitmaßstabes vorgese-hen. Einmal skaliert konnte sie für alle Brennkammertypen unverändert beibehalten werden.

Einfluß der Luftfeuchte auf die Stickoxidbildung

Ein zunehmender Feuchtigkeitsgehalt der Verbrennungsluft bewirkt eine Verminderung derNOx- Entstehung. Abschätzungen ergeben, daß sich die Flammentemperatur um ca. 21-23K/(g Wasser/kg Luft) infolge eines höheren Inertgasanteils verringert (Stöppler 1992). In Bla-zowski (1973) wird die höhere spezifische Wärmekapazität cp von Wasserdampf als Grundfür den Abfall der Flammentemperatur benannt, wohingegen Lewis (1981) zusätzlich nochauf die endotherme Reaktion von Wasserdampf mit Kohlenstoff bei Äquivalenzverhältnissenφ größer 0,8 hinweist. Als Hauptgrund für die abfallende NOx-Produktion bei Gasturbinenerwähnt Donovan (1977) die mit steigender Feuchte resultierende niedrigere Brennkammer-eintrittstemperatur.

Es gibt verschiede Ansätze, den Einfluß der Luftfeuchte bei der NOx- Berechnung zu berück-sichtigen. Lipfert (1972) schlägt einen pauschalen Korrekturfaktor von 20 % NOx- Verringe-rung pro 1 % absolutem Wasserdampfgehalt vor. Lewis (1981) gibt folgende Formel vor zurKorrektur des Maximums der Flammentemperatur:

∆T=2300·s mit der spezifischen Feuchte s in kg Wasser/kg feuchter Luft.

Die Korrelation von Blazowski (1973) liefert den Korrekturterm

( )C

EIkgH O

kgLuft

EI HeH

NOtr

NO

HX

X

=

=0 2

24 6. , * (4.4-10)

mit der absoluten Feuchte H in kg H2O/kg trockene Luft. Den Einfluß auf die adiabate Flam-mentemperatur gibt er über den folgenden Zusammenhang vor:

( )T T Had adfeucht tr= −

., *1 0 85 . (4.4-11)

Zur Korrektur der NOx- Meßwerte bei der Untersuchung von Lyon et al. (1979) wurde derfolgende Zusammenhang benutzt:

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 48 von 106

( )EI EI eNOX feucht NOX tr

h

= ⋅− ⋅ −

.

,18 8 447000 (4.4-12)

mit der absoluten Feuchte h in grain/lb.

Marchionna hat experimentell den Einfluß der Luftfeuchte auf den Brennkammerbetrieb un-tersucht (Marchionna 1973). Während der Einfluß auf die Kerosinverbrennung vernachläs-sigbar ist, wurde über den gesamten T3-Bereich die exponentielle Abhängigkeit derStickoxidproduktion von der Feuchte bestätigt:

NO

NOex

x ref

d H

,

= − ⋅ (4.4-13)

Setzt man die absolute Feuchte H in kg Wasser/kg trockene Luft ein, ergibt sich d=19. DieserWert wurde von der ICAO in die Zulassungsrichtlinien (ICAO 1982) zur Korrektur der NOx-Messwerte auf Normbedingungen übernommen. Die Normfeuchte wurde auf 6,29 g H2O/kgtrockener Luft festgesetzt, so daß sich für die Korrektur ergibt:

NO NO ex kor x

H

,

,= ⋅ + −19 0 00629(4.4-14)

Um den Einfluß der Feuchtigkeits-Korrektur zu verdeutlichen, sind die nach (4.4-14) feuchte-korrigierten und die nicht feuchtekorrigierten Berechnungsergebnisse den Meßwerten einerexperimentellen Untersuchung der CFM56-Brennkammer (Lyon et al. 1979) gegenüberge-stellt (Abbildung 4.4-2). Deutlich sichtbar ist der korrigierende Einfluß der Feuchteberück-sichtigung auf das Korrelationsergebnis. Gleichung (4.4-14) zeigte den nachhaltigsten Kor-rektureffekt und fand aus diesem Grund in der Modellierung Verwendung.

Abbildung 4.4-2 Einfluß der Feuchtekorrektur auf die Korrelationsgüte

Anwendung der Berechnungsvorschrift für die Stickoxidberechnung

Aufgrund der starken Temperaturabhängigkeit des NO-Entstehungsmechanismus hat essich als nicht ausreichend erwiesen, die inhomogene Gemischverteilung in der Primärzone

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25EI NO gemessen

EI NObe-

rech-netg

kg BSUnkorrigierte BerechnungKorrigierte Berechnung

gkg BS

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 49 von 106

analog der Verfahrensweise bei der Ausbrandberechnung (Anwendung der Verbrennung-stemperatur Tad,1 nach (4.1-5)) zu berücksichtigen. In der Literatur wird für die Berechnungder NO-Entstehung teilweise unmittelbar die stöchiometrische Flammentemperatur ange-wendet (Odgers/Kretschmer 1985). An dieser Stelle soll von der alternativen MöglichkeitGebrauch gemacht werden, bei der Modellierung der Verbrennungsvorgänge eine räumlicheVerteilung des Äquivalenzverhältnisses in der primären Verbrennungszone anzunehmen(Krockow et al. 1979, Sturgess et al. 1992, Brehm et al. 1994). So wurde zur Auswertungvon (4.4-5) eine Gaussverteilung für das Äquivalenzverhältnis angenommen. Zur Wahl dergeeigneten Standardabweichung gibt es verschiedene Ansätze. Mitunter wird sie über einen„Mischungsparameter“ S festgelegt, der üblicherweise folgendermaßen definiert ist:

S = σΦ

(4.4-15)

mit σ - Standardabweichung der Gaussverteilung

Φ - mittleres Primärzonen-Äquivalenzverhältnis S - Mischungsparameter.

Während Krockow/Simon (1979) ein über den Lastbereich konstantes S = 0,5 ansetzen, hatMellor (1976) Brennkammer-Versuchsdaten mit jeweils konstanten S = 0,3...0,7 korreliert.Die Werte bei Fletcher/Heywood (1971) liegen wesentlich darunter: S = 0,05...0,3. Bei Stur-gess (1992) wird von einem S = S(ΦPZ) = 0,1...0,7 ausgegangen mit steigender Standard-abweichung bei steigendem mittleren Äquivalenzverhältnis.

Abbildung 4.4-3 Häufigkeitsverteilung für T=750K, P=10bar, Φ =0,9, σ=0,3

Da die Verhältnisse bei hoher Last mit entsprechend höheren Drücken und Äquivalenzver-hältnissen (Temperaturen) für die Brennstoffaufbereitung günstiger sind, gleichzeitig aber dieFlamme weiter stromauf in den schlechter gemischten Bereich wandert, wird hier eine Stan-dardabweichung σ benutzt, die über den Betriebsbereich konstant ist. Es gilt für die Häufig-keitsverteilung von Phi:

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0Äquivalenzverhältnis ΦΦΦΦ

Häufig-keit

f(Phi)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

EI NO*f(Phi)

gkg BSHäufigkeitsverteilung

Summenhäufigkeit

EI NO im Gleichgewicht

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 50 von 106

( )f eΦΦ Φ

=− −

1

2

2

σ(4.4-16)

Eine Auftragung der Phi-Verteilung, der Summenhäufigkeit und der resultierenden NO-Entstehung über dem Äquivalenzverhältnis für typische Primärzonenparameter ist inAbbildung 4.4-3 dargestellt.

Grundsätzlich ist die Anwendung der Verteilungsfunktion für alle Brennkammerzonen mög-lich, bei der Auswertung der Versuchsdaten hat sich die Wahl von σ= 0,3 in der Primärzoneals ausreichend erwiesen. Dies führt zu einem Mischungsparameter im Bereich 0,3 < S <0,6. In den nachfolgenden Zonen wird mit Mittelwerten gerechnet.

4.5 Validierung des Verbrennungsmodells

Um allgemeine Tendenzen der Beeinflussung des Verbrennungsprozesses beschreiben zukönnen, muß das Modell ein hohes Maß an Universalität aufweisen. Das bedeutet, daß mitseiner Hilfe diese Tendenzen für verschiedene Brennkammerentwürfe ohne umfangreichesindividuelles „Tuning“ wiedergegeben werden müssen. Zu diesem Zweck wurden die Kon-stanten des Verfahrens für eine typische Anwendung skaliert und im weiteren beibehalten.Zwei Ausnahmen bestehen: das Niveau des Einflusses der Brennstoffaufbereitung muß indi-viduell eingestellt und außerdem muß eine brennkammerspezifische CO-UHC-Charakteristikangenommen werden (Abbildung 4.3-1).

Datenquellen

Triebwerkstyp Literaturquelle Anzahl Meßdaten Bemerkung

CFM56-1B Lyon et al. 1979 Brennkammerrig: 214Triebwerk: 30

Untersuchungen zurDefinition des ICAO-

LTO-Zyklus’RB211-524 ed. Schumann 1995 Brennkammerrig: 121

Triebwerk: 14Untersuchungen im

Rahmen desAERONOX-Programms

PW305 ed. Schumann 1995 Brennkammerrig: 43Triebwerk: 21

Untersuchungen imRahmen des

AERONOX-ProgrammsJT8D Butze et al. 1979 84 Rigversuche mit Einzel-

Flammrohr

CF6-50 Lyon et al. 1981 3Untersuchungen zur

Verteilung der Emissio-nen im Düsenquerschnitt

CF6-50 Frings 1980 30Untersuchung zur Varia-

bilität der Emissionenvon 5 gewarteten Trieb-

werksexemplarenCF6-50C2CF6-6D

Lyon et al. 1978 18072

Variabilität der Emissio-nen bei 25 neu gefertig-

ten Triebwerken

TFE731-2 Bruce et al. 1982 22Untersuchungen zum

Einfluß der BS-Eigenschaften auf die

Emissionen

Tabelle 4.5-1 Datenquellen zur Modellvalidierung

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 51 von 106

Zur Überprüfung der oben aufgezeigten Ansätze muß auf Versuchsdaten aus frei zugängli-chen Literaturquellen zurückgegriffen werden (Tabelle 4.5-1). Leider fehlen im allgemeinendetaillierte Angaben zu Luftverteilung und Aufenthaltszeiten in den einzelnen Zonen derBrennkammern. Aus diesem Grund wurden die Brennkammern in erster Näherung lediglichaus einer im Vollastfall nahestöchiometrisch bzw. gering überstöchiometrisch brennendenPrimär-, einer Übergangs- und einer Mischzone bestehend modelliert (die RB211-Brennkammer infolge ihrer spezifischen Geometrie in 4 Zonen (siehe Brocklehurst et al.1998)). Die für die Festlegung der Aufenthaltszeit notwendigen Geometriegrößen wurdenüberschlägig bestimmt und die Luftverteilung so variiert, daß sich sowohl für die Ausbrand-,als auch für die NO-Berechnung die bestmögliche Korrelationsqualität für die Versuchsdatenergab.

Ergebnisse der Ausbrand- und CO/UHC-Berechnung

Bei Triebwerken moderner Auslegung mit Luftzerstäubung konnte die Ausbrandberechnungerfolgreich angewendet werden. Im unteren Teillastbereich zeigt sich, daß der gemesseneAusbrand stärker als der nur nach der Kinetikrechnung bestimmte abfällt. Diese Wertekonnten mit ηAufb (4.2-30) für die Triebwerke mit Luftzerstäubung korrigiert werden. In derAuftragung in Abbildung 4.5-1 zeigt sich, daß der Ansatz bei den für den Einsatz im zivilenBereich typischen Triebwerkstypen ähnlicher Auslegung (RB211, CFM56) gute Ergebnisseliefert. Bei den kleineren Triebwerken (TFE731, PW305), die mit gemäßigten Brennkammer-eintrittsparametern betrieben werden und deren Auslegung (z.T. mit Umkehrringbrennkam-mer und Druckzerstäubung) sich von denen der erstgenannten unterscheidet, steigen dieAbweichungen der berechneten von den Meßdaten an.

Abbildung 4.5-1 Ergebnisse der AusbrandberechnungVergleich Meßwerte - Berechnungsergebnisse

Auch einige Daten aus der Brennkammerrigerprobung der BR710 von BMW Rolls-Royceergeben praktisch zu denen der anderen Triebwerke in der Korrelationsqualität identischeResultate und bestätigen damit die Universalität des Ansatzes.

98.4

98.6

98.8

99.0

99.2

99.4

99.6

99.8

100.0

98.4 98.6 98.8 99.0 99.2 99.4 99.6 99.8 100.0Ausbrand gemessen %

Ausbrandberechnet

%

CFM56-Rig

CFM56-TW

RB211-Rig

RB211-TW

PW305-Rig

PW305-TW

TFE731

CF6-6

CF6-50

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 52 von 106

Abbildung 4.5-2 Ausbrandberechnung für Triebwerke mit Druckzerstäubern

Der starke Ausbrandabfall im Teillastbereich bei Triebwerken älterer Bauart (JT8D, CF6)konnte nicht zufriedenstellend korreliert werden (Abbildung 4.5-2). Hier macht sich der Ein-fluß ungenügender Brennstoffaufbereitung durch die verwendeten Druckzerstäuber bemerk-bar, der Ausbrand sinkt zum Teil unter 90%. Dieser Umstand macht den in den letzten Jah-ren erreichten Entwicklungssprung bei der Einspritztechnologie deutlich. Mit den in denQuellen angegebenen Daten zu den Einspritzsystemen konnte dieser Einfluß nicht nachvoll-zogen werden. Möglicherweise spielt hier auch der Umstand eine Rolle, daß die verwendeteMeßtechnik mit den heutigen Genauigkeitsstandards nicht mehr vergleichbar ist. Angesichtsder Forderung an moderne Brennkammern, im gesamten Lastbereich einen Ausbrand über99% zu sichern, kann dieser Umstand allerdings als irrelevant toleriert werden.

CO- und UHC-EmissionenDie Verfahrensweise nach Kap. 4.3 wurde beispielhaft für die Meßdaten vom CFM56-Rig(Lyon et al. 1979) angewendet. Wie Abbildung 4.5-3 belegt, lassen sich auf diese Weiseebenfalls Abschätzungen für die Emission von Kohlenmonoxid und unverbrannten Kohlen-wasserstoffen mit zufriedenstellender Genauigkeit ermitteln. Voraussetzung dafür ist aller-dings eine ausreichende Genauigkeit bei der Bestimmung des Ausbrandes.

Ergebnisse der Stickoxidberechnung

Das Ergebnis der Berechnung im Vergleich zu den Meßwerten stellt Abbildung 4.5-4 dar.

Die größten Abweichungen von den Meßdaten weisen die Berechnungsergebnisse für dasPW305-Triebwerk auf. Die Daten der mit Druckzerstäubern ausgestatteten Triebwerkekonnten in die Auswertung mit aufgenommen werden, da der Einfluß der Brennstoffaufbe-reitung auf die NOx-Produktion offensichtlich durch die zugrundegelegte Phi-Gaussverteilungausreichend Berücksichtigung fand. Es macht sich lediglich eine leicht erhöhte Streuung derWerte bemerkbar, deren Auswirkungen besonders im Teillastfall mit niedrigem NOx-Niveauinsignifikant sind.

Die Auswertung der Versuchsdaten verschiedener Triebwerks- und Brennkammermusterzeigt, daß man mit Hilfe des abgeleiteten Modells in der Lage ist, die wesentlichen Erschei-

88

90

92

94

96

98

100

88 90 92 94 96 98 100

Ausbrand gemessen %

Ausbrandberechnet

%

Triebw. mit Luftzerstäubern

JT8D-Rig

CF6-6

CF6-50

DarstellungsbereichvonAbbildung 4.5-1

Modellierung des Verbrennungsvorgangs

Seite 53 von 106

Abbildung 4.5-3 Vergleich berechneter/gemessener EI CO/UHC für CFM56

nungen der Schadstoffentstehung nachzuvollziehen. Dabei weist dieses Modell ein hohesMaß an Universalität auf, lediglich eine Konstante der Ausbrandmodellierung und die Ab-hängigkeit von CO- und UHC-Emissionen sind brennkammerspezifisch einzustellen.

Abbildung 4.5-4 Ergebnisse der StickoxidberechnungVergleich Meßwerte – Berechnungsergebnisse

0

1

2

3

4

5

6

0 10 20 30 40 50EI CO bzw. EI UHC gemessen

EI UHC berechnet

gkg BS

0

10

20

30

40

50

EI CO berechnet

gkg BS

gkg BS

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45EI NO gemessen

EI NOberechnet CFM56-Rig

CFM56-TW

RB211-Rig

RB211-TW

PW305-Rig

PW305-TW

TFE731

JT8D

CF6-6

CF6-50

gkg BS

gkg BS[BK30VGL1.XLS]CFM-Rig

Modellanwendung: Erstellung von Emissionskennfeldern

Seite 54 von 106

5 Modellanwendung: Erstellung von Emissionskennfeldern

Im vorangegangenen Kapitel wurde beschrieben, auf welche Weise die Emissionen derwichtigsten Schadstoffe von Flugtriebwerken in Abhängigkeit von den Betriebsbedingungender Brennkammer quantifiziert werden können. Hat man das Emissionsmodell an eineBrennkammerauslegung angepaßt, besteht die Möglichkeit der Voraussage der Emissions-mengen in den verschiedenen denkbaren Einsatzphasen des entsprechenden Triebwerks.Dieser Anwendungsfall wird anhand des Modells einer gestuften Brennkammer in dennachfolgenden Kapiteln aufgezeigt.

Andererseits bietet sich die Möglichkeit, bereits in der Definitionsphase für die Auslegungeines Triebwerks den Einfluß der Auslegungsparameter auf das Emissionsverhalten mit insKalkül zu ziehen. Die Erstellung von emissionsbezogenen Auslegungskennfeldern soll indiesem Kapitel demonstriert werden.

