Numerische Simulation der Verbrennung in einem 10 MW-Gasbrenner mittels FLUENT

Numerische Simulation der Verbrennung in einem 10 MW-Gasbrenner mittels FLUENT Institut: Kontaktperson: E-Mail: Hardware: Elemente Software: E166, Inst. F. Verfahrenstechnik, Umwelttechnik und Techn. Biowissenschaften Univ. Ass. Dipl.-Ing. Dr. Michael Harasek mharasek@mail.zserv.tuwien.ac.at Server für Strömungsdynamik und Finite FLUENT, GAMBIT Weiterführende WWW-Links: Home-Page des Instituts: http://therm.vt.tuwien.ac.at/

Numerische Simulation der Verbrennung in einem 10 MW-Gasbrenner mittels FLUENT Yvonne Eva GROISS, Richard SIEBER, Michael HARASEK, Gerhard LÖFFLER und Hermann HOFBAUER Institut für Verfahrenstechnik, Umwelttechnik und technische Biowissenschaften, TU Wien, Getreidemarkt 9/166, A-1060 Wien September 2005 1. Einleitung Im Rahmen dieses Projektes soll in Hinblick auf die steigenden Umweltprobleme ein neuer hinsichtlich seiner Schadstoffemissionen (NO X, CO, und CO 2 ) optimierter Brenner entwickelt werden. Die in diesem Brenner einsetzbaren Brennstoffe reichen von gasförmigen und flüssigen Normbrennstoffen bis hin zu gasförmigen und flüssigen Abfallstoffen. Dementsprechend groß ist das Einsatzgebiet solcher Brenner. Es erstreckt sich von Industrie- und Kraftwerkskesseln über Wirbelschichtöfen, Hausmüll- und Sondermüllverbrennungsanlagen bis hin zu Drehrohren und Brennkammern für verschiedenste weitere Aufgabenstellungen. Gelingt es, die Verbrennungsvorgänge in Brenner und Brennkammer zu optimieren, so wird durch die verringerte Schadstoffproduktion ein nennenswerter Beitrag zur Entlastung unserer Umwelt geleistet. 2. Aufgabenstellung Die Optimierung der Verbrennungsvorgänge soll mit Hilfe von Computational Fluid Dynamics (CFD, numerische Simulation) erreicht werden. Das Projektziel besteht also aus der Erstellung eines Simulationsmodells in CFD, welches in der Lage ist, die Geschwindigkeits-, Temperatur- und Druckverteilungen sowie die Verteilungen verschiedener ausgewählter Spezies stromabwärts vom Brennermund für unterschiedliche Brennereinstellungen zu liefern. Derartige Simulationen ermöglichen eine im Vergleich zur rein experimentellen Weiterentwicklung von Brennern schnellere und kostengünstigere gezielte Bewertung der Auswirkungen von verschiedenen Maßnahmen zur Reduktion der Schadstoffemissionen. Im Rahmen der Arbeit werden nur primäre Maßnahmen in Betracht gezogen, welche sich auf die Optimierung der Luft- und Brennstoffzuführung beschränken: Interne Rauchgasrückführung durch Erzeugung von Rückströmzonen mittels gezielter Sekundärlufteindüsung. Durch die Rückströmung von Rauchgasen kommt es zu einer teilweisen Inertisierung der Verbrennungsluft. Dadurch erhöht sich deren Wärmekapazität, was zu einer Absenkung der Spitzentemperaturen in der Flamme und folglich zur gewünschten Reduktion von thermischem NO führt, welches den Großteil der aus dem Luftstickstoff entstehenden NO X - Emissionen ausmacht. (R. Sieber 2004) 1

