Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava
Fakulta strojní
The Faculty of Mechanical Engineering
katedra energetiky
The Department of Power Engineering
SBORNÍK PŘEDNÁŠEK KONFERENCE
ENERGETIKA A ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ
Moderní energetické technologie a obnovitelné zdroje
POWER ENGINEERING AND ENVIRONMENT
Modern Energy Technologies and Renewable Energy Resources
2011
Konference byla pořádána v rámci projektu Energetické fórum CZ.1.07/2.4.00/12.0028
29. – 31. srpna 2011
29. – 31. August 2011
HOTEL SEPETNÁ, OSTRAVICE
ISBN 978-80-248-2456-7
Energetika a životní prostředí 2011
OBSAH
Peter BIATH, Juraj ONDRUŠKA, Peter KRIŽAN, Miloš MATÚŠ, Lubomír ŠOOŠ
ANALÝZA KOTLOV S VÝKONOM 150-1000 kW NA SPAĽOVANIE PELIET ZO SENA
5
Tomáš BLEJCHAŘ, Jiří PECHÁČEK, Jiří TOMČALA, Rostislav MALÝ, Miloš MAIER
PRAKTICKÉ ZKUŠENOSTI S OPTIMALIZACÍ VSTŘIKOVACÍCH KOPÍ U TECHNOLOGIE SNCR
12
Viliam ČAČKO, Lubomír ŠOOŠ, Juraj ONDRUŠKA, Miloš MATÚŠ
VÝVOJ TECHNOLÓGIE A KONŠTRUKCIE NÍZKOENERGETICKÉHO ZHUTŇOVACIEHO STROJA
20
Bohumír ČECH
MONITORING STABILITY SPALOVÁNÍ NA KOTLÍCH SPALUJÍCÍCH UHELNÝ PRÁŠEK
26
Markéta GRYCMANOVÁ, Jan MATOUŠEK, Oto PUMPRLA, Zbyszek SZELIGA, Michal STÁŇA,
Rostislav ZBIEG
MĚŘENÍ TEPLOTNÍCH POLÍ NA KOTLI K4 V ELEKTRÁRNĚ OPATOVICE
28
Tomasz ILUK, Aleksander SOBOLEWSKI, Janusz KOTOWICZ, Lukasz BARTELA
BIOMASSE DRYING INTEGRATED WITH GASIFICATION PLANT OF 1.5 MW POWER OUTPUT
34
Jiří KLIMEŠ, Pavel JAKOUBEK, Karel KŘEHLÍK
OPTIMALIZACE PRÁŠKOVÉHO KOTLE G230 ELEKTRÁRNY MĚLNÍK I
40
Klaus KOPPE, Dagmar JUCHELKOVÁ
KLÍČOVÉ TÉMA ODPAD A ÚČINNÉ VYUŽITÍ ZDROJŮ
49
Janusz KOTOWICZ, Lukasz BARTELA, Adrian BALICKI
METHODOLOGY FOR DETERMINING THE EFFICIENCY OF ELECTRICITY GENERATION IN
POWER UNIT BASED ON OXY – FUEL SUPERCRITICAL CFB BOILER
57
Jaroslaw KOZACZKA
COMMON MISUNDERSTANDINGS IN LECTURING THERMODYNAMICS. II. — THE WORK
63
Jaroslaw KOZACZKA, Pavel KOLAT
KINETICS IN THERMODYNAMIC MODELING OF PROCESSES IN POWER TECHNOLOGIES
67
1
Energetika a životní prostředí 2011
Michal KOZDERA
REGULACE AXIÁLNÍHO HYDROSTATICKÉHO LOŽISKA
71
Stanislav KRAML, Přemysl KÓL, Zdeněk FRÖMEL
PARNÍ ENERGETICKÁ JEDNOTKA 75
Petr KREJČÍ