Dabei muß die Einschränkung getroffen werden, daß für derartige Studien von der Anwen-dung eines definierten und zumindest grob modellierten Brennkammerstandards ausgegan-gen werden muß. Denn: die Erstellung von allgemeingültigen Ähnlichkeitskennfeldern, wiesie zur Beschreibung des Betriebverhaltens weiterer Triebwerksbaugruppen Verwendungfinden, gelingt bei der Brennkammer bislang nicht. Die Ursache ist einerseits darin zu sehen,daß die Vorgänge in der Brennkammer zu komplex sind, als daß sie in geeigneter Weiseeiner in ausreichendem Maße verallgemeinernden Ähnlichkeitsbetrachtung zugänglich sind.Andererseits gelingt es nicht, diese Vorgänge zutreffend analytisch oder numerisch zu be-schreiben, um ein Allgemeinverständnis für die Prozesse zu entwickeln und daraus allge-meingültige Auslegungskriterien herauszuarbeiten. Damit fußt der Brennkammerentwurfauch heute noch weitestgehend auf empirischen Methoden und Hilfsmitteln. Das resultiertdarin, daß nach unterschiedlichen Auslegungsphilosophien gestaltete Brennkammern heutetrotzdem durchaus den gleichen Entwicklungsstand repräsentieren können. Und damit si-cherlich von einer für die entsprechende Anwendung „idealen“ Auslegung noch weit entferntsind.

5.1 Thermodynamisches Triebwerksmodell

Die Grundlage zur Ermittlung der Brennkammer-Eintrittsparameter stellt die Leistungssyn-these eines Triebwerks dar. In einem Leistungssyntheseprogramm wird ein Triebwerk ausseinen einzelnen Komponenten zusammengesetzt, deren Betriebscharakteristiken durchKomponentenkennfelder beschrieben werden. Die Erfüllung der Kontinuitätsbeziehungen anden Schnittstellen der einzelnen Komponenten liefert die Bedingungen zur Formulierungeines Gleichungssystems, dessen Lösung die thermodynamischen Zustandsgrößen in die-sen Schnittebenen darstellt. Die Auslegung eines konkreten Triebwerksentwurfs wird im so-genannten Auslegungspunkt (AP) definiert, der dazu dient, alle erforderlichen Kennfelder zuskalieren. Mit Hilfe dieses Modells kann der thermodynamische Zustand im Inneren desTriebwerks in allen Betriebsfällen des Flugbereichs, also bei unterschiedlichsten äußerenBedingungen (Reiseflug, Tiefflug, Standfall, Heißtag, Kalttag usw.) und unterschiedlichenSchubeinstellungen ermittelt werden. Zu unterscheiden sind stationäre und transiente Be-triebszustände. Mathematisch ist die Lösung im zweiten Fall komplizierter, da zusätzlicheGleichgewichtsbedingungen in die Lösung implementiert werden müssen. Strenggenommengibt es im realen Flugeinsatz keine stationären Betriebszustände. Während einer Flugmissi-on ändern sich gewisse Einflußgrößen kontinuierlich. Dies geschieht aber in den Hauptein-satzphasen so langsam, daß sie in guter Näherung als Treppenfunktion stationärer Zuständebeschrieben werden können.

Im Rahmen der vorliegenden Untersuchungen wurde das Syntheseprogramm MUSYN (Kür-zel für Modulare Universelle Syntheserechnung) (Scheugenpflug 1984) verwendet. In der

Modellanwendung: Erstellung von Emissionskennfeldern

Seite 55 von 106

benutzten Version konnten ausschließlich stationäre Betriebszustände behandelt werden.Damit ist auch nur die Möglichkeit gegeben, das Stabilitäts- und Emissionsverhalten derBrennkammer im stationären Einsatz zu bewerten.

5.2 Beispiel-Triebwerksauslegung

Mit Hilfe des genannten Syntheseprogramms wurde die im folgenden beschriebene Trieb-werksauslegung modelliert. Sie dient sowohl als Basis für die Kennfelderstellung in diesemKapitel, als auch als Grundlage für die Untersuchungen zur Auslegung einer gestuftenBrennkammer in den nachfolgenden Kapiteln.

AP: Reiseflug Flughöhe: 10600mMa-Zahl: 0,8Temperatur: ISA+10 K

Bypass-Verhältnis: λ 4,1Turbineneintrittstemperatur: T4 1600 KGesamt-Druckverhältnis: Π 36,4Gesamt-Luftdurchsatz: &

,mL ges 105 kg/s

Schub : F 20,7 kN

Damit ergeben sich für Vollast-Bedingungen im Bodenstandfall bei ISA-Bedingungen:Turbineneintrittstemperatur: T4 1620 KGesamt-Druckverhältnis: Π 32,2Gesamt-Luftdurchsatz: &

,mL ges 260 kg/s

Schub : Foo 86,7 kN

Abbildung 5.2-1 Angenommener Flugbereich für Beispiel-Triebwerksauslegung

Für diese Triebwerksauslegung gelten folgende Emissionsgrenzwerte nach den ICAO-Vorschriften (g/kN):

Modellanwendung: Erstellung von Emissionskennfeldern

Seite 56 von 106

NOx CO UHC83,4 118 19,6

Das Betriebsverhalten dieser Triebwerksauslegung wurde im Rahmen des in Abbildung5.2-1 dargestellten Flugbereichs untersucht.

Für die Erstellung der Emissionskennfelder wurde ein Brennkammerdesign durch drei Reak-tionszonen beschrieben, in denen folgende Volumen- und Luftverteilung vorliegt:

1. Reaktionszone 2. Reaktionszone 3. ReaktionszoneLuftverteilung % 24 36 40Volumenverteilung % 28,5 28,5 43

Tabelle 5.2-1 Brennkammerauslegung zur exemplarischen Kennfelderstellung

5.3 Auslegungsstudie

Für die o.g. Triebwerksauslegung wurde das Gesamtdruckverhältnis als wesentlicher Ausle-gungsparameter variiert, dabei ergeben sich die in Abbildung 5.3-1 und Abbildung 5.3-2 ge-zeigten NOx-/Ausbrandwerte in Abhängigkeit von den gekennzeichneten Einsatzfällen.

Abbildung 5.3-1 Ausbrandcharakteristik für Beispiel-Brennkammerentwurf in Abhängig-keit von der Triebwerksauslegung

Eine Variation des Turbineneintrittstemperatur-Niveaus als weiteren Eck-Auslegungs-parameter ist durch Vorgabe eines Bandes für das Brennstoff-Luft-Verhältnis α repräsentiert.Um vergleichbare Resultate zu erzielen, wurde eine konstante Referenzmachzahl für dieBerechnungen als Basis gewählt, das heißt die Entwürfe müssen einen konstanten redu-zierten Massenstrom im Referenzquerschnitt der Brennkammer gewährleisten.

Abbildung 5.3-1 zeigt das Ausbrandverhalten bei variierter Triebwerksauslegung in verschie-denen Einsatzfällen. Besonders im Leerlauffall ist der Einfluß des ansteigenden Verdichter-druckverhältnisses deutlich erkennbar. Einerseits fördert hoher Druck die Brennstoffumset-

98

98.2

98.4

98.6

98.8

99

99.2

99.4

99.6

99.8

100

0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03

Brennstoff-Luft-Verhältnis αααα

Ausbrand%

SLS Leerlauf

Reiseflug SLS Startleistung

ΠΠΠΠ=3

ΠΠΠΠ=5

ΠΠΠΠ=7

ΠΠΠΠ=20

ΠΠΠΠ=40ΠΠΠΠ=30

ΠΠΠΠ=45ΠΠΠΠ=35ΠΠΠΠ=25

&mL

T3

P3

Aco nst.

⋅=

ΠΠΠΠ=45ΠΠΠΠ=35ΠΠΠΠ=25

Modellanwendung: Erstellung von Emissionskennfeldern

Seite 57 von 106

zung, andererseits steigt damit auch die Brennkammereintrittstemperatur und damit dasTemperaturniveau insgesamt in der Brennkammer. Dieser Einfluß wird bei hoher Last unddamit der Annäherung an die 100%-Grenze relativiert. Der gleiche Trend ergibt sich für dieErhöhung des Brennstoff-Luft-Verhältnisses.

Abbildung 5.3-2 NOx-Charakteristik für Beispiel-Brennkammerentwurf in Abhängigkeitvon der Triebwerksauslegung

Auch bei der Stickoxidbildung (Abbildung 5.3-2) ist der oxydationsbeschleunigende Einflußvon Druck- und Temperaturniveau zu erkennen. Im Leerlauf befindet man sich noch weitabvon stöchiometrischen Verhältnissen in der Primärzone, so daß die NO x-Bildung relativ un-beeinflußt ist von einer Steigerung des Brennstoff-Luft-Verhältnisses. Dagegen bewirkt beiStartleistung und hohen Druckverhältnissen eine fettere Primärzone einen kräftigen Anstiegder Stickoxidbildung (höchstes Temperaturniveau bei leicht überstöchiometrischem Ge-misch), unterstützt von schon NOx-relevanten Temperaturen auch in der zweiten Verbren-nungszone. Offensichtlich existiert ein ausgeprägtes Optimum im untersuchten α-Bereich,für das ein ausgewogenes Gleichgewicht zwischen erhöhtem Temperaturniveau und da-durch verkürzter Aufenthaltszeit in der Brennkammer besteht. Im Reiseflug bewirkt die nied-rigere Eintrittstemperatur allgemeinen eine verminderte NOx-Produktion, die erst bei höherenBrennstoff-Luft-Verhältnissen in einen signifikanten Anstieg übergehen.

Die Nutzung derartiger Emissionskennfelder innerhalb von Triebwerks-Auslegungsstudienermöglicht eine grobe Abschätzung des Einflusses der Auslegungsparameter auf das Emis-sionsverhalten im Betriebsbereich. In einem iterativen Vorauslegungsprozeß sollte es alsomöglich sein, einerseits für gewünschte Emissionsanforderungen förderliche Tendenzen inder Triebwerksauslegung zu postulieren und andererseits Tendenzen für die Brennkam-merauslegung abzuleiten, die für diese Triebwerkskonfiguration das gesteckte Ziel unterstüt-zen.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03

Brennstoff-Luft-Verhältnis αααα

EI NO

SLS Leerlauf

Reiseflug

����

ΠΠΠΠ=3

ΠΠΠΠ=5

ΠΠΠΠ=7 ΠΠΠΠ=20

ΠΠΠΠ=30

&mL

T3

P3

Aco nst.

⋅=

ΠΠΠΠ=40

ΠΠΠΠ=25

ΠΠΠΠ=30

ΠΠΠΠ=45

SLS Startleistung

gkg BS

Funktionale Erweiterung des Modells

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6 Funktionale Erweiterung des ModellsDas in Kapitel 4 vorgestellte Verbrennungsmodell ist geeignet, den Einfluß von Grundzügender Brennkammerauslegung auf das Emissionsverhalten abzuschätzen. Dazu müssen dieEckdaten der Brennkammergeometrie als Input geliefert oder durch eine Meßdatenkorrelati-on ermittelt werden. Um gestufte Brennkammern in die Betrachtungen einbeziehen zu kön-nen, muß das Modell zur Behandlung ihrer Geometrie erweitert werden.

Zum Übergang von der Datenkorrelation zur Ausführung von Auslegungsstudien ist es erfor-derlich, die wichtigsten Betriebsanforderungen in die Modellierung einzubeziehen, um denEntwurfsspielraum einzugrenzen. Die weitere Aufgabe besteht darin, für das verbleibendeAuslegungsfenster diejenige Kombination von Auslegungsparametern zu ermitteln, die eineoptimale Abstimmung auf die Schadstoffproblematik darstellt. Zu diesem Zweck muß einZielkriterium formuliert und ein Algorithmus zum Auffinden optimaler Lösungen erarbeitetwerden.

6.1 Modellerweiterung zur Behandlung gestufter Brennkammern

Abbildung 6.1-1 Modellierung der Geometrie gestufter Brennkammern

Da die Auslegung gestufter Brennkammern mit Diffusionsverbrennung der parallelgeschal-teter konventioneller Brennkammern sehr ähnlich ist, erfolgt eine adäquate Modellierung.Das Modell besteht aus drei Verbrennungsstufen (die jede für sich durch eine nahezu belie-bige Anzahl von Brennkammerzonen repräsentiert werden kann): Pilotstufe (PSt), Haupt-stufe (HSt) und Mischstufe (MSt).

In der einfachen Form, wie sie in der vorliegenden Untersuchung ausnahmslos angewendetwurde (Abbildung 6.1-1), besteht die Pilotstufe aus zwei (I+II), die Hauptstufe aus einer (III)und die Mischstufe wiederum aus zwei (IV+V) Brennkammerzonen. Dabei werden den Pri-märzonen I und III die typischen Primärzoneneigenschaften im Sinne von Kapitel 4 (räumli-che Verteilung des Brennstoff-Luft-Verhältnisses, spezieller Wirkungsgrad zur Simulation desVerdampfungs- und Mischungsprozesses) zugeordnet. Da prinzipiell der zugeführte Luft-massenstrom und das Teilvolumen jeder Zone variabel sind, bestehen 10 Freiheitsgrade derAuslegung, die sich bei Vorgabe des Gesamtvolumens Vges und des Gesamt-Massen-

I II

III IV V

Pilotstufe

HauptstufeµµµµBS mBS,ges

(1-µµµµBS) mBS,ges

Mischstufe

Funktionale Erweiterung des Modells

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stromes &,mges 3 auf 8 verringern. Als Besonderheit der brennstoffgestuften Brennkammer

kommt die Brennstoffaufteilung auf die beiden Verbrennungsstufen als 9. Freiheitsgrad hin-zu. Die Art der Normierung ist Tabelle 6.1-1 zu entnehmen.

Kenngröße Normierung Bemerkung

TeilvoluminaVI ...VV

ϕ i i gesV V= Beeinflussung der Aufent-haltszeit τ

Teilmassenströme&mI ... &mV

χ i i gesm m= & &,3

Beeinflussung derStöchiometrieverteilung⇒ Temperaturverteilung⇒ Aufenthaltszeit

Brennstoffstrom PSt&

,mBS PSt

µBS BS PSt BS gesm m= & &, ,

Beeinflussung derStöchiometrieverteilung⇒ Temperaturverteilung⇒ Aufenthaltszeit in PSt

Brennstoffstrom HSt&

,mBS HSt

( )1− µBS

Beeinflussung derStöchiometrieverteilung⇒ Temperaturverteilung⇒ Aufenthaltszeit in HSt

Tabelle 6.1-1 Normierung der Auslegungs-Freiheitsgrade

Entsprechend den Ausführungen im folgenden Kapitel fällt φI als variable Auslegungsgrößeheraus, anderen werden in der Variationsbreite Beschränkungen auferlegt.

6.2 Berücksichtigung der Betriebsanforderungen

Neben dem Ausbrand- und Emissionsverhalten beeinflussen die o.g. Auslegungsvariablen inbesonderem Maße auch die Zünd- und Wiederzündeigenschaften, das Stabilitätsverhaltender Flamme in der Brennkammer sowie die Manipulierbarkeit der Temperaturverteilung amBrennkammeraustritt. Letztgenannter wird pauschal Rechnung getragen, indem dem Volu-menanteil der letzten MSt-Zone (V) eine Untergrenze zur Sicherung einer minimalen Aus-mischstrecke und dem Mischluftanteil dieser Zone eine Obergrenze (damit der stromauf lie-genden Zone genug Mischluft mit hinreichender Ausmischstrecke zur Verfügung steht) ge-setzt wird.

Außerdem hat natürlich die Regelung der Brennstoffverteilung einen Einfluß auf die Siche-rung der zuverlässigen Betriebsweise der Brennkammer. Einerseits ist der Stufungspunkt(Zuschaltpunkt der HSt) sinnvoll zu wählen. Andererseits ist für jede betrachtete Brennstoff-aufteilung Sicherheit vor dem Flammenverlöschen zu gewährleisten.

Modellierung des Zündverhaltens der Brennerflamme

Grundlegende sicherheitsrelevante Anforderung an die Bemessung der Primärzonen vonBrennkammern ist die Forderung nach sicherem Zünden unter allen in der Relight-Envelopevorkommenden äußeren Bedingungen. Kritische Einsatzfälle stellen der Triebwerksstart beisehr tiefen Temperaturen (arctic minimum temperature) und das Wiederzünden der verlo-schenen Flamme im Höhen-Schnellflug dar. Zur Ermittlung der im Windmilling-Betrieb für dieBrennkammer relevanten Bedingungen gibt es spezielle, auf den Erfahrungen der Trieb-werkshersteller basierende Programme, mit deren Hilfe auch die Umsetzung in konkreteAuslegungsrichtlinien vorgenommen wird. Als worst case für den Relight-Fall werden für eineFlughöhe von 25000 ft bei Ma=0,8 folgende Brennkammer-Eintrittsbedingungen angenom-men:

Funktionale Erweiterung des Modells

Seite 60 von 106

&m3 = 1,5 kg/s T3 = 265 K P3 = 0,5 bar.