Gestufte Verbrennung: Bei der klassischen gestuften Verbrennung wird der NO X -Gehalt reduziert, indem man die Verbrennung innerhalb der Brennkammer in unter- bzw. überstöchiometrischen Zonen ablaufen lässt. Diese Zonen werden dabei durch zusätzlich zum Brenner eingebaute Brennstoff- und Luftzuführungen, welche sich im Bereich der Brennkammer befinden, realisiert. Da der zu entwickelnde Brenner unter anderem für den Einbau in Flammrohrkesseln geeignet sein soll, an welchen sich derartige brennkammeransässige Brennstoff- und Luftzuführungen nicht realisieren lassen, wird vom Einsatz solcher Zuführungen abgesehen. Stattdessen soll eine optimale Strömungsführung von Luft und Brennstoff durch den Brennerstein so gefunden werden, dass sich im Flammrohrkessel ebenfalls Zonen von fetter bzw. magerer Verbrennung ausbilden. Durch Aufgabe der Kernluft und der Drallluft mit einem Drallwinkel werden ein tangentialer sowie ein radialer Impuls innerhalb des Flammrohres erhalten. Diese können einerseits zu einer Aufweitung der Flamme und somit zu niedrigeren Spitzentemperaturen führen. Sie können andererseits jedoch auch zu einer besseren Durchmischung und somit zu einer rascheren und auch heißeren Verbrennung führen. Die Bestimmung, welchen Einfluss der Drallwinkel der durch einen Drallapparat zugeführten Luftmengen auf die NO X -Bildung hat, ist ein weiteres Ziel des Projektes. Der Brenner soll in 4 Stufen entwickelt werden: 1. Implementierung einer Brennergeometrie, die eine große Bandbreite an Strömungsvariationen erlaubt. 2. Simulation der Schadstoffentstehung bei Gasverbrennung unter Verwendung des NO X -Modells von Gerhard LÖFFLER und Richard SIEBER. 3. Optimierung der Eindüsungsparameter und Überprüfung des Modells anhand eines Prototyps. 4. Implementierung der Flüssigkeitsverbrennung in die CFD und Optimierung der Flüssigkeitseindüsung hinsichtlich der Schadstoffemissionen (NO X, CO, CO 2 ) 3. Hardware-Ausstattung Alle hier vorgestellten Simulationsrechnungen werden auf dem SC-Clusterrechner des ZID der TU Wien (sc.zserv.tuwien.ac.at) durchgeführt. Hierbei handelt es sich um ein Multiprozessor-Alpha-System der Firma Compaq mit einer Hauptspeichergröße von 4 GB RAM je CPU. Da sich die Größe des Hauptspeichers linear auf die maximale Größe der eingesetzten Geometrien auswirkt und dieser beim verwendeten System entsprechend groß ist, lassen sich auch komplexere Modelle, mit entsprechend vielen Zellen berechnen und auswerten. Weiters lässt sich durch Verwendung von Shared Memory (True 64 Unix) die Berechnung von Simulationen auf mehrere Prozessoren aufteilen und somit die Berechnungszeit etwas verkürzen. 2