OVĚŘENÍ LABORATORNÍ METODY OPTIMALIZACE VÁPENCE K POUŽITÉMU PALIVU NA
FLUIDNÍM KOTLI EPO
79
Peter KRIŽAN, Lubomír ŠOOŠ, Miloš MATÚŠ
VPLYV LISOVACIEHO TLAKU A TEPLOTY PRI BRIKETOVANÍ NA DILATÁCIU VÝLISKOV Z
BIOMASY
84
Henryk LUKOWICZ, Marcin MRONCZ, Andrzej Kochaniewicz
DIFFERENT CONCEPTS AND VARIANTS OF THE USE OF WASTE HEAT RECOVERED FROM
THE BOILER EXHAUST GASES FOR AN IMPROVEMENT IN THE EFFICIENCY OF A
SUPERCRITICAL COAL-FIRED POWER UNIT
93
Henryk LUKOWICZ, Marcin MRONCZ, Andrzej Kochaniewicz
HIGHLY EFFICIENT, "ZERO-EMISSION" TECHNOLOGIES OF COAL-FIRED POWER UNITS
INTEGRATED WITH CO2 CAPTURE FROM EXHAUST GASES
97
Jan MATOUŠEK, Michal STÁŇA, ZBYSZEK SZELIGA
METODIKA MĚŘENÍ DOBY SETRVÁNÍ SPALIN T2S VE SPALOVACÍ KOMOŘE
SPALOVENSKÝCH KOTLŮ
101
Roksana MUZYKA, Teresa TOPOLNICKA, Blanka WILK
DETERMINATION OF THE QUALITY PARAMETERS OF LIQUID BIOMASS
104
Juraj ONDRUŠKA, Peter KRIŽAN, Peter BIATH
GUĽOVÝ PELETOVACÍ LIS – MIKROVLNNÝ PREDOHREV
109
Piotr OSTROWSKI, Marek PRONOBIS, Leszek REMIORZ
MEASUREMENT OF AIR OR FLUE GAS FLOW IN SHORT DUCTS
116
Radim PALUSKA, Martin KOLEBAČ
ZKUŠEBNÍ SPALOVACÍ ZAŘÍZENÍ PRO TESTY PALIV A HOŘÁKŮ
121
Milan RACLAVSKÝ
PASIVNÍ DŮM: DŮSLEDKY PRO ENERGETICKOU BILANCI STÁTU
125
2
Energetika a životní prostředí 2011
Leszek REMIORZ, Sebastian RULIK, Slawomir DYKAS
THERMOACOUSTIC COOLING – A PRELIMINARY ANALYSIS
129
Eva SCHVARZBACHEROVÁ
NÁVRH VYUŽITIA TRIGENERÁCIE PRE VÝROBU CHLADU
134
Anna SKOREK-OSIKOWSKA
ENERGY INTENSITY OF THE AMINE CARBON DIOXIDE CAPTURE AND COMPRESSION
INSTALLATION OF FLUE GAS FROM THE SUPERCRITICAL 320 MW COMBINED HEAT AND
POWER PLANT
138
Michal STÁŇA, Bohumír ČECH, Jan MATOUŠEK
POZNÁMKY K NORMĚ ČSN EN 12952-15 VODOTRUBNÉ KOTLE A POMOCNÁ ZAŘÍZENÍ-ČÁST
15: PŘEJÍMACÍ ZKOUŠKY
143
Zbyszek SZELIGA, Bohumír ČECH, Jan MATOUŠEK, Michal STÁŇA, Oto PUMPRLA, Jiří MÍČEK
OPTIMALIZACE ČPAVKOVÉ METODY ODSIŘOVÁNÍ
152
Martin VAŠINA, Lumír HRUŽÍK
DEMONSTRAČNÍ MODELY S PALIVOVÝMI ČLÁNKY
157
3
Energetika a životní prostředí 2011
4
Energetika a životní prostředí 2011
ANALYSIS OF BOILERS WITH 150-1000kW POWER FOR HAY PELLETS
BURNING
ANALÝZA KOTLOV S VÝKONOM 150-1000 kW NA SPAĽOVANIE PELIET ZO
SENA
Ing. Peter Biath
Ing. Juraj Ondruška, PhD.