Der erforderliche Brennstoffmassenstrom wird nach Erfahrungswerten als sogenannter„start-up-fuel-flow“ in Abhängigkeit von Triebwerksauslegung und Brennkammerentwurf be-messen. Er kann in der Größenordnung von 0,065 kg/s abgeschätzt werden. Der Zündpara-meter

ΨSiPZ

PZ

m

V P T= 10

3006 3

31 3

3

χ &

exp( / ),(6.2-1)

stellt die Verbindung zur Größe des Primärzonenvolumens VPZ her. Nach Schilling 1998wurde unter Annahme einer realistischen Luftverteilung für einen vorgegebenen Brennkam-merentwurf als Grenzwert für diesen Parameter ΨSi,max = 15...20 abgeschätzt, der im Betriebnicht überschritten werden sollte. Damit ergibt sich als Untergrenze für das Primärzonenvo-lumen

Vm

P TPZPZ

Si.min

,max,

&

exp( / )= 10

3006 3

31 3

3

χΨ

. (6.2-2)

Diese Bemessungsrichtlinie ist für die Primärzone der Pilotstufe anzuwenden, da jeglicherStartfall im „pilot only“-Modus gefahren wird. Einmal dimensioniert, fällt das Volumen derPrimärzone der PSt aus den Auslegungsvariablen heraus.

Modellierung des Stabilitätsverhaltens der Brennerflamme

Für die Variation der Brennstoffaufteilung µBS und der Luftanteile für die Primärzonen χI undχIII bedarf es eines Kriteriums zur Abgrenzung des stabilen Betriebsbereichs von Bereichen,in denen unter den vorgegebenen Bedingungen das sichere und stabile Brennen in der je-weiligen Brennkammerstufe nicht mehr gewährleistet werden kann.

Eine stabile Verbrennung ist dadurch gekennzeichnet, daß die Flamme ohne äußeres Zün-den bei kontinuierlicher Zufuhr der Reaktanden nicht verlischt. Bedingung dafür ist, daß dieAufenthaltszeit in der Reaktionszone größer ist als die Zeitspanne zum Entzünden des fri-schen Brennstoff-Luft-Gemisches. Anders ausgedrückt: es muß einen Bereich im Brennraumder Brennkammer geben, in dem die Bedingung Reaktionsgeschwindigkeit = Konvektions-geschwindigkeit erfüllt ist. An dieser Stelle baut sich eine stationäre Flammenfront auf. Ins-besondere in Brennkammern von Fluggasturbinen, in denen der Brennstoff in flüssiger Formeingespritzt wird, kommt als weitere Bedingung hinzu, daß die Aufenthaltszeit zur Verdamp-fung eines zur Entstehung eines brennbaren Gemisches hinreichenden Brennstoffanteilsausreicht.

Eine universelle Beurteilungsgröße für die verschiedenen Brennkammerentwürfe kann esnicht geben, da die Flammenstabilität in hohem Maße von der Güte eines Brenn-kammerentwurfs, z.B. der Qualität der Brennstoffaufbereitung und der Mischungsgüte, ab-hängig ist. Die Stabilitätseigenschaften von Brennkammern werden üblicherweise in einersogenannten stability loop dargestellt. Diese stellen eine Auftragung des Äquivalenzverhält-nisses (oder des Brennstoff-Luft-Verhältnisses) über einem Brennkammerbelastungspara-meter dar, für welche ein Bereich stabiler Verbrennung experimentell ermittelt wird. Die Be-lastung kann durch den Massendurchsatz oder auch die Strömungsgeschwindigkeit in derBrennkammer repräsentiert werden (Lefebvre 1983). Aus dieser Darstellung lassen sich zweiArten von Informationen gewinnen: erstens die für ein gegebenes Äquivalenzverhältnis ma-ximale Brennkammerbelastung (entspricht der Ausblasegeschwindigkeit blowout velocity)und zweitens das für eine gegebene Brennkammerbelastung stabil brennende Φ-Spektrum.

Da die charakteristische Geschwindigkeit für eine Brennkammer schwierig zu ermitteln istund auch andere Einflußgrößen wie der Brennkammerdruck eine Rolle spielen, haben

Funktionale Erweiterung des Modells

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Longwell und Weiss (1955), basierend auf der Stirred Reactor-Theorie einen Belastungspa-

rameter ( )&m V PLn⋅ hergeleitet mit V - Brennkammervolumen und n = 1,8 - Reaktionsord-

nung der Kerosinverbrennung. Durch experimentelle Untersuchungen an einem Kugelreaktorbestimmten sie eine Grenzkurve zwischen den Bereichen stabiler und nicht mehr stabilerVerbrennung, deren Lage nur eine vernachlässigbare Abhängigkeit von der Art des verwen-deten Brennstoffes aufweist. Diese Erkenntnisse bilden die Grundlage für eine Reihe weiter-gehender Untersuchungen und praktischer Anwendungen (Sturgess et al.1991, Ballal et al.1993, Sturgess/Shouse 1993, Zelina/Ballal 1995). Von Mattingly (1996) ist nach Spalding(1979) eine Auswertung gegeben (Abbildung 6.2-1), mit deren Hilfe sich überschlägig derEinfluß der Brennkammerparameter auf die Flammenstabilität einschätzen läßt.

Abbildung 6.2-1 Flammenstabilitätskriterium nach Mattingly 1996

Danach dient ein Combustor loading parameter CLP zur Abschätzung des Stabilitätsver-haltens, der sich analog zu dem von Longwell / Weiss zusammensetzt:

CLPm

P VL PZ

BR

=⋅

&,

,31 8

(6.2-3)

mit VBR als dem Brennraumvolumen. VBR stellt das Volumen dar, das tatsächlich für den Ver-brennungsvorgang zur Verfügung steht, d.h. das Flammrohrvolumen abzüglich der Bereiche,in denen die Flamme infolge Luftzumischung (Temperaturabsenkung und Abmagerung desGemischs) erstickt wird (quenching). Dieses Volumen hängt ebenfalls von den Betriebsbe-dingungen in der Brennkammer ab und ist a priori nicht zu ermitteln. Hier soll das tatsächli-che Brennraumvolumen mit Hilfe des Kinetik-Wirkungsgrades ηDam (4.2-25) bestimmt wer-den: unterschreitet er für eine Brennkammerzone einen Grenzwert, kann davon ausgegan-gen werden, daß die Konvektion die chemische Umsetzungsreaktion dominiert und ein si-cheres Brennen in dieser Zone nicht mehr gewährleistet ist. Im unteren Leistungsbereicherstreckt sich die Brennzone i.A. über die primäre und sekundäre Verbrennungszone, imoberen Lastbereich erstreckt sie sich bis in den Mischbereich. Exemplarisch ist für eine Bei-spielauslegung einer gestuften Brennkammer in Tabelle 6.2-1 die Anzahl der zum Brenn-raumvolumen zu zählenden Brennkammerzonen in Abhängigkeit von der Wahl des Grenz-wertes für ηDam für verschiede Lastfälle angegeben. Der Grenzwert von ηDam= 0,3 wurde alsrepräsentativ ausgewählt, da davon ausgegangen wird, daß in diesem Fall durch die chemi-

Funktionale Erweiterung des Modells

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sche Umsetzung in der betreffenden Brennkammerzone noch ein substantieller Beitrag zurAufrechterhaltung des Verbrennungsvorgangs geleistet wird.

Grenz-Wirkungsgrad ηηηηDam

Schub [%] 0 0,3 0,55 2 2 210 2 2 215 2 2 220 3 2 225 3 3 230 4 3 335 4 4 3

40 - 100 4 4 4Anzahl der Stufen des Brennraums*

* zuzüglich der primären Verbrennungszone der Hauptstufe im Mischbetrieb

Tabelle 6.2-1 Einfluß des Grenz-Wirkungsgrads auf das Brennraumvolumen

Somit läßt sich CLP in Abhängigkeit von den Betriebsbedingungen berechnen und die Cha-rakteristik von Abbildung 6.2-1 nach entsprechender Konditionierung als Stabilitätskriteriumim interessierenden unteren Lastbereich benutzen (Abbildung 6.2-2).

Abbildung 6.2-2 Stabilitätsbereich im relevanten Φ-Bereich

Die in diesem Kapitel geschilderte Vorgehensweise zur Wahrung elementarer betrieblicherForderungen an die Brennkammer kann natürlich nur eine grobe Näherung darstellen.Flammenstabilitäts- und Zündverhalten sind von Details der Brennkammerauslegung abhän-gig, die hier pauschal beurteilt werden. Ähnliches läßt sich über die sogenannte pull-away-Fähigkeit sagen. Sie repräsentiert das Vermögen des Triebwerks, nach erfolgter Zündungzügig zu beschleunigen. Dieses Kriterium kann im Rahmen der vorliegenden Untersuchungnicht mit beurteilt werden. Das bedeutet, daß die in der Vorauslegung gemachten Annahmenfür einen konkreten Brennkammerentwurf in der Praxis durch die experimentelle Erprobungabgesichert werden. Das erfolgt durch Abfahren der Verlöschgrenze bzw. Zündversuche aufentsprechenden Testeinrichtungen. Um den Einfluß der aus den genannten Kriterien er-wachsenden Auslegungsrestriktionen auf das Ergebnis der Schadstoffminimierung abschät-zen zu können, werden diese in Kapitel 7.2 für verschiedene Optimierungsläufe variiert. EineZusammenstellung der resultierenden Auslegungseinschränkungen wird jeweils zu den Be-rechnungsresultaten gegeben.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6

Äquivalenzverhältnis ΦΦΦΦ

CLP kg

s*bar1.8*m3

Grenzkurve

Bereichinstabiler

Verbrennung Bereichstabiler

Verbrennung

Funktionale Erweiterung des Modells

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Wahl des Stufungspunktes bei gestuften Brennkammern

Wie aus dem Studium einschlägiger Literatur hervorgeht, wird der Wahl des Stufungspunk-tes seit den Anfängen der Entwicklung gestufter Brennkammern große Aufmerksamkeit ge-schenkt. Besondere Bedeutung kommt in diesem Zusammenhang dem Approach-Lastpunktdes LTO-Zyklusses zu. Die dabei bestimmenden Aspekte sind die folgenden:

a) Gewährleistung hoher Sicherheit und Zuverlässigkeit1. Der Stufungspunkt als Unstetigkeitsstelle im Betriebsbereich der Brennkammer soll mög-

lichst außerhalb von Bereichen oftmaliger Lastwechsel im Einsatz liegen.2. Bei Stufung im oberen Schubbereich und damit hoher Brennkammereintrittstemperaturen

T3 besteht die Gefahr der Brennerverkokung durch Restbrennstoff in der abgeschaltetenHSt. Ab Brennstofftemperaturen von ca. 450 K beginnt der Cracking-Prozess. Im Ap-proach-Lastpunkt bei ISA-Bedingungen im Bodenstandfall liegt T3 typischerweise bei 650K. Aus diesem Grund müssen abgeschaltete Brenner leergeblasen werden (purging). Argument für Stufung bei niedriger Last

3. Leergeblasene BS-Leitungen müssen im Beschleunigungsfall schnell wieder gefüllt wer-den, insbesondere im Fall eines Landeabbruchs mit Durchstarten. Der Stufungsprozessmuß typischerweise nach max. 0,6 Sekunden (Jones 1979) abgeschlossen sein. Dabei istfür eine kontinuierliche und stetige BS-Versorgung des Triebwerks ohne sprunghafte Än-derungen zu sorgen, um die Arbeit der anderen Triebwerkskomponenten nicht zu beein-flussen (thermische Drosselung des Verdichters). Argument für Stufung oberhalb desApproach-Lastpunktes

b) Realisierung niedriger EmissionenDie Entscheidung, ob unter- oder oberhalb des Approach-Lastpunktes gestuft wird, wirkt sichauch stark auf die Emissionscharakteristik aus. Dieser Lastpunkt geht mit einer Zeitwichtungvon 4 Minuten stark in die Gesamtbewertung nach ICAO-Normzyklus ein.

StufungunterhalbApproach

das Potential zur Stickoxidsenkung kann genutzt werden, dagegen bewirktdie Brennstoffaufteilung bei relativ niedrigen Drücken und Temperaturen ho-he Emissionen von CO und UHC

StufungoberhalbApproach

guter Ausbrand in der allein befeuerten Pilotstufe mit vergleichsweise hohenStickoxidemissionen durch große Aufenthaltszeit

Im Sinne des Primärziels ‘Senkung der Stickoxidemissionen’ wird heute der gestufte Betriebim Approach-Lastpunkt bevorzugt und realisiert. Auch im Rahmen dieser Untersuchung wird,so nicht anders angemerkt, grundsätzlich dieser Ansatz verfolgt.

Um sicherzustellen, daß man im Betrieb (und letztendlich bei der Zertifizierung) des Trieb-werks auch in den Genuß niedriger Emissionen durch die entsprechende Abstimmung derBrennkammerauslegung kommt, sollte die Steuerung des Stufungspunktes an den Schubre-gelungsparameter gekoppelt werden. Dafür kommen das engine pressure ratio EPR=P5/P2

oder die reduzierte Niederdruckrotordrehzahl NNDR,red in Frage. Dieses Vorgehen gewährlei-stet, daß unter jeglichen äußeren Bedingungen bei 30% des Maximalschubs die Brennkam-mer auch gestuft betrieben wird. Oszillierende Betriebszustände bei Betrieb des Triebwerksim Bereich des Stufungspunktes können durch Realisierung einer Hysterese für den Stu-fungsvorgang verhindert werden. Beispielsweise ist es denkbar, daß im Fall der Leistungs-steigerung bei 28% des Maximalschubs gestuft wird, bei Leistungsrücknahme aber erst bei25% „entstuft“.

Funktionale Erweiterung des Modells

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6.3 Rußentstehung

Als problematisch erweist sich die vereinfachte Modellierung der Rußentstehung. Da Ruß beiden in Gasturbinen-Brennkammern vorliegenden Stöchiometrieverhältnissen kaum alsGleichgewichtsprodukt der Verbrennung entsteht, kann seine Bildung nur ungenügend aufder Grundlage von Kinetikmodellen beschrieben werden. Den Haupteinfluß auf die Rußent-stehung in der Primärzone üben die beteiligten physikalischen Prozesse aus: die Organisati-on des Zerstäubungs-, Mischungs- und Verdampfungsprozesses entscheiden über das Maßan Rußbildung in der brennstoffreichen Primärzone. Wieviel von der entstandenen Mengeletztendlich im Abgas enthalten ist, wird davon bestimmt, welcher von Rußbildungs- und inder nachfolgenden mageren Mischzone einsetzendem Ruß-Oxidationsprozess, der domi-nante ist. Der Versuch der vereinfachten Modellierung von Rizk/Smith (1994) brachte eherbescheidene Ergebnisse: Trends konnten richtig aufgezeigt werden. Dagegen bewies dasvon De Champlain (1993) aufgezeigte Modell von Rußentstehung und -abbrand für die zurexperimentellen Überprüfung herangezogene Hardware gute Korrelationsqualitäten. Da sei-ne Gültigkeit aber nur an zwei geometrisch ähnlichen, ansonsten identischen Aufbauten an-gepaßt und überprüft wurde, ist der Schluß auf eine verallgemeinerbare Tauglichkeit desAnsatzes vage. Als generelle Erkenntnis kann formuliert werden, daß unter den Bedingun-gen p < 6 bar und Φ < 1,3 nicht mit signifikanter Rußbildung gerechnet werden muß(Lefebvre 1983).

Das Ausmaß der Rußproduktion in der Modellierung wird lediglich über das maximal zulässi-ge Primärzonen-Äquivalenzverhältnis ΦI,max bzw. ΦIII,max eingegrenzt. Bei Triebwerken her-kömmlicher Auslegung übersteigt dieses den Wert von ca. 1,2 im Betrieb nicht. Durch eineleicht fett-mager gestaltete Stöchiometrieverteilung in Brennkammern konventioneller Ausle-gung läßt sich jedoch die NOx-Produktion spürbar mindern (Sturgess et al.1992). Das führtzu maximalen ΦPZ von etwa 1,6, die hier als Obergrenze angenommen werden sollen. Vor-aussetzung für eine derartige Auslegung ist allerdings, daß für einen effektiven Rußabbrandin den nachfolgenden Zonen gesorgt wird.

6.4 Verfahren zur Auslegungsoptimierung

Formulierung eines Zielkriteriums

Die Notwendigkeit für einen Triebwerkshersteller, mit seinem Produkt die gültigen ICAO-Zulassungsrichtlinien zu erfüllen, wurde bereits herausgestellt. Aus diesem Grund wird dieZielstellung auf diese Vorgaben abgestimmt. Wertmäßig bestimmen lassen sich mit demvorliegenden Modell lediglich CO, UHC und NOx. Die ermittelten Emissionswerte müssen zueiner einheitlichen Bewertung zusammengefaßt werden, welche als Optimierungskriteriumdient. Es wurde folgende Formulierung gewählt:

( ) ( ) ( )[ ]Γ = ⋅ + +γ γ η η ηNO NO p NO p CO p UHCg D F g D F g D F00 00 00 (6.4-1)

Dabei bedeuten: Γ - Ziel- oder Optimierungsfunktion (Gewinn)γi - vorzugebende umweltpolitische WichtungsfaktorenDp/Foo - Emissionskennwert entsprechend ICAO-Vorschriftengi( ) - Bewertungsfunktionen für die Schadstoffe

Als Nebenbedingung soll gelten: γNO+γη = 1.

Mit Hilfe dieser Wichtungsfaktoren wird vorgegeben, hinsichtlich welcher Einflußgröße derSchwerpunkt bei der Optimierung gelegt wird. Beispielsweise wird durch γNO>0,5, γη<0,5 derEinfluß der erreichten Stickoxidminderung auf die Optimierung betont und umgekehrt. ImBedarfsfall ist es auch möglich, CO und UHC noch mit verschiedenen Wichtungen zu verse-

Funktionale Erweiterung des Modells

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hen. Wie eine statistische Auswertung der Emissionsdatenbank der ICAO (ICAO 1993/2)ergibt, ist die Einhaltung der Grenzwerte für CO und UHC bei dem heutigen Stand der Tech-nik relativ unproblematisch. Die Dp/Foo-Durchschnittswerte liegen für CO bei 30%, für UHCbei 20% der Grenzwerte. Für die Stickoxidemissionen liegt er jedoch bei 70% und ist damitals wesentlich kritischer einzustufen. Aus diesem Grund wurde bei den Berechnungen zu-nächst mit γNO=0,9 und γη=0,1 die Betonung auf die Stickoxidemissionen gelegt.