4. Verwendete Software Für die Simulationsrechnungen wird ausschließlich das CFD-Programm FLUENT (Version 6.1.22) der amerikanischen Firma FLUENT Inc. verwendet. Dabei handelt es sich um einen Finite-Volumen-Solver, welcher die Grundgleichungen (Massen-, Impuls-, Energie und Speziesbilanz) ggf. unter Berücksichtigung der Turbulenz für jedes der einzelnen Volumina integriert und löst. (Fluent 6 UG 2001) Die Erstellung der Geometriemodelle erfolgte mit dem CFD-Preprocessor GAMBIT, welcher ebenfalls von der Firma FLUENT Inc. vertrieben wird. (Gambit UG 2001) 5. Beschreibung von Brenner und Kessel Der Brenner ist für eine Leistung von 10 MW ausgelegt und wird mit dem im Fernheizkraftwerk Baden vorhandenen Flammrohr (L=5.62 m, D= 1.5/1.6 m), in dem auch die späteren Versuche geplant sind, simuliert. Die implementierte Brennergeometrie bietet eine Reihe von Eindüsungsvarianten. Die Gaszufuhr kann über das zentrale Gasüberschubrohr, gleichmäßig, oder auch versetzt erfolgen. Außerdem besteht die Möglichkeit einer Gaszufuhr am Rand durch die Brennersteinwand. Die Luftzufuhr erfolgt in gestufter Form. Während die Zufuhr der Primärluft durch den Brennermund erfolgt, wird die Sekundärluft durch imaginäre Lanzen am Rand nach dem Brennerstein aufgegeben. Die Öffnungen dieser Lanzen sind der Einfachheit wegen als Schlitze an der Frontseite der Flammrohrwand dargestellt. Die Primärluft wird in 3 Mengen unterteilt - in die unverdrallte Mantelluft, sowie in die beiden verdrallt aufgegebenen Anteile der Drallluft und der Kernluft. Die Unterscheidung von Kernluft und Drallluft ermöglicht eine Aufgabe der Primärluft mit zwei unterschiedlichen Drallwinkeln und die Untersuchung der Auswirkungen dieser Winkel. Durch Variation der Drallwinkel von Drallluft und Kernluft, der Luftaufteilung auf die verschiedenen Einlässe sowie der Eindüsungsrichtungen der Sekundärluft wird der Ablauf der Verbrennung wesentlich beeinflusst. Durch die unterschiedlichen Einstellungsmöglichkeiten lassen sich wichtige Größen wie die Flammenform und die Flammenlänge steuern. Diese charakterisieren wiederum die Strömungs-, Temperatur- sowie die Konzentrationsfelder und beeinflussen damit die Schadstoffbildung. Die Flamme ragt vom Brenner ausgehend in das in Abbildung 1 dargestellte zylindrische Flammrohr. Dort wird ein Teil der entstehenden Verbrennungswärme über Konvektion und Strahlung an die Flammrohroberfläche transportiert und auf den das Flammrohr umgebenden Heißwassermantel (200 C) übertragen. Nach Passieren des Flammrohres beträgt die Rauchgastemperatur bei Nennlast noch ca. 1000 C. In den beiden anschließenden Rauchga szügen wird das Rauchgas in Rohrbündeln auf ca. 180 C abgekühlt, bevor es die Anlage über den Kamin verlässt. 3

6. Simulation 6.1 Geometriemodell In Abbildung 1 ist das gesamte 3D-Geometriemodell in aufgeschnittener Form dargestellt. Dieses stellt bis auf einzelne Vereinfachungen das Abbild der möglichen Brenner-Kessel-Konfiguration dar. Das gesamte Volumen besteht aus circa 1.050.000 durchwegs hexaedrischen Zellen (Cooper-Mesh). Abbildung 1: 3D-Geometriemodell 6.2 Verwendete Berechnungsmodelle 6.2.1 Modellierung der Turbulenz Für die Berechnung der Turbulenz wird vorerst das Standard k-ε Modell von Launder und Spalding (1972) gewählt. Es ist das am weitesten verbreitete k-ε Modell und zeichnet sich durch seine Robustheit und Genauigkeit für einen großen Bereich von turbulenten Strömungen aus. Das k-ε Modell ist ein semi-empirisches 2-Gleichungs-Modell und basiert auf Modelltransportgleichungen für die turbulente kinetische Energie (k) und ihre Dissipationsrate (ε). 4