Ing. Peter Križan, PhD.
Ing. Miloš Matúš
Prof. Ing. Ľubomír Šooš, PhD.
Ústav výrobných systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality, Strojnícka fakulta STU
v Bratislave, Nám. Slobody 17, 812 31 Bratislava
Abstract
Aim of this paper is to present information about boilers suitable to burn hay and straw pellets. These
boilers can burn different types of that biomass: dried hay or straw, whole package or pellets and
briquettes made from hay or straw. For each type of modified material are suitable different types of
burning technologies. Each of the technologies has advantages and disadvantages and is suitable for
a certain power range. The article is also about basic properties of grassy vegetation and its
evaluation of the energy terms. Article also describes advantages and disadvantages of hay and straw
pellets burning.
Abstrakt
Cieľom tohto príspevku je prezentovať informácie o kotloch na biomasu vhodných na spaľovanie
peliet zo sena. Kotle spaľujú rôzne formy biomasy: rozdružené seno, celé balíky sena ale aj pelety a
brikety vyrobené zo sena. Pre jednotlivé formy upravenej suroviny na palivo sú viac či menej vhodné
rôzne technológie spaľovania. Každá technológia spaľovania má svoje výhody a nevýhody. Ďalším
dôležitým faktorom ovplyvňujúcim výber technológie je požadovaný energetický rozsah systému ako
aj jeho tepelno-energetické parametre. V článku sú tiež popísané základné vlastnosti trávnatého
porastu a jeho zhodnotenie z energetického hľadiska. Popisuje aj výhody a nevýhody spaľovania
peliet zo sena.
Keywords: hay pellets burning, biomass boilers, design of boilers
Kľúčové slová: spaľovanie peliet zo sena, kotly na biomasu, konštrukcia kotlov
Úvod
Poľnohospodárska biomasa ako rastlinného tak aj živočíšneho pôvodu predstavuje veľkú
energetickú rezervu. V súčasnosti je však využívanie biomasy na energetické účely minimálne
a nedosahuje ani jedno percento. Časť z tejto biomasy tvorí seno. Seno je vhodný energetický zdroj
na výrobu tepla spaľovaním. Táto biomasa sa môže používať na energetické zhodnotenie v rôznych
formách. Pre spracovanie rôznych foriem energonosičov na báze sena pri výrobe tepla sa považujú za
optimálne použiteľné rôzne technológie spracovania z pohľadu kotlov a ich príslušenstva. Seno sa
môže spaľovať rozdružené, ako balíky a vo forme brikiet alebo peliet. Pre energetické zhodnotenie sa
používajú kotly, ktoré sa od seba odlišujú konštrukciou a technológiou spaľovania. Konštrukcia kotlov
závisí na tom akú zo spomenutých foriem má kotol spaľovať. Spaľovanie sena a slamy predstavuje
nový zdroj získavania energie.
Trávnatý porast z hľadiska energetického zhodnotenia
Seno je jeden z obnoviteľných zdrojov energie vhodných pre energetické zhodnocovanie
niekoľkými technológiami. Takýto druh energie je vo vyspelých krajinách podporovaný z dôvodov
menšieho zaťaženia životného prostredia a tiež vykurovanie senom je ekonomicky zaujímavé.
Seno ako energetickú surovinu určujú nasledovné parametre:
− Výhrevnosť (kWh/kg, GJ/t)
− Teplota horenia (°C)
5
Energetika a životní prostředí 2011
−
−
−
−
Teplota tavenia popola (°C)
Vlhkosť (%)
Objemová hmotnosť (m3/t)
Energetický potenciál (GJ)
Z hľadiska uvoľňovania emisií skleníkových plynov je spaľovanie sena neutrálne. Výhrevnosť sena
je približne 14 – 15 MJ/kg a závisí od druhu a kvality sena. Výhrevnosť sena v správnej forme a pri
správnej technológii spaľovania je porovnateľná s výhrevnosťou hnedého uhlia a v niektorých
prípadoch je aj vyššia. Parametre sena pre energetické zhodnotenie sú veľmi podobné parametrom
obilnej slamy.