Die Funktionen gNO und gη müssen die Kompatibilität der Ergebnisse der CO/UHC- und NO-Berechnung bei der Zusammenfassung gewährleisten und eine vergleichbare Variabilität derEinflüsse dieser Größen herstellen. Damit wird verhindert, daß unabhängig von der Wahl derEinflußfaktoren γ eine Einflußgröße die andere bei der Optimierung dominiert. Dies hat gro-ßen Einfluß auf das Optimierungsergebnis. Die benutzten Funktionsverläufe gibt Abbildung6.4-1 wieder.

Abbildung 6.4-1 Bewertungsschema für Brennkammerauslegungen

Der ermittelte Emissionswert Dp/Foo wird bezüglich des ICAO-Grenzwertes bewertet. Dergewählte Verlauf der Bewertungsfunktion realisiert über einen weiten Bereich (bis 70% desGrenzwertes) einen linearen Abfall des „Gewinns“ bei Emissionsverschlechterung für denjeweiligen Schadstoff. Steigt der Emissionswert über diese Grenze, wird durch den degressi-ven Verlauf eine Annäherung an den Grenzwert stark „verteuert“. Dieser Mechanismus sollregulierend wirken für den Fall, daß aufgrund unausgeglichener Kriterien ein Schadstoff aufKosten der unvertretbaren Steigerung eines anderen abgesenkt wird. Betrachtet man dasheutige Emissionsniveau und geht von der Zielstellung einer realen Emissionssenkung durchEinsatz gestufter Brennkammern aus, befindet man sich fast ausnahmslos im Bereich linea-rer Abhängigkeit. Das wird durch die Berechnungsresultate bestätigt.

Das Optimierungverfahren

Eine systematische Suche nach der hinsichtlich des formulierten Zielkriteriums optimalenBrennkammerauslegung kommt aufgrund der verbleibenden Anzahl von Auslegungspara-metern (Freiheitsgraden) nicht in Betracht. Will man die Luft- und Voluminaverteilung nur mitEin-Prozent-Genauigkeit festschreiben, ergibt eine überschlägige Abschätzung der Anzahl

ParameterwahlBrennkammer-Auslegung

p ooD / F

i p 00 i

Grenzwert GW

Brennkammer-Modell

ICAO-Richtlinien

Bewertungs-funktion g

Triebwerksparameter(Leistungssynthese)

Γ = Σ (γ g(D /F ) )

p ooD / Fg( )

Funktionale Erweiterung des Modells

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realistischer Auslegungen allein etwa 1010 mögliche Parameterkombinationen, die hinsicht-lich ihres Emissionsverhaltens bewertet werden müssen. Nicht mit einbegriffen ist der Einflußder Variation der Brennstoffaufteilungen im gestuften Betrieb. Deshalb wurde auf ein Verfah-ren der unstrukturierten Optimierung übergegangen, das Elemente der Evolutionstheorie(Grundlagen siehe Rechenberg 1973) beinhaltet. Vergleichbare Ansätze wurden bereits zurzweckmäßigen Auslegung von Brennkammern (auch gestuften) (Correa/Overton 1988, De-spierre et al.1997) angewendet.

Der Grundgedanke besteht darin, daß aus einer Grundmenge geeigneter Brennkam-merauslegungen (eine Generation der „Eltern“) eine beliebige Auslegung (ein Individuum)herausgegriffen, eine Variation seiner Eigenschaften (Veränderung der Auslegungsvaria-blen) vorgenommen und die Auswirkung auf das Emissionsverhalten abgeschätzt wird. Un-vorteilhafte Mutationen werden verworfen, vorteilhafte (höhere Bewertung entsprechend derZielfunktion (6.4-1)) als potentielle Erblasser in die Population mit aufgenommen. Dabei wirdder am wenigsten geeignete Vertreter aus der Population gedrängt (Selektion). Die Verar-beitung der „positiven Erbinformationen“ der Population erfolgt, indem das ausgewählte Indi-viduum in einer Eigenschaft (einer Kenngröße der Brennkammerauslegung) zufällig mutiertund zusätzlich in einer weiteren Eigenschaft mit einem zweiten wiederum per Zufall ermittel-ten Elternteil aus der Population gekreuzt wird. Für das vorliegende Problem bestand eineGeneration aus 150 Individuen. Als Konvergenzkriterium wurde die Differenz der Bewertungnach (6.4-1) aus bestgeeigneter und am wenigsten geeigneter Auslegung aus der Populationherangezogen. Durchschnittlich nach 15000 bis 20000 Evolutionsereignissen betrug sie, mitdem Absolutwert des „Gewinns“ normiert, weniger als 10-5. Dieses wurde als Abbruchkriteri-um gewählt. In dem mehrdimensionalen Parameterraum bildet sich ein kompliziertes Lö-sungsgebilde heraus, von dem nicht auszuschließen ist, daß es neben einem Hauptmaxi-mum auch verschiedene Nebenmaxima besitzen kann. Um zu verhindern, daß ein solchesNebenmaximum als Optimum akzeptiert wird, wurde die beschriebene Lösungsprozedur fürjede Problemstellung mehrfach durchlaufen. Dabei wurde der Startvektor für die Variablen-belegung variiert.

In dieser Prozedur ist die Einhaltung der in Kapitel 6.2 angeführten Kriterien zur Erfüllung derbetrieblichen Forderungen in verschiedenen Ebenen zu prüfen. Grundsätzlich ist festzustel-len, ob eine „mutierte“ Brennkammerauslegung überhaupt unter allen Einsatzbedingungenbetreibbar ist. Dazu wurden die kritischen Einsatzfälle ausfindig gemacht. Diese sind in Ab-bildung 5.2-1 in der Darstellung des Betriebsbereichs des Triebwerks mit roten (geschlosse-nen) Punkten versehen. Unter diesen gegebenen Einsatzbedingungen ist die Sicherung derstabilen Verbrennung besonders im unteren Lastbereich zu prüfen: ungestuft im Leerlaufbietet sich keine Möglichkeit der Beeinflussung durch Manipulation der Brennstoffaufteilung.Die Gestaltung speziell der PSt muß hier bei niedrigem Niveau von Druck und TemperaturSicherheit vor Verlöschen der Flamme und ausreichende Wirtschaftlichkeit gewährleisten.Dicht oberhalb des Stufungspunktes (bei 30% des Maximalschubes) liegen die für die Ver-brennung ungünstigsten Betriebsbedingungen im gestuften Betrieb vor. Die Frage lautet: gibtes unter diesen Bedingungen eine Brennstoffaufteilung, bei der die Brennkammer stabil be-trieben werden kann? Wenn ja, ist die Auslegung für die Beurteilung des Emissionsverhal-tens in den LTO-Lastpunkten freigegeben. Erst dann werden die Betriebsbedingungen in derBrennkammer für die vier Lastpunkte sukzessive eingelesen. Für jeden dieser Lastpunktewerden das Spektrum stabil brennender Brennstoffaufteilungen und die korrespondierendenEmissionswerte ermittelt und gespeichert (im Idle-Fall nur eine Aufteilung: µBS=1,0). Die Ein-haltung zusätzlicher Auslegungs-Randbedingungen, wie das vorgegebene ΦPZ,max muß ge-währleistet sein. Im Anschluß wird jede denkbare Kombination von zulässigen Brennstoff-aufteilungen in den vier Lastpunkten durchgerechnet und entsprechend dem Zielkriterium(6.4-1) ausgewertet. Die herausgefilterte beste Kombination der Brennstoffaufteilungen inden Lastpunkten stellt die günstigste Betriebsweise für diese Brennkammergeometrie unterden gegebenen Betriebsbedingungen (also Bodenstandfall unter ISA-Bedingungen) dar. Siewird bei entsprechender Eignung zusammen mit den erreichten Dp/Foo-Werten in die Popula-

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tion von Brennkammerauslegungen aufgenommen. Daraufhin wiederholt sich die Prozedurzyklisch, bis das Abbruchkriterium erfüllt ist.

Abbildung 6.4-2 Optimierungsschema

Dieser Ablauf ist schematisch in Abbildung 6.4-2 zusammengefaßt. Ein detaillierteres Fluß-diagramm ist im Anhang A gegeben.

ParameterwahlBrennkammerauslegung

Funktionstüchtigkeit der Auslegungbei kritischen Einsatzfällen

Optimierung der Brennstoff-Aufteilung(ICAO-LTO-Zyklus)für die gewählte Auslegung* Erfüllung der zusätzlichen Auslegungs- Bedingungen

Bewertung und Speicherung der erzielten Resultate

Teilvolumina undLuftverteilung

Brennstoff-Aufteilungvariabel

Festlegung des Regel-gesetzes für ISA SLS

1

2

3

4

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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7 Ergebnisdarstellung und Diskussion

Die unter Nutzung der genannten Methoden und Hilfsmittel sowie unter Beachtung der an-geführten Prämissen und Einschränkungen gewonnenen Ergebnisse werden zunächst dar-gestellt und diskutiert. Das Betriebsverhalten der selektierten Brennkammerauslegung wirddokumentiert. Das Potential zur Beeinflussung des Ausbrand- und NOx-Emissionsverhaltensdurch Variation der Brennstoffaufteilung wird untersucht und Rückschlüsse auf ein geeigne-tes Regelgesetz gezogen. Anschließend wird durch Variation der Auslegungs-Rand-bedingungen analysiert, welche dieser Parameter signifikante Auswirkungen auf das Emissi-onsverhalten aufweisen. Schließlich wird dargestellt, welchen Einfluß die Variation der Ziel-vorgaben auf das Optimierungsergebnis hat.

7.1 Optimierungsergebnis für die Auslegung der gestuften Brennkammer

Zusammenfassung der Optimierungsvorgaben und Auslegungsbeschränkungen

An dieser Stelle erfolgt eine übersichtliche Zusammenstellung der im Kapitel 6 dargelegtenAuslegungsbeschränkungen. Diese werden unter den Punkten II und III ergänzt durch For-derungen, die im Hinblick auf eine für den potentiellen Kunden akzeptable Wirtschaftlichkeitdes Triebwerks den Realitätsbezug des Szenarios festigen sollen.

i. Globale Vorgabena. Die Eignung der Brennkammerentwürfe wird anhand der Vorgaben des ICAO-LTO-

Zyklusses entsprechend Gleichung (6.4-1) bewertet.b. Der Stufungspunkt wird dicht unterhalb von 30% des unter den gegebenen äußeren Be-

dingungen erreichbaren Maximalschubs gewählt. Die Steuerung wird abhängig vom je-weiligen Schubregelungsparameter des Triebwerks realisiert.

c. Das Gesamt-Brennkammervolumen Vges wird überschlägig entsprechend einem aus aus-geführten Konstruktionen abgeleiteten mittleren Verhältnis Brennkammervolumen zu ma-ximalem Massendurchsatz vorgegeben.

d. Die nach Abbildung 4.3-1 abgeleitete charakteristische CO-UHC-Abhängigkeit findet Ver-wendung.

ii. Anforderungen an die geometrische Brennkammerauslegung- Luft- und Volumenverteilung-(Ziffer 2 in Abbildung 6.4-2)

Forderung KritischerBetriebsfall

Bewertungs-Kriterium

Auslegungs-Konsequenz

a. GewährleistungZünd- und Wieder-zündfähigkeit

WindmillingH = 25000 ftMa = 0,8

ΨSi < 15VPSt,PZ = 0,005 m3

ϕI ≈ 29,5 %

b. Stabile Verbrennungim Pilotbetrieb

Leerlauf bei tiefenTemperaturen, nied-rigen Geschwindig-keiten

CLP(ΦPSt) <CLPgrenz(Φ)

Einschränkungender Variation vonLuft- und Volumen-verteilung

c. akzeptables Niveauder Rußemissionen

MaximalschubimPilotbetrieb

ΦPSt.PZ < 1,6 Begrenzung χI

d. Sicherung einer ak-zeptablen Tempe-raturverteilung amBK-Austritt

gesamter Be-triebsbereich

max. Luftanteil ZoneV: χV < 10%min. Volumen ZoneV: ϕV > 23,5%

BegrenzungχV und ϕV

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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e. Wirtschaftlichkeit desEntwurfs Leerlauf SLS

ηA > 99,0% in allenLaststufen bei SLS(ISA-Bedingungen)

Einschränkungender Variation vonLuft- und Volumen-verteilung

Tabelle 7.1-1 Anforderungen an die Brennkammerauslegung

iii. Anforderungen an die Kombination geometrische Brennkammerauslegung - Brennstoff-Aufteilung µBS im gestuften Betrieb

(Ziffer 3 in Abbildung 6.4-2)

Forderung KritischerBetriebsfall

Bewertungs-Kriterium

Auslegungs-Konsequenz

a.Stabile Verbrennungim gestuften Betrieb

unterer Teillastbe-reich bei tiefen Tem-peraturen, niedrigenGeschwindigkeiten

CLP(ΦPSt) <CLPgrenz(Φ)CLP(ΦHSt) <CLPgrenz(Φ)

Einschränkungender Variation vonBrennstoff-Auf-teilung und Luft- undVolumenverteilung

b.akzeptables Niveauder Rußemissionen

Maximalschub ΦPSt,PZ < 1,6ΦHSt,PZ < 1,6

Einschränkungender Variation vonBrennstoff-Auf-teilung und Luft- undVolumenverteilung

c.Wirtschaftlichkeit desEntwurfs

gesamterLastbereich

• ηA > 99,0% in allenLaststufen bei SLS• ηA > 99,7% inLaststufen oberhalb70% Startleistung(ISA-Bedingungen)

Einschränkungender Variation vonBrennstoff-Auf-teilung und Luft- undVolumenverteilung

Tabelle 7.1-2 Anforderungen an Brennkammerauslegung und Brennstoffaufteilung

Optimierungsergebnis

Entsprechend der vorgenannten Auslegungsrichtlinien ergibt sich folgende Brennkam-merauslegung als die am besten angepaßte:

Abbildung 7.1-1 Optimierte Brennkammerauslegung

Die zu dieser Auslegung korrespondierende Brennstoffaufteilung im Bodenstandbetrieb unterNormbedingungen ergibt sich zu:

I II

III IV V

Volumen-aufteilung

Massen-strom-

aufteilungϕϕϕϕ χχχχ% %

I 29,4 18,9II 12,9 11,1III 2,5 16,4IV 31,7 43,6V 23,5 10,0

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Laststufe(% Maximalschub)

7 30 85 100

µµµµBS 1,00 0,41 0,20 0,20

Tabelle 7.1-3 Optimierte Brennstoffaufteilung für den Bodenstandfall

Damit werden folgende Emissionskennwerte Dp/Foo nach ICAO-Vorschrift(Foo ≈ 86,7 kN) erzielt:

NO: 39,2 g/kN (47% vom Grenzwert)CO: 64,3 g/kN (55%)UHC: 2,25 g/kN (12%)

Bei der Vielzahl durchgeführter Optimierungsläufe hat sich gezeigt, daß das tatsächlicheOptimum der Kombination Brennstoff-Aufteilung/Brennkammerauslegung in der Tat von eini-gen nahegelegenen Nebenmaxima flankiert wird.

Abbildung 7.1-2 Sensibilität des Optimierungsergebnisses Γ gegenüber der Variationder Auslegungsparameter

Jede dieser Brennkammerauslegungen hat sozusagen ihr eigenes optimales Regelgesetz,so daß einige in der Bewertung dem tatsächlichen Optimum nahe kommen. Aus diesemGrund wird zunächst nachgewiesen, daß die abgeleitete Auslegung die tatsächlich bestge-eignete darstellt. Nachstehende Auswertung einer Sensibilitätsanalyse (Abbildung 7.1-2)zeigt, welche der Auslegungsparameter den stärksten Einfluß auf das Emissionsverhaltenhaben. Für diese Analyse wurde sukzessive jede Auslegungsvariable im Bereich ±0,4% umdie optimierte Auslegung entsprechend Abbildung 7.1-1 variiert und der Gewinn Γ mit demdes Optimierungsergebnisses verglichen. Die Brennstoffaufteilung wurde unverändert ent-sprechend Tabelle 7.1-3 übernommen. Die vorgegebene Änderung des untersuchten Para-meters wurde gleichmäßig auf die verbleibenden Brennkammerzonen ohne Rücksicht aufdie Einhaltung der Auslegungsbeschränkungen verteilt.

Zunächst wird aus Abbildung 7.1-2 ersichtlich, daß es sich bei der ermittelten Lösung nur imFall des Massenstromanteils der Zone II um ein reales Optimum handelt, da dessen Kurven-

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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verlauf für die abgeleitete Parameterkombination ein echtes Maximum aufweist. Alle weite-ren Parameter treibt der Optimierungsprozess gegen eine der Grenzen des Auslegungsbe-reichs: beim Abgleiten in unzulässige Auslegungskombinationen (der Verstoß gegen eineder Auslegungseinschränkungen ist durch gestrichelte Linienführung gekennzeichnet) ließesich das Ergebnis weiter verbessern.