, Solange bei den durchgeführten Simulationsrechnungen keine starken Drallkomponenten auftreten (Kriterium: Tangentialgeschwindigkeit kleiner als 50% der Gesamtgeschwindigkeit), darf das Standard k-ε Modell verwendet werden. Andernfalls müsste das rechenintensivere Reynolds-Stress-Modell (RSM) verwendet werden. Es ist unter anderem ein Ziel der Simulationen festzustellen, ob hier durchwegs mit dem Standard k-ε Modell gearbeitet werden kann, oder ob das Reynolds-Stress- Modell benötigt wird. 6.2.2 Modellierung der Verbrennung ζ Das Gas wird in einer nicht vorgemischten turbulenten Flamme verbrannt (Nonpremixed combustion). Für die vorliegenden Simulationen wird das Modell einer unendlich schnellen Reaktion von Brennstoff und Oxidationsmittel (Gleichgewichts- Chemie) verwendet, da dieses bereits bei den Simulationen von Dipl. Ing. Richard Sieber die realitätsnahesten Ergebnisse lieferte. Beim Gleichgewichts-Chemie-Modell wird angenommen, dass die Verbrennung unendlich rasch das chemische Gleichgewicht erreicht, sobald sich Brennstoff und Luft vermischt haben. Unter Verwendung dieser Annahme muss also lediglich berechnet werden, wie schnell die Vermischung stattfindet. Durch Einführung des so genannten Mischungsbruches welcher dem Massenbruch des Brennstoffes in der Mischung entspricht, kann bei Annahme gleicher Diffusionskoeffizienten aller Spezies und fehlenden Wärmeverlusten das Feld aller Skalare (Temperatur, Spezies-Massenbrüche und Dichte) als eindeutige Funktion des Mischungsbruches dargestellt werden (Warnatz 2001). Um die Eigenschaften des Mischungsfeldes zu erhalten, wird ein PDF-File verwendet, welches die Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion des Mischungsbruches durch dessen Mittelwert und Varianz über eine Beta-Funktion charakterisiert. Es dient zur Berechnung der Temperatur- und Massenbrüche sowie der Dichte und koppelt mit dem Turbulenzmodell über die Dichte. Das bedeutet, dass das PDF- Modell ein Dichtefeld liefert, welches in das Turbulenzmodell eingeht. Daraus wird dann ein neues Strömungsfeld berechnet und die Informationen werden an das PDF- Modell zurückgegeben. Dieser Prozess wird so lange wiederholt, bis sich an den Ergebnissen kaum mehr etwas ändert, und man eine sogenannte konvergente Lösung erhält. Auf diese Weise lassen sich Flammenlängen sowie Temperatur- und Konzentrationsfelder von Hauptkomponenten wie Brennstoff, Sauerstoff, Wasser und Kohlendioxid berechnen. Das Modell erlaubt allerdings keine Simulation der Flammenlöschung, Russ- und Stickoxidbildung. 6.2.3 Modellierung der Strahlung Zur Berechnung des Wärmetransportes aufgrund von Strahlung in einem gasförmigen Medium muss die Strahlungstransportgleichung gelöst werden. Im vorliegenden Fall geschieht dies mittels des P1 Modells. Bei diesem wird angenommen, dass die Strahlung in alle Raumrichtungen mit gleicher Intensität erfolgt. Durch diese vereinfachende Annahme muss nur eine zusätzliche Differentialgleichung gelöst werden. Der Absorptionskoeffizient der Gasphase muss ausreichend groß sein, damit das P1-Modell zu einer guten Lösung führt. Herr Dipl. Ing. Richard Sieber erhielt bei seinen Berechnungen des Absorptionskoeffizienten der Gasphase mit dem Weighted-Sum-of-Gray-Gases -Modell vertretbare Werte. 5

6.2.4 Modellierung der NO X -Bildung In FLUENT werden die NO X -Emissionen in einem Post-Processing-Schritt nach der Berechnung der Konzentrations-, Temperatur- und Geschwindigkeitsfelder ermittelt. Es gibt also keine Rückwirkung der NO X -Emissionen auf das zuvor berechnete Strömungsproblem, was mit der geringen zu erwartenden Konzentration der Schadstoffe zu rechtfertigen ist. Die Simulation der NO X -Konzentrationen erfolgt unter Verwendung des von Dipl. Ing. Sieber erarbeiteten NO x -Programmmoduls (UDF). Die erhaltenen Emissionswerte werden als Basis für die Brenneroptimierung herangezogen. Darüber hinaus können durch die detaillierte Auswertung des so erhaltenen NO x -Konzentrationsprofils und des Profils für die NO x -Produktionsraten, einerseits die Zonen hoher NO x -Entstehung lokalisiert und andererseits auch die Ursachen für die dort vorherrschenden hohen NO x -Produktionsraten untersucht werden. 6

7. Ergebnisse Seit der Übergabe der Projektbearbeitung von Richard SIEBER auf Yvonne GROISS im Mai 2005 wurde die neue Brennergeometrie entworfen, in Gambit implementiert und gemesht. Zudem wurden anhand von Simulationen die Einflüsse einiger Parametervariationen auf die Verbrennung untersucht. Exemplarisch wird im folgenden Abschnitt auf den Einfluss des Drallwinkels von Kern- und Drallluft auf die Verbrennungsrechnung näher eingegangen. 7.1 Flammenformen In Abbildung 2 sind Isosurfaces einer konstanten Mean-mixture-fraction für vier verschiedene Drallwinkel dargestellt. Das sind Flammenoberflächen mit einer konstanten Zusammensetzung. Drallwinkel 13.4 Drallwinkel 20 Drallwinkel 40 Drallwinkel 50 Abbildung 2: Darstellung des Isosurfaces mit einer Mean-mixture-fraction von 0.1 Es wird dabei deutlich, dass sich die Flammenlänge mit steigendem Drallwinkel verkürzt. 7