Tabuľka 1 Energetické vlastnosti a chemické zloženie lúčneho sena, pšeničnej slamy a dreva (topoľ, smrek) Parameter
Jednotka Seno Pšeničná slama
%hm.
4,63
4,65
Vlhkosť
%hm.
72,88
72,86
Prchavá horľavina
%hm.
17,41
17,48
Neprchavá horľavina
%hm.
5,08
5,01
Popol
%hm.
42,86
42,85
C
%hm.
6,34
6,20
H
%hm.
0,44
0,57
N
%hm.
0,08
0,08
S
%hm.
40,57
40,64
O
%hm.
0,20
0,25
Cl
MJ.kg-1 17,25
17,04
Spalné teplo
MJ.kg-1 15,76
15,58
Výhrevnosť
°C
930
1000
Bod mäknutia popola
°C
970
1050
Bod topenia popola
°C
1070
1080
Bod tečenia popola
Topoľ Smrek
7,99
11,7
75,92
82,9
14,62
1,47
1,12
45,06
47,9
6,54
6,03
<0,1
0,14
0,023
0,03
38,92
0,014 <0,01
18,27
20,7
16,66
19,3
>1300 >1300
>1300 >1300
>1300 >1300
Pozn.: Analýza brikiet zo sena, pšeničnej slamy a topoľa VŠCHT Praha (Ústav energetiky), analýza smrekových
peliet bola vykonaná v laboratóriách ŠGÚDŠ Spišská Nová Ves
Pri spaľovaní sena alebo slamy sa stretávame s určitými technologickými problémami v porovnaní
s drevnou biomasou. Vysoký obsah chlóru v palive spôsobuje pri prechádzaní spalín s nižšou teplotou
cez vlhké prostredie bodovú koróziu konštrukčného materiálu. Z tohto dôvodu je potrebné pre
spaľovanie sena použiť vhodné spaľovacie zariadenie pre spaľovanie fytomasy. Ďalší problém pri
spaľovaní sena spôsobuje nízky bod tavenia popola, ktorý pri zvýšení teploty nad kritickú hodnotu
spôsobuje vytváranie nálepov na výmenníkovej ploche a znižovanie účinnosti kotla. Tento jav sa tiež
nazýva spekanie popola. Spečený popol tvorí strusku a za istých okolností môže vytvárať až sklovinu,
ktorá narúša žiaruvzdornú výmurovku kotla. Táto vlastnosť je typická pre tuhé biopalivá z fytomasy
a preto je potrebné pre takéto materiály použiť špeciálne kotly na spaľovanie fytomasy.
Aj napriek spomenutým ťažkostiam pri spaľovaní sena je v dnešnej dobe veľa výrobcov, ktorý
zvládli technológiu spaľovania sena na veľmi vysokej úrovni. Moderné kotly na spaľovanie fytomasy
dokážu eliminovať nedostatky takéhoto materiálu, majú dostatočnú životnosť a tiež dodržujú emisné
limity pri spaľovaní.
Spôsoby energetického zhodnotenia trávnatého porastu spaľovaním
Energetické zhodnotenie vysušeného trávnatého porastu - sena spaľovaním je možné z
technologického hľadiska nasledovnými spôsobmi:
a) spaľovaním drveného sena,
b) spaľovaním celých balíkov sena bez automatizácie plnenia kotla,
c) spaľovaním celých balíkov sena v tzv. cigárových kotloch,
d) spaľovaním častí celých balíkov sena,
e) spaľovaním brikiet a peliet vyrobených zo sena.
6
Energetika a životní prostředí 2011
Každá technologická operácia spracovávajúca palivo v jeho cykle úpravy pred spaľovaním
zvyšuje energetické a prevádzkové náklady a súčasne môže výrazne navyšovať investičné náklady na
technológiu. Z tohto dôvodu je nevyhnutné uvážiť všetky dostupné spôsoby spaľovania suchého
trávnatého porastu a z nich vyplývajúce nároky na úpravu paliva. V článku sa budem venovať analýze
kotlov výkonového rozsahu 150 – 1000kW vhodných na spaľovanie peliet zo sena.