Abbildung 7.1-3 Einfluß der Primärzonengestaltung der Hauptstufe auf das Optimie-rungsergebnis

Wie nicht anders zu erwarten, beeinflußt insbesondere die Auslegung der Primärzonen dasEmissionsverhalten der Brennkammer. Die Kurven der Auslegungsparameter der beiden PZϕIII, χIII und χI weisen neben ϕII die größte Steigung auf und haben damit den stärksten Ein-fluß auf das Optimierungsergebnis. Das wird auch bei einem Vergleich der Resultate ver-schiedener Optimierungsdurchläufe deutlich. Eine typische Auswahl von Lösungsvektorenund daraus resultierenden Emissionskennwerten ist in Anhang B angefügt. Während die dieAuslegung der PZ bestimmenden ϕIII, χIII und χI im Ergebnis aller Programmläufe nahezuidentisch sind, zeigen die anderen frei variierbaren Parameter größere Variationsbreiten,ohne das Ergebnis signifikant zu beeinflussen. Um die Wahrscheinlichkeit der Akzeptierungeines lokalen Maximums zu minimieren, wurde der Parameterbereich günstiger Auslegungenzusätzlich systematisch untersucht. Dazu wurde jeweils einer der bestimmenden Ausle-gungsparameter vorgegeben und dessen Variation im Optimierungsablauf maskiert. Mit ver-schiedenen Startvorgaben für diesen Parameter wurde sein Einfluß auf die optimale Gestal-tung festgestellt. Das Ergebnis für die jeweils fixierten ϕIII, χIII und χI ist Abbildung 7.1-3 undAbbildung 7.1-4 zu entnehmen. Darin findet das Maximum in der Bewertung für die in deruneingeschränkten Optimierung gewählte Auslegung seine Bestätigung. Somit wird dieseAuslegung als Basis für die weiteren Untersuchungen festgeschrieben.

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-4 Einfluß der Primärzonengestaltung der Pilotstufe auf das Optimie-rungsergebnis

Betriebsverhalten der Brennkammerauslegung

Im folgenden Schritt muß ermittelt werden, in welchem Regelbereich die Brennkammer dergewählten Auslegung unter den verschiedenen Arbeitsbedingungen betreibbar ist. Dazuwurde das Spektrum stabil brennender Brennstoffaufteilungen µBS entlang der Arbeitsliniedes Triebwerks für die in Kapitel 5 genannten Betriebsfälle ermittelt. Verschiedene relevanteMeßgrößen am Triebwerk wurden hinsichtlich ihrer Eignung zur Beschreibung des Stabili-tätsverhaltens untersucht. Hier hat sich der Quotient aus insgesamt zugemessener Brenn-stoffmenge und Brennkammereintrittsdruck als geeignet erwiesen. Wird P3 mit einem Expo-nenten y versehen, läßt sich die Korrelationsqualität noch erhöhen. Entsprechend (7.1-1)stellt für die hier beschriebenen Untersuchungen die Wahl von y=0,9 das Optimum dar.

ΨBSBS gesm

P=

&,

,30 9

(7.1-1)

Bei Auftragung von µBS über ΨBS entlang des Leistungsspektrums des Triebwerks im ge-stuften Betrieb ergeben sich charakteristische Grenzkurven des stabilen Arbeitsbereiches beiden verschiedenen Einsatzfällen (Abbildung 7.1-5). Das Auftreten erhöhter Streuung an deroberen Grenzkurve ist eine Folge der groben Modellierung der Brennkammergeometrie inForm diskreter Teilvolumina bei der Stabilitätsabschätzung. Das führt zum sprunghaften An-stieg des Brennraumvolumens VBR in (6.2-3) bei Leistungssteigerung. Im Falle feiner Diskre-tisierung des Volumens ergäbe sich ein stetiger Verlauf, der schließlich in der äußeren Kurvemünden würde, da sich das Verbrennungsvolumen bei verbesserten Bedingungen kontinu-ierlich erhöht. Somit stellt die gewonnene Abschätzung eher ein zu strenges Kriterium darund es ergibt sich an dieser Stelle eine Stabilitätsreserve.

0.98

0.985

0.99

0.995

1

15 16 17 18 19 20 21

Massenstromanteil χI %

ΓΓΓΓ/ΓΓΓΓmax

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-5 Stabilitätsdiagramm für Brennkammerauslegungentsprechend Abbildung 7.1-1

Deutlich erkennbar ist der erheblich engere Stabilitätsbereich im Teillastfall. Am Punkt desAufeinandertreffens der Kurven am linken Rand ist kein stabiler gestufter Betrieb (zumindestim stationären Betriebsfall) mehr möglich. Die Form der Stabilitätskurven ist natürlich von derAuslegung abhängig, also brennkammerspezifisch. Für die hier gewählte Brennkammerge-staltung engt sich der Stabilitätsbereich auf der Seite niedriger ΨBS-Werte sehr stark ein.Teilweise existiert bei extrem ungünstigen Witterungsbedingungen (niedrigen Temperaturen)nur noch eine stabil brennende Brennstoffaufteilung. Eine Möglichkeit, die Verbrennungssta-bilität in diesen Fällen zu erhöhen, besteht in der Möglichkeit, den Stufungspunkt, der imallgemeinen Fall in Abhängigkeit von der Laststufe (Power lever angle - PLA) knapp unter-halb 30% Maximalschub liegt, in Abhängigkeit von der Temperatur T3 teilweise bis auf 45%Maximalschub zu verschieben.

Laststufe % 30 35 40 45T3,min gestuft K 560 565 570 575

Tabelle 7.1-4 T3-Korrektur des Stufungspunktes

Liegt T3 unter der durch Tabelle 7.1-4 gegebenen linearen Abhängigkeit in den einzelnenLaststufen, ist es sinnvoll, die Brennkammer in den entsprechenden Lastpunkten ungestuftzu betreiben. Oberhalb von 45% ist grundsätzlich entsprechend der in Tabelle 7.1-3 angege-benen Brennstoffaufteilung gestuft zu fahren, unterhalb von 30% immer ungestuft (Ergän-zungen zur Regelung im transienten Betriebsfall siehe Kapitel 7.1.6.).

Innerhalb des Arbeitsbereichs sind durch Auswertung des Emissionsverhaltens bei variie-rendem µBS geeignete Regelvorschriften abzuleiten. Orientierung dabei kann die den Ziel-vorgaben im Optimierungsprozeß automatisch angepaßte Brennstoffaufteilung für den LTO-Zyklus sein. Zur Darstellung des Emissionsverhaltens wurde Abbildung 7.1-5 schematisiert(Abbildung 7.1-6).

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-6 Stabilitätsdiagramm - schematisch

Als sehr deutliche Erscheinung lassen sich Ausbrand- und NOx-Minima entlang der unterenGrenzlinie des Arbeitsbereichs lokalisieren. Das bedeutet, daß sich niedrigste Stickoxidemis-sionen im Betrieb der Brennkammer am Stabilitätslimit der Pilotstufe bei gleichzeitig niedrig-stem Ausbrand einstellen. Entsprechend der vorgegebenen Schadstoff-Wichtung (Kapitel6.3.1) wurde dieser Emissionscharakteristik innerhalb des Optimierungsprozesses bei derWahl der Brennstoffaufteilungen für den LTO-Zyklus automatisch Rechnung getragen (durchPunkte in Abbildung 7.1-6 gekennzeichnet). Die eingezeichneten ηA- und NOx-Charak-teristiken stellen Isolinien unter den individuellen Einsatzbedingungen dar und sind damitnicht universell, d.h. sie sind für den jeweiligen Einsatzfall zu skalieren.

Abbildung 7.1-6 macht deutlich, daß es auch bei Ausnutzung des Prinzips der gestuftenBrennkammer nicht gelingt, das von der konventionellen Brennkammer bekannte Problemder Kombination niedrige Stickoxide = schlechte Wirtschaftlichkeit (respektive hoher CO- undUHC-Emissionen) und umgekehrt zu überwinden. Zur Entkopplung dieses Zusammenhangsist die Realisierung anderer innovativer Brennkammerkonzepte (Fett-Mager-Stufung, Vor-vermischung, katalytische Verbrennung) erforderlich, die einen maximalen Brennstoffumsatzauch bei niedrigeren Verbrennungstemperaturen sichern können. Der Vorteil der gestuftenVerbrennung besteht lediglich darin, daß es durch geeignete Wahl der Brennstoffaufteilungmöglich ist, ihr Emissionsverhalten in Abhängigkeit von den Betriebsbedingungen zur Erzeu-gung speziell gewünschter Eigenschaften zu beeinflussen. Der Spielraum für diese Beein-flussung wird durch Abbildung 7.1-6 wiedergegeben.

In Tabelle 7.1-5 sind Ausbrand- und Stickoxidwerte für die wichtigsten Einsatzfälle zusam-mengefaßt. Aus dem Vergleich der Werte der Spalte „Eta-max“ mit den Resultaten der „NO-min“-Spalte wird deutlich, in welchem Maße unter den jeweiligen Einsatzbedingungen derAusbrand verbessert und die NOx-Emissionen erhöht werden, wenn man in Abbildung 7.1-6die untere Grenzkurve des Arbeitsbereichs verläßt, um durch höhere µBS-Werte die Wirt-schaftlichkeit zu erhöhen. Dabei ergibt sich oberhalb einer Grenze von µBS≈0,5...0,6 generelltrotz starken EI NO-Anstiegs keine nennenswerte Ausbrandsteigerung mehr, so daß dieserBereich außer acht gelassen wurde.

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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BodenstandfallHeißtag ISA+40K Normtag ISA Kalttag ISA-70K

Eta-max NO-min Eta-max NO-min Eta-max NO-minLaststufe Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO

% g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kgStartschub 99.99 28.8 99.86 14.0 99.99 27.0 99.90 14.0 99.98 16.5 99.40 10.2ob. Teillast 99.98 26.0 99.77 14.6 99.99 23.5 99.80 13.3 99.91 14.9 99.30 9.5min.gestuft 99.71 15.7 98.55 10.5 99.60 14.3 98.70 9.7 98.99 8.8 98.87 8.0

Reisefall, Ma = 0,8; H = 11kmHeißtag ISA+30K Normtag ISA Kalttag ISA-30K

Eta-max NO-min Eta-max NO-min Eta-max NO-minLaststufe Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO

% g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kgStartschub 99.95 21.5 99.39 9.7 99.98 25 99.36 9.7 99.90 13 97.80 7.6ob. Teillast 99.95 19.8 99.02 9.9 99.95 16.6 98.80 9.6 99.80 12.5 97.41 7.5min.gestuft 99.77 15.9 97.11 8.8 98.07 8.7 97.40 7.3 98.37 7.7 97.36 6.3

Tabelle 7.1-5 Variationsbereich der BrennkammercharakteristikEta-max: Brennstoffaufteilung zur Erzielung des besten AusbrandesNO-min: Brennstoffaufteilung für geringste NOx-Bildung

Tabelle 7.1-6 faßt die Resultate noch einmal zusammen, indem die Steigerung von η und EINO prozentual gegenüber den Werten der NO-min-Regelung ausgedrückt wird.

Bodenstandfall Reiseflug Ma = 0,0 H = 0 km Ma = 0,8 H = 11 km

Heißtag ISA+40 K Kalttag ISA-70 K Heißtag ISA+30 K Kalttag ISA-30 KEta-

GewinnEI NO-Steig.

Eta-Gewinn

EI NO-Steig.

Eta-Gewinn

EI NO-Steig.

Eta-Gewinn

EI NO-Steig.

max.Schub +0,1 % +100% +0,5 % +70% +0,5 % +120% +2,1 % +70%obereTeillast +0,2 % +80% +0,6 % +50% +1% +100% +2,4 % +60%min.gestuft +1,2 % +50% +0,1 % +10% +2,6% +50% +1% +20%

Tabelle 7.1-6 Zusammenfassung des Variationsbereiches für Ausbrand-NOx-Charakteristik (Referenz: Brennstoff-Aufteilung für min. NOx)

Es läßt sich erkennen, daß eine Ausbrandsteigerung, die insbesondere im Reiseflug erstre-benswert scheint, doch erheblich gestiegene Stickoxidemissionen mit sich bringt. DiesenSachverhalt gibt auch Abbildung 7.1-7 wieder. Hier sind Ausbrand und NOx- Emissionenentlang des µBS-Variationsbereichs im Approach- und im Take-Off-Lastfall bei ISA SLS auf-getragen. Das bedeutet, daß die Ordinatenwerte bei 30 bzw. 100% Maximalschub ausAbbildung 7.1-5 in Abbildung 7.1-7 auf der Abszisse und über ihnen die korrespondierendenAusbrand- bzw. Stickoxid-Werte aufgetragen werden. Darstellungen dieser Art sind geeignet,sich einen Überblick darüber zu verschaffen, in welcher Relation eine erreichbare NOx-Minderung mit dem damit verbundenen Ausbrandabfall bei vorgegebenen Betriebsbedin-gungen steht. Beispielsweise ist ersichtlich, daß niedrigste Stickoxidemissionen im Take-Off-Fall mit ηA ≈ 99,9% realisierbar sind, während dafür bei 30% des Maximalschubs ein steilerAusbrandabfall in Kauf genommen werden muß. Im Ergebnis der Optimierung (vertikale Li-nien „Optimierungsergebnis“) wurde dieser Verlust automatisch bei Inkaufnahme moderaterhöhter Stickoxidemissionen durch ein höheres µBS umgangen.

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-7 Einfluß der µBS-Variation auf Ausbrand und Stickoxidemissionen imApproach- und Take Off-Lastfall (ISA SLS)

Einen Überblick über den Spielraum, den die Variation der Brennstoffaufteilung im Hinblickauf die Ausbrand-Stickoxidcharakteristik unter vorgegebenen Betriebsbedingungen entlangder Arbeitslinie ermöglicht, gibt Abbildung 7.1-8 für das Beispiel des Reiseflugbetriebs beiMa = 0,8 und H = 11km an Heiß- bzw. Kalttagen.

Abbildung 7.1-8 Emissionscharakteristik für Reiseflugbetrieb

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Es kommt nun darauf an, durch die sinnvolle Wahl einer Regelkennlinie für die Brennstoff-aufteilung der gegebenen Zielstellung hinsichtlich des Emissionsverhaltens Rechnung zutragen, die sich letztendlich aus den administrativen Vorgaben für die Triebwerksherstellerergibt. Eine Alternative für eine einzelne Kennlinie, die schließlich einen Kompromiß zwi-schen den Forderungen nach hoher Wirtschaftlichkeit und niedrigen NOx-Emissionen unterden verschiedenen Betriebsbedingungen darstellen muß, ergibt sich durch die Einführungverschiedener Regelmodi, deren Sinn und Nutzen im nachfolgenden Kapitel diskutiert wer-den soll.

Realisierung verschiedener Betriebsmodi

Es stellt sich die Frage, ob durch Vorgabe verschiedener Regelkennlinien und geeigneterUmschaltkriterien zwischen ihnen in Abhängigkeit von den Einsatzbedingungen die Anpas-sung des Emissionsverhaltens der Brennkammer an die Anforderungen signifikant verbes-sert werden kann. Wie Tabelle 7.1-5 belegt, bedingt der Betrieb eines Triebwerkes unter denverschiedenen äußeren Bedingungen ein sehr differenziertes Emissionsverhalten. Unter-schiede im Niveau der Brennkammereintrittstemperatur von teilweise mehr als 70K bei dergleichen Schubeinstellung und signifikante Auswirkungen auf die Schadstoffbildung werdenbewirkt durch:

saisonale Unterschiede: Sommerbetrieb ⇔ Winterbetriebregionale Unterschiede: äquatoriales ⇔ Einsatz in Polregionen

EinsatzgebietBodenbetrieb ⇔ Höhenflug.

In den erstgenannten Einsatzfällen bedingt das erhöhte Temperaturniveau hohe NOx-Emissionen bei günstigem Ausbrand. In dieser Situation ist die Stickoxidsenkung besondersdringlich. Dagegen sinkt bei den rechts genannten Einsatzfällen bei moderaten NOx-Emissionen der Ausbrand z.T. unter 98% ab. Im Sinne eines rationellen Brennstoffeinsatzeswird hier die Betonung in den meisten Einsatzfällen auf gestiegenem Ausbrandniveau liegen.

Desweiteren bietet sich die Möglichkeit, durch differenzierte Regelmodi regionalen Bewer-tungsunterschieden hinsichtlich der Emissionen Rechnung zu tragen. Auch können örtlichdifferenzierte Wirkungen der Schadstoffe Berücksichtigung finden. So wird bekanntlich denStickoxiden in der Stratosphäre erhöhte Klimawirksamkeit zugeschrieben. Bei Flugmissionenmit hohem Flugroutenanteil in der Stratosphäre (Einsatz in nördlichen Breiten, Polgebieten,Winterbetrieb, hochfliegende Business-Jets großer Reichweite) könnte ein Regelmodus„Flug mit potentiellem Schadstoffeintrag in die Stratosphäre“ im Sinne einer Regelung nachder Spalte „NO-min“ in Tabelle 7.1-5 für niedrigste NOx-Emissionen sorgen. Demgegenüberkönnte der Pilot im Flughafennahbereich einen besonders wirtschaftlichen Modus wählen,um in urbanen Gebieten den Beitrag zu den CO- und UHC-Emissionen zu senken. Daß einbemerkenswertes Beeinflussungspotential unter bestimmten Betriebsbedingungen vorhan-den ist, wird durch Tabelle 7.1-6 belegt.

Allerdings wird sich eine derartige Maßnahme nur durchsetzen, wenn äußere Anlässe diesrechtfertigen. Denn einerseits gelingt die bedingungslose Reduzierung eines Schadstoffesnur auf Kosten eines anderen. Andererseits müssen die Voraussetzungen zur Realisierungvon Regelungsalternativen geschaffen werden. Offensichtlich bieten die elektronischenRegler das Potential zur Abspeicherung wählbarer alternativer Kennlinien, aber damit alleinist das Problem nicht gelöst. Durch Einführung verschiedener Modi werden Umschaltvorgän-ge zwischen diesen notwendig, die immer eine Unstetigkeit im Regelverhalten darstellen. Esmüssen Hysteresemechanismen zur Vermeidung instabiler Betriebszustände im Bereich derUmschaltpunkte verwirklicht werden. Außerdem bedarf es eines gewissen Aufwands, fürderartige unstetige Schaltvorgänge die zügige, sichere und zuverlässige Arbeitsweise allerBaugruppen zu gewährleisten.