7.2 Rückströmzonen Eine Reduktion von NO X -Emissionen wird in vielen Anlagen durch Rauchgasrezirkulationszonen erreicht. Da der vorliegende Brenner unter anderem auch für den Einsatz in Flammrohrkesseln ohne Möglichkeit einer externen Rauchgasrezirkulation geeignet sein soll, ist die Ausbildung interner Rückströmzonen von besonderem Interesse. Diese Rezirkulationszonen sind für 4 unterschiedliche Drallwinkel in Abbildung 3 dargestellt. Die Färbung erfolgte nach O 2 -Gehalt des darin befindlichen Gases. Drallwinkel 13.4 Drallwinkel 20 Drallwinkel 40 Drallwinkel 50 Abbildung 3: Einfluss des Drallwinkels auf Größe und Form der Rückströmzonen Als Rückströmzonen wurden jene Gebiete definiert, in welchen eine negative Axialgeschwindigkeit auftritt, also eine Rückströmung des Rauchgases entgegen der Eindüsungsrichtung. Anhand der Abbildungen scheint bereits deutlich zu werden, dass die Größe der Rückströmgebiete mit steigendem Drallwinkel abnimmt. Um festzustellen, ob dies tatsächlich der Fall ist, müssen die Volumina dieser Zonen numerisch bestimmt werden. Sie sind in Diagramm 1 gegen den Drallwinkel aufgetragen. 8

Abhängigkeit der Größe der Rückströmzone vom Drallwinkel 2.5 Volumen der Rückströmzone [m 3 ] 2.3 2.1 1.9 1.7 1.5 0 10 20 30 40 50 60 Drallwinkel [ ] Diagramm 1: Abhängigkeit der Größe der Rückströmzone vom Drallwinkel Es wird hier deutlich, dass tatsächlich eine Tendenz zur Verringerung des Volumens der Rezirkulationszonen mit Erhöhung des Drallwinkels vorliegt. 7.3 Sauerstoffangebot Der Sauerstoffverbrauch im Bereich um die Flamme ist ein Maß für die Einmischungsgeschwindigkeit der Sekundärluft in die Flamme. Abbildung 3 zeigt die Sauerstoffverteilung im vorderen Bereich des Flammrohres sowie im Brennerstein für verschiedene Drallwinkel. Drallwinkel 13.4 Drallwinkel 20 Drallwinkel 40 Drallwinkel 50 Abbildung 3: Einfluss des Drallwinkels auf die Sauerstoffverteilung 9

Im oberen Drittel der Bilder ist jeweils der Sekundärluftjet sichtbar. Es ist zu erkennen, dass dieser Jet mit steigendem Drallwinkel immer kürzer wird. Das Sauerstoffangebot nimmt also bei höheren Drallwinkeln rascher ab als bei niedrigeren Drallwinkeln. Dies ist damit zu begründen, dass die Sekundärluft bei höheren Drallwinkeln rascher eingemischt wird und somit rascher abreagiert als bei niedrigeren Drallwinkeln. Dies könnte unter anderem durch eine stärkere Aufweitung der Flamme bei stärkerer Verdrallung verursacht sein. 7.4 Temperaturverlauf Abbildung 4 zeigt anhand einiger Querschnitte den Temperaturverlauf innerhalb des Flammrohres für vier verschiedene untersuchte Drallwinkel. Drallwinkel 13.4 Drallwinkel 20 Drallwinkel 40 Drallwinkel 50 Abbildung 4: Einfluss des Drallwinkels auf den Temperaturverlauf im Flammrohr Hier ist eine Tendenz zu einer niedrigeren Austrittstemperatur bei höheren Drallwinkeln zu erkennen. Die Zonen der höheren Temperaturen (rot) sind bei stärkerer Verdrallung durch eine raschere Einmischung des Sekundärluftsauerstoffes weiter vorne im Flammrohr angeordnet als bei niedrigeren Drallwinkeln. Durch die raschere Einmischung und somit auch eine raschere Verbrennung ist im Fall höherer Drallwinkel mehr Zeit gegeben, die frei werdende Wärmeenergie in Form von Strahlung auf das Flammrohr zu übertragen. 10