Spaľovaním brikiet a peliet vyrobených zo sena
Vykurovanie spaľovaním brikiet prípadne peliet vyrobených zo sena je investične najnáročnejší
spôsob výroby tepla z takéhoto paliva. Okrem investícií do špecializovaného kotla na takýto druh
paliva je potrebné vybudovať celú technologickú linku na výrobu brikiet či peliet v prípade, že
producent tepla chce ušetriť na nákupe hotového biopaliva a vyrába si ho sám. Celá linka zahŕňa
technológiu rozdružovania balíkov sena, drvenie sena na jemnú frakciu, potrebu sušenia v závislosti
od vlhkosti suroviny, prepravu takejto suroviny, technológiu zhutňovania (briketovanie, peletovanie),
triedenie brikiet či peliet od odrolu a jemných prachových častíc (prípadne delenie brikiet), chladenie
peliet, dopravu a skladovanie brikiet a peliet a následne dopravu a dávkovanie biopaliva do
spaľovacieho priestoru kotla. Rovnako prevádzkové náklady sú vysoké oproti výrobe tepla spaľovaním
celých alebo drvených balíkov sena. Na strane druhej biopalivo vo forme brikiet a peliet prináša celý
rad výhod. Tým základným pozitívom je komfort automatizovaného procesu spaľovania a jeho vysoký
stupeň regulácie. V súčasnosti je technológia spaľovania brikiet a peliet na vysokej úrovni a ponúka
naozaj vysoký komfort. Ďalšou výhodou takéhoto biopaliva je skladovanie. Takéto ušľachtilé biopalivo
je stále, neabsorbuje atmosférickú vlhkosť a neprebiehajú v ňom degradačné procesy ako
v nespracovanom sene, čím sa dlhodobo zachovávajú jeho energetické vlastnosti. Medzi výhody
skladovania brikiet a peliet patria tiež nižšie priestorové nároky v porovnaní s balíkmi sena vďaka
vyššej hustote a vyššej energetickej hodnote viazanej na objem paliva. Spaľovanie brikiet a peliet so
sena využívajú predovšetkým veľkí výrobcovia tepla a tepelné elektrárne kvôli konštantnej a zaručenej
kvalite takéhoto paliva z biomasy a možnosti plynulého dávkovania paliva. Avšak v súčasnosti sa už
vyrábajú aj spaľovacie zariadenia menších výkonov pre spaľovanie ušľachtilých biopalív z fytomasy
(sena a slamy). Princípov spaľovania paliva v týchto kotloch, najmä dodávanie paliva do spaľovacieho
priestoru, je hneď niekoľko. V porovnaní s kotlami na spaľovanie drevných brikiet a peliet sa však
značne líšia predovšetkým v konštrukcii horáka ako aj v použitých materiáloch kvôli problémom
spaľovania sena uvedených v úvode.
V nasledujúcej časti príspevku budú uvedené kotly pre spaľovanie peliet zo sena spolu s ich
základným popisom a princípom práce. Urobiť takúto analýzu bola moja úloha v rámci riešenia
projektu energetického zhodnocovania trávnatého porastu pre zákazníka, ktorú sme pred časom riešili
na našom pracovisku.
Fy. New Horizon Corp.