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Da es derzeit kein administratives Kriterium für die Emissionen im Reiseflug zu erfüllen gibtund im folgenden Kapitel eine Möglichkeit aufgezeigt wird, wie ein Regelgesetz für einenakzeptablen Kompromiß zwischen Wirtschaftlichkeit und Umweltverträglichkeit gestaltetwerden kann, läßt sich bezweifeln, ob die Einführung einer Regelungsalternative unter dengegebenen Zielstellungen sinnvoll ist. Natürlich haben bei derartigen Abwägungen Änderun-gen der Zielvorgaben, die sich aus den umweltpolitischen Rahmenbedingungen ableitenkönnen, einen wesentlichen Einfluß. Bei exzessiven Forderungen, wie z.B. genannter unbe-dingter NOx-Verminderung im Reiseflug bei höchsten Ausbrandforderungen im Bodenbetriebwerden sich die Gewichte verschieben und die Entscheidung über die Realisierung ver-schiedener Regelmodi muß überdacht werden. Möglicherweise kann ein „Norm-“modus inder im folgenden vorgeschlagenen Art für den Betrieb unter ganz bestimmten Bedingungendurch weitere Modi ergänzt werden. Aber bei den aktuellen Vorgaben, manifestiert durch dieICAO-Vorschriften und gültig für eine an den Realitäten orientierte Brennkammerauslegung,scheint die Einführung verschiedener Betriebsmodi in Relation zum erreichbaren Nutzenunzweckmäßig.

Nichtsdestotrotz soll im Anschluß auch ein fundamentalistisch orientierter Ansatz verfolgtwerden: welche Resultate ergeben sich, wenn die Brennkammer speziell auf Stickoxidminde-rung ausgelegt wird und welche Rolle können in diesem Zusammenhang verschiedene Re-gelmodi spielen? Allerdings ist der Variationsspielraum eingeschränkt: die Brennkammermuß letztlich auch im Pilotbetrieb allen in Kapitel 6 genannten Forderungen Genüge tun undda steht das Instrument der Manipulation der Brennstoffaufteilung nicht zur Verfügung.

Regelgesetz-Entwurf

Dem primären Ziel der Stickoxidsenkung folgend, sollte sich eine Regelkennlinie am Verlaufder unteren Grenzkurve des Stabilitätsbereichs in Abbildung 7.1-6 orientieren. Dementspre-chend wurde eine Kennlinie µBS = f(ΨBS) abgeleitet (Tabelle 7.1-7). Zwischen den Stützstel-len erfolgt lineare Interpolation der Funktionswerte.

ΨΨΨΨBS 0,18 0,20 0,22 0,24 0,26 0,28 0,30 0,32 0,34µµµµBS 0,46 0,45 0,36 0,34 0,28 0,24 0,22 0,21 0,20

Tabelle 7.1-7 Regelgesetz zur Realisierung niedrigster Stickoxidemissionen

Wendet man diese Regelvorschrift an, ergeben sich für den Bodenstand- und den Reisefallunter ISA-Normbedingungen die in Abbildung 7.1-9 dargestellten Charakteristiken entlangder Arbeitslinie des Triebwerks. Die Meßpunkte für die Zertifizierung nach ICAO-Standardsind mit geschlossenen Punkten gekennzeichnet.

Im Bodenstandfall ergeben sich akzeptable Ausbrandwerte, die eine Grenze von 99,2% nichtunterschreiten. Die Stickoxidemissionen in den für die Zertifizierung wichtigen Laststufenliegen auf einem sehr niedrigen Niveau unter 14 g/kg Brennstoff. Auffällig ist der starke An-stieg kurz vor der Stufung (hier bei 29% des Maximalschubs). Hier wird die Pilotstufe nahezustöchiometrisch betrieben, wie aus Abbildung 7.1-10 ersichtlich wird. Das führt aufgrund desgroßen Volumens der PSt und damit großer Aufenthaltszeit zu hohen Stickoxidemissionen.Dieser Lastbereich wird allerdings im Betrieb des Triebwerks wenig genutzt, zudem hat er fürdie Zertifizierung keine Relevanz. Vermindern ließe sich diese Erscheinung im Bedarfsfall,indem der Stufungspunkt bei höherem T3-Niveau nicht direkt unterhalb 30% Maximalschub,sondern ggf. einige Prozentpunkte niedriger, z.B. bei 20% gewählt wird. Dies wäre mit einemweiteren Ausbrandabfall in diesem Lastbereich verbunden, der allerdings ebenfalls ohneEinfluß auf die Ergebnisse der ICAO-Zertifizierung bleiben würde.

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-9 Ausbrand- und NOx-Charakteristiken für Bodenstand- und Reisefall(ISA-Normbedingungen)

Wie rapide dieser Abfall bei fallenden Temperaturen und Drücken verläuft, ist der ηA-Charakteristik für den Reisefall in Abbildung 7.1-9 zu entnehmen.

Abbildung 7.1-10 Stöchiometrieverhältnisse entlang der Arbeitslinie im Bodenstandfall(ISA-Normbedingungen)

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-11 Einfluß von Brennkammereintrittsdruck und Umgebungstemperatur aufden erreichbaren Ausbrand

Bei noch ungünstigeren Bedingungen (Reiseflug, Ma=0,6, ∆TISA=-30K) führt das dicht ober-halb des Stufungspunktes zu Ausbrandwerten in der Größenordnung unter 97% (Abbildung7.1-11). Hier sind die Ausbrandwerte für sämtliche in Abbildung 5.2-1 gekennzeichneten Ein-satzfälle über dem Produkt von Brennkammereintrittsdruck und Umgebungstemperatur auf-getragen. Der Darstellung ist zu entnehmen, daß der in gewissen Einsatzbereichen zu kon-statierende rapide Ausbrandabfall mit dem Parameter P3

•T2 korreliert. Um in diesen Be-triebsfällen die Stabilitätsreserven zu erhöhen und die Wirtschaftlichkeit zu verbessern, wirddie Brennstoffaufteilung mit einem Aufschlag ∆µBS nach Tabelle 7.1-8 versehen.

für P3••••T2 [MPa••••K] kleiner als 300 270 160

∆∆∆∆µµµµBS +0,05 +0,10 +0,15

Tabelle 7.1-8 P3 •T2-Korrektur für die Brennstoffaufteilung

Die Einführung dieser µBS-Korrektur in Abhängigkeit von P3•T2 verhindert im gestuft betriebe-

nen Teillastfall das Absinken des Ausbrandes unter ein Limit von etwa 98% auch bei beson-ders ungünstigen Betriebsbedingungen (Abbildung 7.1-12).

Bei Realisierung dieser Korrektur muß dafür Sorge getragen werden, daß die Grenze derstabilen Verbrennung in der Hauptstufe nicht überschritten wird. Deshalb ist die Obergrenze

µBS BS,max , ,= ⋅ −2 8 0 084Ψ (7.1-2)

einzuhalten. Diese ist in Abbildung 7.1-14 gepunktet hervorgehoben.

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-12 Einfluß der Regelgesetz-Korrektur auf den Ausbrand

Wie Abbildung 7.1-13 zu entnehmen ist, bleibt diese Modifikation auf die Stickoxidbildungvon geringem Einfluß.

Abbildung 7.1-13 Einfluß der Regelgesetz-Korrektur auf die Stickoxidemissionen

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-14 Regelkennlinie mit Korrekturen

Die gewählte funktionale Abhängigkeit stellt sicher, daß ein Einfluß auf den Bodenstandbe-trieb (damit auf die Emissionskennwerte nach ICAO-Definition) ausgeschlossen ist (Ergän-zungen zur Regelung während transienter Betriebsphasen siehe Kapitel 7.1.6.).

Die sich letztendlich nach den resultierenden Vorschriften ergebenden Brennstoffaufteilun-gen für alle betrachteten Einsatzfälle sind in Abbildung 7.1-14 zusammengetragen. Die roteLinie stellt die ursprüngliche Regelkennlinie dar. Als Punktmenge ist die mit den Korrekturenverwirklichte Regelung eingezeichnet. Die grüne Linie gibt die Grenze zum Bereich instabilerArbeit der HSt nach Gleichung (7.1-2) wieder.

Abbildung 7.1-15 veranschaulicht den Einfluß der Betriebsbedingungen (Temperatur undFlughöhe) auf die Wahl der Brennstoffaufteilung. Dazu wurde das entsprechend der vorge-schlagenen Regelvorschriften eingestellte µBS für die maximale Schubeinstellung unter denjeweiligen Bedingungen in die Environmental operating envelope nach Abbildung 5.2.1 ein-getragen.

Der geringste Pilotstufen-Anteil an der Brennstoffmenge ergibt sich mit rund 20% dicht ober-halb des Betriebs bei Normbedingungen (ISA-Temperatur). Der leichte Anstieg bei höherenTemperaturen ist durch die Schubbegrenzung (Flat rating) bedingt: oberhalb eines vorgege-benen Temperaturwertes der Umgebungstemperatur (Kink point) verwirklicht die Regelungdes Triebwerks eine Leistungsrücknahme, um thermische Überbeanspruchung von Trieb-werksbauteilen zu verhindern. Das führt zu einem Absinken von ΨBS und damit zu einemAnstieg von µBS. Ein Sinken der Außentemperatur unter die ISA-Werte ruft den selben Effekthervor. Bei großen Höhen und besonders niedrigen Temperaturen nahe dem arctic minimumwird selbst bei Maximalleistung die P3

•T2 -Korrektur nach Tabelle 7.1-8 wirksam, die bei nied-rigeren Laststufen schon bei höheren Außentemperaturen einsetzt. Infolge dessen steigt µBS

in der rechten unteren Ecke des Diagramms rapide an.

Die bislang gemachten Aussagen treffen nur für stationäre Betriebszustände zu. Im sich an-schließenden Kapitel folgen einige Ergänzungen für den instationären Fall.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.18 0.2 0.22 0.24 0.26 0.28 0.3 0.32 0.34 0.36mBS

P30,9

µµµµ BS

Pilotstufe instabil

Hauptstufe instabil

StartleistungTeillast

beide Stufen stabil

Stabilitätsgrenze HStursprüngliche RegelkennlinieKorrektur in Abhängigkeitvon P3 T2

kg

s MPa0,9

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Abbildung 7.1-15 Kennfeld der Brennstoffaufteilung für Maximalschub

Anmerkungen zur Regelung der Brennstoffaufteilung während transienter Betriebsphasen

Da transiente Betriebszustände einen geringen Teil der Flugmission ausmachen, tritt dieSchadstoffproblematik in den Hintergrund und die Aspekte der sicheren und zuverlässigenFunktion der Brennkammer stehen im Mittelpunkt.

Wie bereits einführend erwähnt wurde, bestand im Rahmen der Leistungssynthese nicht dieMöglichkeit, die thermodynamischen Triebwerksdaten in diesen Einsatzphasen zu bestim-men. Dementsprechend können auch keine Rückschlüsse auf die Brennkammerfunktiongezogen werden. Einige allgemeine Aussagen lassen sich allerdings formulieren.

Zunächst ist offensichtlich, daß man im instationären Betriebsfall die Grenzen des bislanguntersuchten ΨBS-Bereichs verläßt. Im Beschleunigungsfall wird zuerst der Brennstoffdurch-satz gesteigert, ehe sich zeitverzögert der Druck P3 aufbaut. Dementsprechend wird manüber den für stationäre Zustände untersuchten Bereich hinauswachsen, so wie man bei Ver-zögerung unter den Grenzwert von 0,18 kg/(s•MPas0,9) fallen wird. Speziell in diesem Fall istdas Betriebsverhalten der Brennkammer schwierig zu beurteilen. Augenscheinlich ist, daßder Beschleunigungsvorgang keine Schwierigkeiten bereitet, da man sich entsprechend Pfeil1) in Abbildung 7.1-16 in die Richtung des Bereichs erweiterter Stabilitätsgrenzen bewegtund die Brennstoffaufteilung nicht notwendig plötzlich den neuen Bedingungen entsprechendeingestellt werden muß.

Im Verzögerungsfall 2) jedoch kann man u.U. tief in den Bereich instabiler PSt-Verbrennunggeraten, wenn nicht zunächst eine in allen Laststufen stabil brennende Brennstoffaufteilung(z.B. µBS = 0,46) eingestellt wird. Das bedeutet, die Verteilung muß zunächst in Richtungfetterer PSt verschoben werden (gestrichelter Pfeil 2’)). Um einen zügigen Lastwechsel desTriebwerks zu gewährleisten, muß dieser Vorgang innerhalb von Zeitintervallen vollzogenwerden, die sich an dem vom Triebwerk geforderten Lastwechselverhalten orientieren, alsotypischerweise 100 Millisekunden. Von diesem Wert aus kann die Brennstoffaufteilung danngedämpft dem den neuen Bedingungen entsprechenden Sollwert angepaßt werden. Ob die-se Verfahrensweise die Gewähr gibt, das Ausblasen der Flamme in beiden Stufen sicher zu

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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vermeiden oder ob zusätzliche Maßnahmen zu dessen Verhinderung erforderlich sind, mußim realen Anwendungsfall die experimentelle Erprobung ergeben.

Abbildung 7.1-16 Regelung der Brennstoffaufteilung bei Laständerung

Wie bereits angemerkt wurde, ist für alle Schaltvorgänge zur Vermeidung undefinierter Zwi-schenzustände im Bereich des Schaltkriteriums eine Hysterese vorzusehen. Während unterallgemeinen Betriebsbedingungen das Zuschalten der HSt bei 30% Maximalschub erfolgt,sollte das „Entstufen“ bei Lastrücknahme erst bei beispielsweise 25% oder darunter erfolgen.Ein adäquates Kriterium ist für die Erprobung des ASC des V2500 (Segalman et al.1994)angegeben: gestuft wird bei 60% αmax, in den Pilotbetrieb zurückgeschalten erst bei 45%.Das entspricht allerdings einer Laststufe weit unterhalb von 20% des Maximalschubs.

Um den Übergang in den gestuften Betrieb unter der Bedingung besonders niedriger Tempe-raturen (Korrektur des Stufungspunktes nach Tabelle 7.1-4) zu realisieren, muß die Tempe-raturabhängigkeit für das (Wieder-) Stufen bei der entsprechenden Laststufe mit einem Auf-schlag versehen werden, wie das in Tabelle 7.1-9 mit ∆T3 = +10K geschehen ist.

Laststufe % 30 35 40 45T3 [K] (entstufen) 560 565 570 575

T3 [K] (wiederstufen) 570 575 580 585

Tabelle 7.1-9 Hysterese im Stufungsvorgang bei tiefen Temperaturen

Dieser Wert von 10K ist exemplarisch gewählt und bedarf einer Bestätigung durch Modell-rechnungen unter Berücksichtigung thermischer Übergangszustände, die hier nicht durch-geführt werden konnten.

Zur Illustration ist Abbildung 7.1-17 angefügt, sie ist wie folgt zu verstehen: die gestrichelteLinie stellt die Abhängigkeit der Temperatur T3 von der gewählten Laststufe unter gegebenenäußeren Bedingungen (tiefen Temperaturen) dar. Wird die Last beispielsweise von A nach Cverringert, also von 48% auf 32% Maximalschub 1), erreicht bei Punkt B T3 die Grenzkurve,infolge dessen bei ca. 37% in den Solobetrieb geschaltet wird, so daß bei 32% (Punkt C) die

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.18 0.2 0.22 0.24 0.26 0.28 0.3 0.32 0.34 0.36mBS

P30,9

µµµµBS

Pilotstufe instabil

Hauptstufe instabil

StartleistungTeillast

1)

2)

beide Stufen stabil

2')

kg

s MPa0,9

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Brennkammer ungestuft betrieben wird. Steigt nun infolge äußerer Einflüsse (steigende Au-ßentemperatur oder höhere Fluggeschwindigkeit) T3 an 2), wird bei ca. 572 K wieder gestuft.Demgegenüber wird bei Laststeigerung ohne Änderung der äußeren Bedingungen 3) bei ca.43% Last oder T3 ≈ 583K (Punkt D) die gepunktete Linie des Wiederstufens überschrittenund der Hauptbrenner gezündet.

Abbildung 7.1-17 Hysterese im Stufungsvorgang bei tiefen Temperaturen

Um ein Oszillieren im Bereich der Schaltpunkte der Korrektur ∆µBS nach Tabelle 7.1-8 zuverhindern, wird der Schwellwert zur Rücknahme der Korrektur um 10 MPa•K höher ange-setzt, als der ursprüngliche Schaltpunkt nach Tabelle 7.1-8. Die Differenz von 10 MPas•Kscheint eine sinnvolle Größenordnung zu sein, sie entspricht einer Laständerung von ca. 4%oder einer Änderung der Eintrittstemperatur im Bereich von 10 bis 15 K (Tabelle 7.1-10).

wenn P3••••T2 [MPas••••K] sinkt unter 300 270 160

∆∆∆∆µµµµBS +0,05 +0,10 +0,15wenn P3

••••T2 [MPas••••K] steigt über 170 280 310∆∆∆∆µµµµBS +0,10 +0,05 0

Tabelle 7.1-10 Hysterese für Korrektur der Brennstoffaufteilung nach Kapitel 7.1.5

Selbstverständlich bedarf es zur Sicherung der stabilen Brennkammerfunktion in den Über-gangsphasen einer Reihe weiterer Maßnahmen. Dazu zählt die Absicherung zügiger Verzö-gerungs- und Beschleunigungsvorgänge, ohne daß z.B. Fülleffekte leergeblasener Teile desBrennstoffsystems die kontinuierliche und zuverlässige Funktion des Gesamtsystems Trieb-werk beeinflussen. Hier bedarf es vorrangig der sorgfältigen konstruktiven Auslegung desBrennstoffsystems, die im Rahmen der vorliegenden Arbeit nicht mit betrachtet werden kann.