Zur Verdeutlichung dieses Effektes sind in Diagramm 2 die durchschnittlichen Abgastemperaturen gegen die entsprechenden Drallwinkel dargestellt. Einfluss des Drallwinkels auf die Austrittstemperatur Austrittstemperatur [K] 1400 1350 1300 1250 1200 0 10 20 30 40 50 60 Drallwinkel [ ] Diagramm 2: Einfluss des Drallwinkels auf die Abgastemperatur Es wird hier deutlich, dass zumindest bei hohen Drallwinkeln eine Verringerung der Abgastemperatur erreicht wird. Eine Abweichung von diesem Trend wird im Falle des 30 -Winkels festgestellt. Die Ursache der in diesem Fall auftretenden Erhöhung der Abgastemperatur muss noch geklärt werden. Für die Produktion von thermischem NO X sind insbesondere jene Zonen der Flamme von Interesse, in denen Temperaturen über 1500 C (>1 773 K) auftreten. Die Volumina dieser Zonen wurden daher numerisch ermittelt und sind in Diagramm 3 gegen die entsprechenden Drallwinkel aufgetragen. Volumina der Zonen mit Temperaturen > 1773K Volumen [m 3 ] 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0 0 10 20 30 40 50 60 Drallwinkel [ ] Diagramm 3: Volumina der Zonen mit Temperaturen über 1773 K bei unterschiedlichen Drallwinkeln Es wird hier deutlich, dass mit steigendem Drallwinkel größere Zonen mit sehr hohen Temperaturen entstehen. Die Erhöhung der Einmischgeschwindigkeit und die daraus resultierende raschere Verbrennung führen zu diesem Effekt, da die frei werdende Wärme nicht unendlich rasch abgeführt werden kann. 11

7.5 CO-Verlauf bzw. Ausbrand Die bereits in den vorangegangenen Abschnitten erahnbare raschere Verbrennung bei höherem Drallwinkel wirkt sich auch auf den Ausbrand aus. Abbildung 5 zeigt den CO-Gehalt des Gases in einigen Querschnitten durch das Flammrohr. Drallwinkel 13.4 Drallwinkel 20 Drallwinkel 40 Drallwinkel 50 Abbildung 5: Einfluss des Drallwinkels auf den Ausbrand Der hellblaue Bereich mit einer CO-Konzentration von etwa 40 ppm ist bei einem Drallwinkel von 13.4 auf dem fünften Querschnitt von links noch sehr groß. Dieser nimmt aber mit steigendem Drallwinkel deutlich ab und ist bei einem Drallwinkel von 50 letztlich kaum mehr vorhanden. Dies lässt bereits ver muten, dass sich der Ausbrand mit steigendem Drallwinkel verbessert. 12

In Diagramm 4 sind die durchschnittlichen CO-Gehalte der Abgase gegen die entsprechenden Drallwinkel aufgetragen. Einfluss des Drallwinkels auf den Ausbrand mg CO pro Nm 3 Rauchgas bez. auf 3% Rest-O2 70 60 50 40 30 20 10 0 0 10 20 30 40 50 60 Drallwinkel [ ] Diagramm 4: Einfluss des Drallwinkels auf den CO-Gehalt des Abgases Es wird hier deutlich, dass der Ausbrand in den Fällen höherer Drallwinkel sehr gut ist. Nur bei der geringsten Verdrallung ist ein erhöhter CO-Gehalt im Abgas zu bemerken. Die Verbesserung des Ausbrandes mit steigendem Drallwinkel ist wie auch die Erniedrigung der Abgastemperatur - mit der rascheren Einmischung der Sekundärluft in die Flamme und der daraus resultierenden rascheren Verbrennung zu erklären. 13