Typ: Goliath Biomass
Výkonový rozsah (kW): 180, 300, 600, 1000
Palivo: piliny, drevná štiepka, mleté kukuričné klasy, kuracia podstielka, zrná, pelety zo sena
Kotly Goliath Biomass sú teplovodné kotly s trojcestným obehom spalín, ktoré sú vhodné na
spaľovanie tuhých ???. Kotol sa skladá z dvoch častí: prvou je horák a násypka na palivo AZSD
a druhou je kotol KWH. Základné časti horáka AZSD so zásobníkom na palivo sú zobrazené na
obrázku
Obr. 1 Kotol KWH sústava na spaľovanie AZSD
7
Energetika a životní prostředí 2011
Sústava na spaľovanie AZSD je moderné zariadenie na spaľovanie spomenutých palív do vlhkosti
maximálne 60%. Palivo je uskladnené v násypke(1) z ktorej je dopravované pomocou podávacej
závitovky(14) do rotačného šupátka(5), ktoré zabezpečuje rovnomerné dodávanie paliva do spodnej
podávacej závitovky(6). Spodná podávacia závitovka dodáva palivo na pohyblivý rošt(11). Pod rošt je
pomocou ventilátora(7) vháňaný primárny vzduch na spaľovanie. Sekundárne je vzduch pre
spaľovanie(13) privádzaný priamo do spaľovacej komory.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
Násypka
Nádrž na vodu na uhasenie ohňa
Senzor plnenia rotačného šupátka
Senzor teploty
Rotačné šupátko
Spodná podávacia závitovka
Ventilátor
Dvierka na odstraňovanie popola
Primárny prívod vzduchu
Bočné dvierka na odstránenie popola
Rošt
Senzor množstva paliva
Sekundárny prívod vzduchu
Podávacia závitovka zásobníka
Motor
Obr.2 AZSD – základné časti
Odstraňovanie popola je možné buď dvierkami spod roštu(8) alebo dvierkami po bokoch horáka(10).
Na automatizáciu dodávania paliva je použitý senzor plnenia rotačného šupátka(3), ktorý zabraňuje
preplňovaniu priestoru nad šupátkom. Priamo v spaľovacej komore je použitý senzor, ktorý zisťuje
množstvo paliva v spaľovacej komore(12). Senzor teploty(4) sníma prípadné zvyšovanie teploty
v podávacej závitovke čo môže byť spôsobené rozšírením ohňa do závitovky. V takom prípade je
oheň uhasený vodou z nádrže(2).
Fy. CARBOROBOT
Typ: CARBOROBOT Automat
Výkonový rozsah(kW): 180, 300
Palivo: Drevené pelety, agropelety (aj pelety zo sena), drevná štiepka, zmes biomás (agropelety
+drevná štiepka) hnedé uhlie, brikety z uhlia.
Kotly CARBOROBOT sú kotly novej generácie na spaľovanie biomasy. Celá zostava sa skladá
z kotla s násypkou a zásobníka s podávačom paliva. Zásobníky paliva môžu byť vo vyhotovení ako
kužeľová násypka, násypka s podávacou závitovkou alebo ako násypka s pohyblivou podlahou.
Obr.3 Kotol CARBOROBOT AUTOMATIC s plnením FEEDLAN a automatickým odstraňovaním popola.
8
Energetika a životní prostředí 2011
Kotly A180 A300 sa vyrábajú v dvoch variantoch: s automatickým odstraňovaním popola(pre
palivá s vysokým obsahom popola – agropelety, uhlie) alebo s manuálnym odstraňovaním
popola(drevná štiepka, drevené pelety).
Veľkou výhodou kotlov CARBOROBOT je možnosť spaľovať aj rôzne zmesi biopalív. Takéto zmesi
palív nám môžu pomôcť spáliť palivá s podielom prachu a vyššou vlhkosťou spolu s ušľachtilými
palivami (agropelety, drevná štiepka, drevené pelety). Pomer zmiešania je potrebné zistiť pomocou
sondy.
Drevná štiepka + odpad
Drevná štiepka + pšenica
Pelety + odpad
Drevná štiepka + agropelety
Obr.3 Príklady zmesí vhodných na spálenie v kotloch CARBOROBOT
Fy. BINDER
Typ: TSRF
Výkonový rozsah (kW): 185, 200, 250, 300, 350, 400, 500
Palivo: drevené hobliny, brikety, drevo z výroby nábytku, drevné energetické plodiny, drvené ovocie
a ďalšie zvyšky z potravinárskeho priemyslu, drevené pelety, rašelinové pelety a agropelety.