Bewertung der resultierenden Brennkammerauslegung

Zielstellung der folgenden Ausführungen ist es, die Resultate der Optimierungsprozedur imKontext zugänglicher Daten der verwirklichten Exemplare gestufter Brennkammern zu be-

500

520

540

560

580

600

30 35 40 45 50

Schub / Maximalschub %

T30

K

1

2

3

1

B

C

D

A

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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werten. Das soll als Indiz für die Gültigkeit der in die Auslegung implementierten Annahmenund die Tauglichkeit des benutzten Modells gewertet werden, welches letztendlich durchseine simple Natur einen mittleren Entwicklungsstand der Brennkammertechnologie reprä-sentieren soll. Andererseits kann natürlich die Frage, ob eine Auslegung im Rahmen dervorgestellten Resultate in dieser Form realisierbar ist (oder ob möglicherweise andere Aus-legungsrichtlinien und -anforderungen unberücksichtigt blieben oder gar verletzt wurden),nicht beantwortet werden.

Gemessen an den ICAO-Parametern Dp/Foo für NOx, CO und UHC liegt der Entwurf im Trendder Ergebnisse der Referenz-Triebwerke. Bei den letztgenannten beiden Emissionen werdendie Resultate der CFM56 weit übertroffen (vgl. Tabelle 2.1-1), ohne die hervorragenden Ei-genschaften der GE90 zu erreichen (welche wirklich außergewöhnlich hoch zu bewertensind, da sie selbst die Resultate der ungestuften Brennkammervariante übertreffen). Zur Ein-schätzung der NOx-Resultate sei auf Abbildung 2.1-9 verwiesen. Als kleines Kreuz direkt aufder Markierung des V2500-Wertes ist das vorliegende Ergebnis verzeichnet. Damit weistsich diese Auslegung als ausgesprochen stickoxidarm aus. Der angestrebte Zielwert vonDp/Foo ≈ 40g/kN (Meßwert) wurde bei gleichzeitiger Einhaltung der Wirtschaftlichkeitsvorga-ben und der Zertifizierungsbedingungen erreicht. Die vorgestellte Regelkennlinie mit derP3

•T2-Korrektur kann die sichere Einhaltung dieser Bedingungen gewährleisten.

Allerdings stellen die ICAO-Parameter nur einen über den Normzyklus gemittelten charakte-ristischen Wert dar. Wie Abbildung 7.1-18 zu entnehmen ist, unterscheidet sich die Aus-brand-NOx-Charakteristik über den Lastbereich von denen der Referenzmuster.

Abbildung 7.1-18 Ausbrand- und NOx-Emissionen über den Lastbereich im Vergleich zuden Referenzmustern

Bei der Auftragung des mit dem 1,6-fachen des Gesamtdruckverhältnisses des jeweiligenTriebwerks (entspricht der Steigung der Emissionsgrenzwerte nach ICAO-Standard) nor-mierten NOx-Emissionsindex’ über dem Ausbrand für die Lastpunkte des LTO-Zyklusses wirddeutlich, daß die Konzentration auf die Optimierung hinsichtlich der ICAO-Vorgaben inner-halb der Optimierungsprozedur niedrigere Stickoxidemissionen im Hauptlastfall (Take Off,Approach) die Folge sind, bei leicht geringerem Ausbrand. Sehr deutlich ist das dem Ver-gleich von Abbildung 7.1-9 mit Abbildung 2.1-5 zu entnehmen (Vergleich der η- und EI NOx-

Ergebnisdarstellung und Diskussion

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Kurven entlang der Arbeitslinie bei ISA SLS von V2500 und hier diskutiertem Entwurf). Die-ser Effekt hat auch Einfluß auf die Stickoxidemissionen im Reiseflug, die mit maximal ca. 10g/kgBS auf sehr niedrigem Niveau liegen. Die im Resultat der Auslegungsprozedur zu ver-wirklichende Brennstoffaufteilung in den einzelnen Laststufen entspricht weitgehend denenin den Voruntersuchungen (vgl. Kapitel 2, Abbildungen 2.1-2 und 2.1-3 sowie Schilling 1995)als zweckdienlich befundenen. Auch die bei Segalman et al. 1993 als geeignet ermittelteStöchiometriewahl für die PSt (Φopt,PSt ≈ 0,39 in weiten Lastbereichen) hat sich bestätigt (vgl.Abbildung 7.1-10). Somit haben die aus der Literatur verfügbaren Auslegungsrichtlinien ihreBestätigung und Anwendung gefunden. Inwieweit die gewählten Auslegungs-Randbedingungen das Ergebnis bestimmen, soll im nächsten Kapitel untersucht werden.

7.2 Einfluß der Auslegungsbeschränkungen und Optimierungsvorgaben

Da die in Kapitel 7.1.1. zusammengefaßten Einschränkungen und Vorgaben für die Ausle-gung der Brennkammer nicht experimentell überprüft werden können, wird im folgenden Ka-pitel untersucht, wie sich deren mögliche Modifikation auf das Ergebnis der Optimierungs-prozedur auswirkt. Dabei wird unterschieden ina) Modifikation der Randbedingungen für die Brennkammerauslegung, wie sie vor allem ausden Kriterien zur Erfüllung der betrieblichen Anforderungen erwachsenb) Modifikation der Modellparameter.

Es ist zu beachten, daß diese Vorgabeparameter die unterschiedlichsten Einflüsse auf dasEmissionsverhalten haben können, die sich z.T. gegenseitig verstärken oder auslöschenkönnen. So verursacht z.B. eine Parameteränderung, die im wesentlichen eine signifikanteAusbrandverbesserung zur Folge hätte, durch die Betonung auf NOx-Minderung in der Opti-mierungsprozedur in deren Resultat möglicherweise durch angepaßte Geometrie und/oderBrennstoffaufteilung auch eine NOx-Senkung. Das bedeutet, daß ein Teil des zusätzlichenGewinns durch die Ausbrandsteigerung in die Stickoxidsenkung umgewidmet wird. Das führtmitunter zu recht unterschiedlichen Brennkammerauslegungen, wobei wiederum erst durchdie differenzierte Brennstoffaufteilung das Emissionsverhalten bestimmt wird. Es ergibt sichu.U. eine komplexe Wechselwirkung, die erst im Ergebnis der Optimierung (Emissionspara-meter) bewertet werden kann.

Die Resultate sind im Anhang C übersichtlich aufgelistet, an dieser Stelle soll eine verbaleZusammenfassung erfolgen.

zu a) Die Verringerung des Gesamtvolumens der Brennkammer wirkt sich negativ auf dieWirtschaftlichkeit durch Abfall des Ausbrandes aus. Dabei bleibt die Stickoxidbildungrelativ unbeeinflußt, da die Volumenabnahme vorrangig in den Sekundärzonen stattfin-det (das Volumen der PZ der PSt ist wegen der Sicherung der Verbrennungsstabilitätvorgegeben). Die Änderung des Volumenanteils der letzten Zone zur Beeinflussungder Temperaturverteilung am Brennkammeraustritt läßt die Ausbrand- und Schad-stoffresultate relativ unbeeinflußt. Ein leichter Ausbrandanstieg wird im Ergebnis derOptimierung durch eine ebenfalls geringe, aber stärker gewichtete NOx-Erhöhung wie-der ausgeglichen. Dagegen bewirkt die Erhöhung des Luftanteils der letzten Zoneeine Erhöhung des Äquivalenzverhältnisses in der davorliegenden Reaktionszone. Da-durch steigt der Ausbrand im Teillastbereich erheblich an, wogegen der Einfluß auf dieStickoxidbildung infolge des relativ niedrigen Temperaturniveaus vernachlässigbar ist.Die Lockerung des Kriteriums zur Sicherung des Zündverhaltens ΨSi Gl. (6.2-2) mit derresultierenden Verkleinerung der Primärzone der PSt hat einen starken Einfluß aufdas Ergebnis: bei Steigerung des Ausbrandes läßt sich die Stickoxidbildung spürbarverringern. Erhöht man das maximal zulässige Äquivalenzverhältnis der beidenPrimärzonen (Rußabbrand ist zu gewährleisten), hat das ebenfalls NOx-senkendenEinfluß. Der positive Effekt der Fett-Mager-Stufung macht sich hier bei geringem Aus-brandabfall im Teillastbereich spürbar bemerkbar.

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Bei der Auswertung der Emissionscharakteristik in Kapitel 7.1.5. wurde die NOx-Spitzeim ungestuften Betrieb dicht unterhalb des Stufungspunktes augenscheinlich. Ursacheist die Maximaltemperaturen erzeugende Stöchiometriebedingung in der Primärzoneder PSt. Bei den vorliegenden Brennkammer-Eintrittsbedingungen (Bodenstandfall,Normbedingungen) und ΦPZ,PSt≈1,1 ergeben sich mittlere Verbrennungstemperaturenvon über 2500K, die neben hoher NOx-Entstehung auch einen nachteiligen Einfluß aufdie Gleichförmigkeit des Temperaturprofils am Brennkammeraustritt haben können.Die Einschränkung auf ΦΦΦΦPZ,max=0,9 (Tmax≈2410K) ergibt eine schwache Erhöhung desStickoxidniveaus mit Abschwächung der genannten NOx-Spitze bei leicht verbesserterWirtschaftlichkeit.

Als in hohem Maße erstrebenswerte Auslegungsmodifikationen ergeben sich damit (inKlammern: Konfliktpotential mit Betriebsanforderungen):1) Zumischung eines größeren Mischluftanteils erst weit stromab (⇔ Beeinflussung der

Temperaturverteilung am Brennkammeraustritt)2) Verkleinerung des Volumens der PZ der PSt (⇔ Gewährleistung von Zünd- und Pull-

away-Fähigkeit)3) verstärkte Tendenz zur Fett-Mager-Auslegung mit möglichst kleiner fetter 1.Stufe (⇔

Verminderung von Rußemissionen bei Vollast und Ausbrandabfall bei Teillast)

zu b) Verlegt man den Stufungspunkt derart, daß der Approach-Lastfall gestuft betriebenwird (hier Stufungspunkt auf 45% des Maximalschubs), verschwindet natürlich derausgeprägte Ausbrandabfall dicht oberhalb des gestuft gefahrenen 30%-Lastpunktes.Dafür ergibt sich eine noch ausgeprägtere NOx-Spitze, die bis EINO=20 g/kgBS an-wächst (Abbildung 7.2-1). Hier wird der in diversen Literaturquellen diskutierte Einflußdes Approach-Lastpunktes deutlich: in Form des ICAO-Parameters wirkt sich der Ein-fluß des bei 30% Maximalschub ungestuften Betriebs als gestiegener Stickoxidwertaus, während CO und UHC günstiger ausfallen. Da sich im Hauptlastbereich praktischidentische Emissionsniveaus einstellen, ergibt sich von dieser Seite her kein signifi-kanter Vorteil aus der Verlegung des Stufungspunktes.

Abbildung 7.2-1 Vergleich der Brennkammercharakteristik bei 30%- und 45%-Stufung

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Andererseits gibt es aber einen Einfluß auf die Betriebseigenschaften. Ein Vorteil ergibt sich,indem das unterste gestuft betriebene Lastsegment in den Bereich höherer Temperaturenund Drücke verlegt wird. Dadurch weitet sich der Stabilitätsbereich für den Betrieb derBrennkammer. Damit verbunden wird der oberste ungestuft betriebene Lastpunkt auf einhöheres Temperaturniveau verschoben. Dieser Effekt verschärft die Verkokungsgefahr derabgestellten Hauptbrenner in diesem Lastbereich.

Abbildung 7.2-2 Alternative CO-UHC-Charakteristik

Bei Variation der CO-UHC-Charakteristik (siehe Abbildung 7.2-2) in Richtung stärke-ren UHC- und geringeren CO-Anteils am Ausbrandverlust ergibt sich eine zu der vonKapitel 7.1 ähnliche Brennkammerauslegung. Die NOx-Bildung ist relativ unbeeinflußt,dagegen sinken zwangsläufig die CO-Emissionen gemessen am ICAO-ParameterDp/Foo von 55% des Grenzwertes auf ca. 38% mit entsprechender Steigerung für un-verbrannte Kohlenwasserstoffe von 12 auf 33%.

Schließlich wurde der Einfluß der Gewichtungen in Gl. (6.4.1) untersucht. Bei Verla-gerung des Optimierungsschwerpunktes in Richtung der kohlenstoffhaltigen Emissio-nen (γγγγNO=0,7, γγγγηηηη=0,3) ergeben sich zwangsläufig ein Anstieg der NOx-Emissionen undgünstigere Ausbrandwerte respektive niedrigerer CO- und UHC-Emissionen. Das wirddurch eine Verschiebung der Brennstoffaufteilung hin zu einer brennstoffreicheren Pi-lotstufe erreicht. In Kombination mit der Vergrößerung von ϕ2 (V2↑) zu Lasten von ϕ4

ergibt sich insbesondere im Teillastfall ein Ausbrandgewinn mit verstärktem Anteil ander Stickoxidbildung bei hohem Schub. Der Luftanteil χ1 steigt, um die Grenze des ma-ximal zulässigen Äquivalenzverhältnisses nicht zu überschreiten. Die Auslegung derPZ der HSt ist dagegen relativ unbeeinflußt.

Alle sich ergebenden Auslegungen zeichnen sich durch ein sehr ähnliches Stabilitätsverhal-ten aus, so daß das Emissionsverhalten der Brennkammern in vergleichbarem Ausmaß wiefür die Auslegung unter 7.1 variierbar ist. Damit ergeben sich keine substantiellen Vorteilehinsichtlich der Wahl der Regelalgorithmen.

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7.3 Minimierung der Stickoxidproduktion im Reiseflug

Bei den bislang ausgeführten Betrachtungen stand als primäre Zielvorgabe die Erfüllung derICAO-Zulassungsvorschriften bei Konzentration auf die Senkung der Stickoxidemissionen imVordergrund. Welche Resultate können sich dagegen ergeben, wenn man die Vorgaben derICAO-Vorschriften unberücksichtigt läßt und die Optimierung der Brennkammerauslegungauf minimale Stickoxidbildung, speziell im Reiseflug, fokussiert? Dazu muß ein Zielkriteriumanalog (6.4-1) aufgestellt werden, das die Minimierung der Stickoxidproduktion über denHauptlastbereich im Reiseflug sicherstellt. Das kann erreicht werden durch den Bezug derEINO-Werte in den interessierenden Lastpunkten auf eine Referenzkurve, die eine typischeStickoxidcharakteristik der Brennkammer im Reiseflug darstellt. In Abbildung 7.3-1 ist das fürdie Leistungsstufen 20, 60, 80 und 100% Maximalschub getan. Es ergeben sich die gekenn-zeichneten Bewertungskurven. Die Bewertung erfolgt nach folgender Vorschrift:

Γ ==∑

EINO

EINOref i

ii

,

1

4(7.3-1)

Diese Wahl gewährleistet in der Optimierung einerseits die Konzentration speziell auf dasobere Lastsegment, ohne andererseits das Teillastverhalten völlig unberücksichtigt zu las-sen.

Die weiteren Forderungen zur Gewährleistung des sicheren Brennkammerbetriebs unterkritischen Einsatzbedingungen nach Kap.7.1.1. werden natürlich aufrechterhalten.

Abbildung 7.3-1 Bewertungsfunktion für Stickoxidemissionen im Reiseflug

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Folgende Auslegung hat sich im Resultat der Optimierung ergeben:

I II III IV VVolumen-aufteilung

ϕϕϕϕ % 29,4(29,4)

3,3(12,9)

0,65(2,5)

43,1(31,7)

23,5(23,5)

Massen-strom-

aufteilungχχχχ % 13,8

(18,9)15,3

(11,1)20,5

(16,4)40,4

(43,6)10,0

(10,0)** in Klammern: Referenzwerte nach Kap.7.1.

Tabelle 7.3-1 Hinsichtlich NOx-Minderung im Reiseflug optimierte Brennkammergeometrie

Die zu dieser Auslegung korrespondierende Brennstoffaufteilung in den Lastpunkten60/80/100% Maximalschub für den Reisefall bei ISA-Normbedingungen ergibt sich zu:

Laststufe(% Maximalschub)

60 80 100

µµµµBS 0,20(0,44)

0,17(0,35)

0,15(0,22)*

* in Klammern: Referenzwerte nach Kap.7.1.