7.6 NO X -Verteilung Ein für die Optimierung des Brenners sehr wichtiger Aspekt ist die Höhe der gebildeten NO X -Emissionen. Abbildung 6 zeigt die Auswirkung des Drallwinkels auf die NO X -Gehalte innerhalb des Flammrohres. Drallwinkel 13.4 Drallwinkel 20 Drallwinkel 40 Drallwinkel 50 Abbildung 6: Einfluss des Drallwinkels auf die NO X -Konzentrationen Es wird hier deutlich, dass in den Fällen mit geringeren Drallwinkeln geringere NO X - Emissionen auftreten als bei jenen mit höheren Drallwinkeln. Dies kann wiederum damit erklärt werden, dass bei höheren Drallwinkeln eine raschere Verbrennung eintritt. Eine raschere Verbrennung hat eine entsprechend raschere Wärmeentwicklung zur Folge. Damit entstehen lokal sehr heiße Zonen, da die frei werdende Wärmeenergie nicht unendlich rasch an die Flammrohrwand abgeführt werden kann. Da nun aber die NO X -Bildung speziell in den heißen Bereichen der Flammen bevorzugt auftritt, ist bei höheren Drallwinkeln eine höhere NO X -Generierung zu erwarten. Diagramm 5 zeigt die Abhängigkeit des durchschnittlichen NO X -Gehaltes im Abgas vom eingestellten Drallwinkel. 14

Einfluss des Drallwinkels auf den NO X -Gehalt im Abgas 200 mg NOX pro Nm 3 Rauchgas bez. auf 3% Rest-O2 180 160 140 120 100 0 10 20 30 40 50 60 Drallwinkel [ ] Diagramm 5: Abhängigkeit der NO X -Emissionen vom Drallwinkel Auch hier wird der deutliche Anstieg der NO X -Emissionen mit dem Drallwinkel deutlich. Nur zwischen den beiden Fällen mit 40 und 5 0 dürfte kein deutlicher Unterschied vorliegen. Die Tatsache, dass der Wert für den 50 Drall Fall sogar leicht unterhalb von jenem bei 40 liegt, soll hier nicht b eunruhigen, da es sich dabei um eine Differenz von nur 2 mg NO X pro Nm 3 Rauchgas bezogen auf 3% Rest-O 2 handelt, die durch den Fehlerbereich der Berechnung verursacht sein kann. 7.7 Zusammenfassung Zusammenfassend kann festgestellt werden, dass sich mit steigendem Drallwinkel die Flamme verkürzt, und außerdem das Volumen der Rückströmgebiete sinkt. Der Luftsauerstoff wird dann rascher eingemischt, und die Temperatur steigt entsprechend rascher an. Dies hat eine Verbesserung des Ausbrandes zur Folge und führt zudem zu einer geringeren Abgastemperatur, da die früher frei werdende thermische Energie länger Zeit hat, um über das Flammrohr abgegeben zu werden. Durch die raschere und somit auch heißere Verbrennung liegt allerdings in den Fällen mit höheren Drallwinkeln eine höhere NO X -Produktion vor. 15

8. Ausblick In zukünftigen Simulationsrechnungen sollen die Einflüsse der weiteren variierbaren Parameter wie etwa Ort und Art der Brenngas- und Sekundärlufteindüsung untersucht werden. Die Ergebnisse sollen als Hilfsmittel zur Optimierung des geplanten Prototyps dienen und anschließend anhand einer Versuchsreihe überprüft werden. Im nächsten Schritt soll mit dem bei der Modellierung der Gasverbrennung gewonnenen Wissen ein Simulationsmodell für die Verbrennung von zerstäubten Flüssigkeiten aufgebaut und ebenfalls hinsichtlich einer NO X -Reduzierung optimiert werden. 9. Literatur Fluent 6 User s Guide, Fluent Inc. 2001 Gambit User s Guide, Fluetn Inc. 2001 Günther R. 1984. Verbrennung und Feuerungen. Unveränderter Nachdruck ; Berlin, Heidelberg, New York, Tokyo: Springer Sieber R. Numerische Simulation der Verbrennung in einem 10 MW-Gasbrenner mittels FLUENT, ZID-Berichte 2004; 16