Maximálna vlhkosť paliva je 25%.
Palivo je do spaľovacieho priestoru dopravované závitovkovým dopravníkom kde je rovnomerne
rozložené a predsušené na začiatku spaľovacieho pohyblivého roštu. Je dodávané kontinuálne čím je
zabezpečené plynulé horenie paliva. Palivo sa po rošte presúva pomocou jeho vratného pohybu
zabezpečeného hydraulickou jednotkou, ktorý zabezpečuje aj to aby sa spečený popol neprilepoval
na roštovú plochu. Popol je z kotla automaticky odstraňovaný pomocou závitovkového dopravníka ,
ktorý je umiestnený na konci roštu. Jednou z veľkých výhod pohyblivého roštu s vratným pohybom
možnosť spaľovať viac druhov palív a tým zabezpečiť chod kotla aj pri nedostatku jedného druhu
paliva. Na regulovanie množstva privádzaného vzduchu do spaľovacieho priestoru a tým aj
spaľovania sa používa lambda sonda. Vzduch je primárne privádzaný zo spodnej časti roštu
a sekundárne priamo do spaľovacieho priestoru.
9
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 4 Kotol TSRF od Rakúskej firmy BINDER, pohyblivý rošt kotla
Fy. SCHMID
Typ: UTSW
Výkonový rozsah (kW): 300, 360, 450, 550, 700,900 .....2000
Palivo: pelety zo sena a slamy, drevná štiepka, suché hobliny, čistý drevený odpad, špeciálne palivá.
Vlhkosť paliva nesmie presiahnuť 15 – 45% v závislosti od druhu paliva.
Kotol Schmid UTSW používa na spaľovanie pohyblivý vodou chladený rošt s vratným pohybom
zabezpečeným hydraulickou jednotkou. Spaľovacia komora má trojitú keramickú a oceľovú vrstvu,
ktorá má pružné spoje a tie dovoľujú rozpínanie a zmršťovanie, čo má za následok dlhšiu životnosť
kotla. Recirkulácia spalín zabezpečuje zníženie množstva emisií pevných častíc a zníženie nákladov
na údržbu. Kotol má funkciu automatického čistenia rúrok výmenníka a tiež automatické
odstraňovanie popola. Princíp spaľovania je podobný s princípom od firmy Binder.
Obr. 5 Kotol UTSW od Švajčiarskej firmy SCHMID
Záver
Na základe zadanej úlohy na vykonanie analýzu kotlov na spaľovanie peliet zo sena boli v úvode
článku uvedené energetické vlastnosti trávnatého porastu. Tiež boli porovnané vlastnosti sena
v zhutnenom stave s briketami zo slamy, topoľa a peletami zo smreku (tabuľka 1). Z tabuľky vyplýva,
že seno a slama majú veľmi podobné vlastnosti čo nás privádza k názoru, že kotly vhodné na
spaľovanie peliet zo slamy by mohli byť vhodné aj na spaľovanie peliet zo sena. Avšak toto môžu
potvrdiť iba výrobcovia. Ďalej sa článok venuje procesu spaľovania peliet zo sena, jeho výhodám
a nevýhodám. Poslednú časť tvorí analýza kotlov na trhu, ktoré sú schopné spáliť pelety zo sena.
Venuje sa ich základnej konštrukcii, technológii spaľovania a tiež ich technologickým doplnkom.
Z prieskumu vyplýva, že z hľadiska konštrukcie kotlov je pre náš výkonový rozsah najvhodnejší kotol
s pohyblivým roštom.
10
Energetika a životní prostředí 2011
Poďakovanie
Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu „Vývoj progresívnej technológie zhutňovania
biomasy a výroba prototypov a vysokoproduktívnych nástrojov“ (ITMS kód Projektu: 26240220017),
na základe podpory operačného programu Výskum a vývoj financovaného z Európskeho fondu
regionálneho rozvoja.