Tabelle 7.3-2 Optimierte Brennstoffaufteilung für den Reisefall

Der Vergleich von Volumen-, Massenstrom- und Brennstoffverteilung der beiden Entwürfenach 7.1. und 7.3. macht deutlich, daß zur Stickoxidminderung der Brennstoffanteil der Pilot-stufe weiter gesenkt wird. Gleichzeitig wird durch den verringerten Luftmassenanteil χ1 daszur stabilen Verbrennung benötigte minimale Äquivalenzverhältnis gesichert, das sich hierwiederum knapp unter 0,4 einstellt. Das Volumen der Sekundärzone der PSt ϕ2 ist stark ge-schrumpft, um im Zusammenspiel mit einem erhöhten Luftmassenanteil (kürzere Aufent-haltszeit, niedrigere Temperaturen) den Anteil der NOx-Bildung in dieser Zone zu vermin-dern. Der vergrößerte Brennstoffanteil der HSt wird durch einen ebenfalls erhöhten Luftanteilder PZ (III) aufgefangen, um die Grenze von ΦPZ,max nicht zu überschreiten. Die damit nochstärker belastete und im Hauptlastbereich überstöchiometrisch betriebene PZ der HSt wirdstark verkleinert, um den Hauptteil der Verbrennung in die erste Mischzone zu verlegen. Die-se fällt hier sehr groß aus. Die Volumenverteilung veranschaulicht Abbildung 7.3-2 (schema-tisierte, aber annähernd maßstäbliche Darstellung) im Vergleich zur Referenzauslegung vonKapitel 7.1. Die Verbrennung in dieser sehr großen Mischstufe ist auch bei Vollast weit ge-nug von stöchiometrischen Bedingungen entfernt, um einen signifikanten Beitrag zur NOx-Bildung zu verhindern. Dieser Umstand bedingt aber auch einen rapiden Ausbrandabfall imTeillastbereich, der unter ungünstigen Umständen unter die Grenze von ηA=85% erfolgt. Hierist der Ausbrandanteil der PZ zu gering und in der Mischzone ist das Gemisch für einen sub-stantiellen Ausbrandbeitrag bereits zu mager.

Die Variationsbreite erreichbarer Ausbrand-/Stickoxidwerte im Bodenstand- und Reisefall istTabelle 7.3-3 zu entnehmen. Es wird deutlich, daß durch diese Auslegung bei entsprechen-der Regelung der Brennstoffaufteilung eine durchschnittlich 30-40%-ige Minderung derStickoxidemissionen gegenüber dem Ergebnis von 7.1. erreichbar ist. Das Ausbrandverhal-ten ist zweigeteilt: im oberen Lastsegment mit 99,7%<ηA<99,9% durchaus sehr zufrieden-stellend, ergeben sich katastrophal niedrige Ausbrandwerte im unteren Teillastbereich. Imgestuft betriebenen Fall läßt sich dieser Effekt noch durch die Verlagerung des Regelkennli-nie hin zu größeren ΨPSt mildern. Im Solobetrieb sind derartige Ausbrandverluste nicht zukompensieren.

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Abbildung 7.3-2 Veränderung der Volumenverteilung im Vergleich zur Auslegung vonKapitel 7.1

BodenstandfallHeißtag ISA+40K Normtag ISA Kalttag ISA-70K

Eta-max NO-min Eta-max NO-min Eta-max NO-minLaststufe Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO

% g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kgStartschub 99.99 18.0 99.91 9.4 99.99 16.8 99.93 9.1 99.88 12.9 99.68 6.1ob. Teillast 99.98 17.2 99.85 9.0 99.99 16.2 99.88 8.5 99.71 11.9 99.29 5.7min.gestuft 98.66 12.7 97.49 6.7 98.37 11.8 97.07 6.3 93.80 5.7 93.71 5.6

Leerlauf 91.66 / 7.1 94.09 / 6.9 94.40 / 4.5Reisefall, Ma = 0,8; H = 11km

Heißtag ISA+30K Normtag ISA Kalttag ISA-30KEta-max NO-min Eta-max NO-min Eta-max NO-min

Laststufe Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO Eta EINO% g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kg % g/kg

Startschub 99.90 12.7 99.57 6.6 99.92 14.0 99.55 6.2 99.93 16.5 99.57 6.6ob. Teillast 99.80 12.5 99.19 6.4 99.81 12.2 99.20 6.0 99.83 15.2 99.19 6.4min.gestuft 95.84 9.9 92.84 5.3 90.47 6.7 88.96 5.3 86.85 4.6 86.46 4.3

Leerlauf 90.67 / 7.7 94.36 / 7.5 94.71 / 5.6

Tabelle 7.3-3 Variationsbereich der SchadstoffcharakteristikEta-max: Brennstoffaufteilung zur Erzielung des besten AusbrandesNO-min: Brennstoffaufteilung für geringste NOx-Bildung

Im Solobetrieb sind derartige Ausbrandverluste nicht wettzumachen. In der Bewertung nachICAO-LTO-Zyklus ergibt das folgende Resultate:

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µµµµBS

TakeOff

µµµµBS

Climb

µµµµBS

Approach

Dp/Foo

NO(g/kN)Dp/Foo

CO(g/kN)Dp/Foo

UHC(g/kN)Eta-max-Regelung 0,40 0,56 0,61 44,7 146,7 65,2NO-min-Regelung 0,14 0,15 0,25 28,5 163,9 72,1

Tabelle 7.3-4 Bewertung der Auslegung nach LTO-Zyklus

Damit wird deutlich, daß eine derartige Auslegunga) aufgrund der schlechten Wirtschaftlichkeit im Teillastfall undb) aufgrund der Nichteinhaltung der ICAO-Grenzwerte für die kohlenstoffhaltigen Emissionenunter den gegenwärtig geltenden Rahmenbedingungen für die Umweltverträglichkeit vonFlugtriebwerken keine Chance auf Verwirklichung hätte. Selbst die Ausnutzung der speziel-len Möglichkeiten der gestuften Brennkammer, die Emissionscharakteristik in Abhängigkeitvon den Einsatzbedingungen manipulieren zu können (auch die Realisierung verschiedenerBetriebsmodi) kann hier keine Abhilfe schaffen.

Schließlich sei als Beleg für die Tatsache, daß die Ausdehnung des Arbeitsbereichs der ge-stuften Brennkammer in Abbildung 7.1-5 von ihrer Auslegung bestimmt wird, Abbildung 7.3-3eingefügt. Mit durchgehenden Linien sind die Stabilitätsgrenzen für den vorliegenden Entwurfgekennzeichnet, gestrichelt diejenigen des Referenzentwurfs nach Kapitel 7.1. Ein Vergleichder Auslegungen nach Tabelle 7.3-1 macht deutlich, daß die PSt des vorliegenden Entwurfsbrennstoffreicher ausgelegt ist. Dementsprechend liegt die Stabilitätsgrenze niedriger, d.h.die PSt brennt bereits bei niedrigerem Brennstoff-Anteil µBS. Da die HSt brennstoffärmerausgelegt ist, verhält es sich andersherum: sie verlischt eher, also bereits bei größeremBrennstoffanteil der HSt im Vergleich zur Referenzauslegung.

Abbildung 7.3-3 Vergleich der Arbeitsbereiche der Entwürfe nach den Kapiteln 7.1 und7.3

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.18 0.2 0.22 0.24 0.26 0.28 0.3 0.32 0.34

mBS,ges/P30,9

µµµµBS

kg

s MPa0,9

Schlußfolgerungen

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8 Schlußfolgerungen

1) Die Brennstoffstufung bietet die Möglichkeit, das Emissionsverhalten der Brennkammerflexibler an die Forderungen der Umweltverträglichkeit anzupassen. Wie die vorliegendeUntersuchung zeigt, ist sie ein Mittel, zur sicheren Erfüllung der heute gültigen Emissi-onsobergrenzen nach Annex 16 der Chicagoer Konvention der ICAO beizutragen. DerEmissionswert für Stickoxide läßt sich bei gleichzeitigem akzeptablen Anstieg der Emis-sionen von CO und UHC verringern.

2) Durch Variation der Brennstoffaufteilung ist es bei Bedarf möglich, den Brennkammerbe-trieb in Abhängigkeit von den Einsatzbedingungen des Triebwerks auf spezifische Anfor-derungen einzustellen. Diese Flexibilität wird von besonderem Nutzen sein, wenn sich auseinem Konsens über die Umweltwirkungen des Luftverkehrs differenzierte Normen für dieEmissionsobergrenzen ergeben, die möglicherweise auch den Reiseflugbetrieb betreffen.Durch Einführung verschiedener Betriebsmodi lassen sich auch kontroverse Forderungenmiteinander in Einklang bringen.

3) Die besten Ergebnisse hinsichtlich Wirtschaftlichkeit und Umweltverträglichkeit werdensich nur bei optimaler Abstimmung von Brennkammerentwurf (Geometrie) und Betrieb(Regelgesetz zur Brennstoffaufteilung) ergeben. Das bedeutet, daß diese Aspekte imKomplex behandelt werden müssen und sich aus der Ableitung von zweckmäßig ge-wählten Regelvorschriften gleichzeitig Schlußfolgerungen für die Auslegung der Brenn-kammer-Hardware ergeben müssen.

4) Das den Brennkammern konventioneller Prägung immanente Problem der Wirtschaftlich-keitsverschlechterung bei Stickoxidverminderung kann durch Einführung der Brenn-stoffstufung nicht vollständig überwunden werden. Gestufte Brennkammern unterliegenden gleichen Gesetzmäßigkeiten, die aus dem Prinzip der Diffusionsverbrennung (Ein-spritzung und Verbrennung des Brennstoffs in flüssiger Phase) erwachsen. Das führt zueiner Ausbrandverminderung in gewissen Betriebszuständen, wie die vorliegenden Unter-suchungsergebnisse belegen. Der Nutzen der gestuften Verbrennung erwächst vor allemaus 1). Allerdings bieten sich auch Vorteile hinsichtlich der Brennstoffaufbereitung durchdie erhöhte Brenneranzahl in Verbindung mit der Möglichkeit, die Brennergruppen derbeiden Primärzonen durch die realisierte „Arbeitsteilung“ über den Betriebsbereich besseran die jeweiligen Betriebssbedingungen anzupassen. Dieser Effekt findet möglicherweisedurch die Skalierung des abgeleiteten Verbrennungsmodells an konventionell ausgeleg-ten Brennkammern unzureichend Berücksichtigung und könnte somit eine Ursache für zupessimistisch beurteiltes Ausbrandverhalten darstellen.

5) Die Kombination innovativer Brennkammerkonzepte mit dem Prinzip der Brennstoffstu-fung, wie Fett-Mager-Stufung, Vormisch- oder katalytisch unterstützte Verbrennung, kannzur weiteren Entkopplung der unter 4) genannten Erscheinungen und damit zur Realisie-rung noch umweltfreundlicherer Verbrennung beitragen.

Anhang A: Flußdiagramm für die Optimierungsprozedur (Kapitel 6.4)

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Start

Vorgabe der Auslegungs-

beschränkungenVges,φ1,φ5min,χ5max

InitialisierungVorgabe der Startwerte

Variablenbelegung nach Kriterien der

Evolutionsstrategie

Datensatz Brenn-kammereintritts-

daten lesenP3,T3,m_3,α,Schub

InitialisierungVorgabe Startwerte

Inkrementierung µBS

Obergrenze µBS?

LetzterDatensatz?

ProbeFlammen-stabilität

Berechnung derEmissionen

Zwischenspeicherung der Emissionsdaten für

den Datensatz

Berechnung Dp/Foo aus günstigster

Kombination der Emissionsdaten für 7,30,85,100% Last

Bewertung der Brennkammer-

Auslegung

Einordnen inErgebnisdatei

Abbruch-kriteriumerfüllt?

Ergebnis-ausgabe

Ende neinja

ja

ja

ja

nein

nein

nein

Anhang B: Vergleich typischer Lösungsvektoren der Optimierung (Kapitel 7.1)

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Dateiname evo11_09_05.dat evo11_09_06.dat evo11_09_07.dat evo11_09_08.dat# Durch-

läufe 10000 17067 28442 19052

Gewinn ΓΓΓΓ 0,7497 0,7507 0,7502 0,7508Dp/Foo

NOx g/kN 39,17 39,17 39,17 39,17Dp/Foo

CO g/kN 65,29 64,40 64,87 64,29Dp/Foo

UHC g/kN 2,40 2,26 2,33 2,25

ϕϕϕϕ1 % 29,4 29,4 29,4 29,4

ϕϕϕϕ2 % 12,35 12,95 12,82 12,95

ϕϕϕϕ3 % 2,47 2,47 2,47 2,47

ϕϕϕϕ4 % 32,23 31,65 31,76 31,65

ϕϕϕϕ5 % 23,53 23,53 23,53 23,53

χχχχ1 % 18,9 18,9 18,9 18,9

χχχχ2 % 11,3 11,2 11,5 11,1

χχχχ3 % 16,4 16,4 16,4 16,4

χχχχ4 % 43,4 43,5 43,2 43,6

χχχχ5 % 10,0 10,0 10,0 10,0

µµµµBS 30% 0,41 0,41 0,41 0,41

µµµµBS 85% 0,20 0,20 0,20 0,20

µµµµBS 100% 0,20 0,20 0,20 0,20

ModifizierterParameter Wert

AuslegungVolumenanteile %Massenstromanteile %

Brennstoff-aufteilung µµµµBS

Normzyklus(30,85,100%)

Emissionskenn-werteDp/Foo g/kNNOx / CO / UHC

Ergebnis, Bemerkungen↓ fallend→ gleichbleibend↑ steigend

Referenz-lösung --- Kap.8.1.1.

29,4/12,9//2,5//31,7/23,518,9/11,1//16,4//43,6/10 0,41/0,20/0,20 39,2 / 64,3 / 2,3 ---

a)Vges 17l→16l

31,2/8,9//2,6//32,3/25,019,3/9,9//16,2//44,6/10,0 0,42/0,22/0,20 39,8 / 75,2 / 4,1

Volumenabnahme in den Se-kundärzonenNOx → Eta ↓

V1 5l→4l23,5/17,5//2,4//33,1/23,519,0/11,0//15,9//44,2/10,0 0,43/0,21/0,20 36,7 / 56,1 / 1,4

Volumenaufteilung auf dieSekundärzonenNOx ↓ Eta ↑

V5 4l→3l29,4/11,0//2,4//39,5/17,719,4/10,6//16,2//43,8/10,0 0,42/0,23/0,20 40,3 / 64,8 / 2,4

NOx (↑),Eta (↑) (wird infolgeder Optimierung zugunstenNOx wieder reduziert)

χ5 10%→20%29,4/19,1//2,3//25,7/23,519,9/11,1//15,7//33,3/20,0 0,44/0,21/0,20 38,5 / 50,9 / 1,0

Eta ↑ durch fettere 4. Stufe,infolge der OptimierungNOx (↑)

ΦPZ,max 1,6→2,029,4/9,4//2,1//35,6/23,519,9/10,0//14,7//45,4/10,0 0,47/0,21/0,19 36,7 / 69,5 / 3,1

Vollast: NOx ↓Teillast: NOx (↑), Eta (↓)

Φ1,max 1,6→0,929,4/16,9//1,7//28,5/23,523,6/7,9//13,3//45,2/10,0 0,52/0,33/0,33 42,8 / 62,2 / 2,1

Luft aus 2.Zone in 1.Zone,PZ der HSt kleiner u. fetterEta → NOx (↑), Peak kleiner

b) CO-UHC-Abhängigkeit Abb. 8-17

29,4/12,0//2,3//32,8/23,519,9/10,4//15,7//44,0/10,0 0,44/0,21/0,21 38,7 / 45,1 / 6,4

Auslegung ähnlich,Vollast: NOx ↓Teillast: Eta (↑)

Stufungspunkt 30%→45%29,4/16,8//2,1//28,2/23,519,9/15,1//17,2//37,8/10,0 1,00/0,21/0,21 42,9 / 48,5 / 1,1

Eta ↑, NOx ↓ zwischen denStufungspunktenVollast: rel. unverändert

Gewichtung γNO 0,9→0,729,4/15,3//2,4//29,4/23,519,6/10,8//16,2//43,4/10,0 0,50/0,23/0,26 42,6 / 57,8 / 1,5

Eta ↑ besonders bei TeillastNOx ↑ besonders im gestuftenBetrieb

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Wulff A., Hourmouziadis J., 1997„Modellierung des Verbrennunsvorgangs in Gasturbinen-Brennkammern zur Abschätzungdes Schadstoff-Emissionsverhaltens“, DGLR Fachausschußsitzung „Schadstoffarme Ver-brennung in Flug-Gasturbinen“, 06.-07. November 1997, Technische Universität Dresden,Germany

Wulff A., Hourmouziadis J., 1999„A universal combustor model for the prediction of aeroengine pollutant emissions“, IS-168,14th ISOABE, Florence, Italy, 5-10 Sept. 1999

Wulff A., Hourmouziadis J., 2001„Staged combustor optimization in the environmental aircraft envelope“, 8th CEAS Europe-an Propulsion Forum „Affordability and the Environment, Key Challenges for Propulsion ofthe 21st Century“, Nottingham University, UK, 26-28 March 2001

Lebenslauf

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Lebenslauf

Name: Andreas Wulff

Geboren: 09. August 1964 in Berlin

Familienstand: verheiratet, zwei Kinder

1971 - 1981 Oberschule Blankenfelde

1981 - 1983 Berufsausbildung Flugzeugmechaniker, Berlin

1983 - 1986 Tätigkeit als Flugzeugmechaniker / Ausbilder, Berlin

1984 - 1986 Abiturlehrgang Volkshochschule, Berlin

1986 - 1987 Ableistung Wehrdienst

1988 - 1990 Grundstudium Diplom-Ingenieur für Luft- und Raumfahrt,

Institut für Ingenieure der Zivilen Luftfahrt, Riga, Lettland

1990 - 1995 Studium Diplom-Ingenieur für Luft- und Raumfahrt,

Technische Universität Berlin

04. April 1995 Diplom

1995 - 1998 Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut für

Luft- und Raumfahrt der Technischen Universität Berlin im Rahmen

des Verbundforschungsprogramms „Total Engine Control – TEC“

1999 - 2000 Tätigkeit als Testingenieur im Bereich Triebwerkstest,

BMW Rolls-Royce GmbH, Dahlewitz

seit 01. Mai 2000 Tätigkeit als Entwicklungsingenieur im Bereich Design – Propulsion,

Cargolifter Development GmbH, Krausnick