Použitá literatúra
[1] ŠOOŠ, Ľ.; URBAN, F.; MATÚŠ M.; KRIŽAN, P.; ONDRUŠKA, J.; BIATH, P.: Expertná analýza
energetického zhodnotenia trávnatého odp adu pre spoločnosť Letisko Košice-Airport Košice, a.s.;
Bratislava : STU SjF v Bratislave; 2011; 86s.
[2] http://www.e-comfortusa.com/products/new-horizon-corp-goliath-biomass-300-externalcombustioncommercialindustrial-boiler-system/3897
[3] http://binder.esel.cz/stranka.aspx?idstranka=4539
[4] http://www.holzfeuerung.ch/intro.php
[5] http://www.carborobot.hu
11
Energetika a životní prostředí 2011
PRAKTICKÉ ZKUŠENOSTI S OPTIMALIZACÍ VSTŘIKOVACÍCH KOPÍ U
TECHNOLOGIE SNCR
PRACTICAL EXPERIENCES IN OPTIMIZATION OF SNCR TECHNOLOGY
LANCES
Ing. Tomáš Blejchař, Ph.D.
Ing. Jiří Pecháček
Ing. Jiří Tomčala
Ing. Rostislav Malý
Ing. Miloš Maier
Orgrez, a.s. Hudcova 76, Brno, Divize ekologických systémů, Počáteční 1879/79, 710 00 Ostrava
Abstract
The paper deals with optimization of SNCR method. Optimization was focused on modification
of reagent injection in combustion chamber. Modified injection system was tested on two boilers. First,
the test of mixing chamber and combination of jet and atomiser respectively was realised. Result of
this test was specification of optimal air/reagent ratio. Flue gas was analysed by FTIR method during
the whole test. Second test was focused on long-term influence of modified lances on SNCR
technology. Main analysed value was consumption of reagent. Results of these tests were compared
with results of standard lance operating
Abstrakt
Článek je zaměřen na optimalizaci sekundární metody SNCR. Optimalizace byla zaměřena na
modifikaci systému rozstřiku reagentu ve spalovací komoře. Modifikovaný systém rozstřiku byl
testován na dvou kotlích. V první fázi bylo testováno nastavení členů ve směšovací komoře.
Výsledkem bylo nalezení optimálního poměru průtoku vzduchu k průtoku reagentu. V průběhu testu
byly analyzovány spaliny pomocí metody FTIR. Druhý test probíhala již s optimálním nastavením
trysek a je zaměřen na dlouhodobé sledování vlivu systému rozstřiku na celkovou účinnost
technologie SNCR. V tomto případě byla sledována zejména spotřeba reagentu. Výsledky testů byly
dále porovnány s výsledky z provozu s běžnými tryskami.
Úvod
Problém emisí NOx u kotelních zařízení elektráren nebo tepláren je aktuálně řešený problém.
Emisní limity NOx budou dle platné legislativy EU na hodnotě 200 mg.mN-3 [4]. Nově postavené
energetické a teplárenské zdroje musí splňovat od roku 2008 zmiňovaný limit 200 mg.mN-3. Stávající
zdroje budou muset splnit tento limit od roku 2016. Emise NOx mohou být redukovány dvěma
rozdílnými způsoby, které se nazývají Primární a Sekundární opatření. Sekundární opatření je
založeno na odstranění vzniklých NOx ve spalinách chemickou cestou. U sekundárních opatření je
redukce NOx pomocí radikálu NH2-. Produkt tohoto procesu je molekulární dusík N2 a vodní pára H2O.
Existuje několik modifikací této metody, my se ale v tomto článku budeme přednostně zabývat
metodou, která využívá roztok močoviny jako reagent.
Základní princip redukce NOx radikálem NH2- je znám přibližně od roku 1970. Dominantní
chemická reakce je velice jednoduchá a je definována následují stechiometrickou rovnicí [6], [1]
[ -]
(1)
NH − + NO → N + H O
2
2
2
V případě použití roztoku močoviny se dá metoda popsat sumární chemickou rovnicí, která má
následující tvar:
(2)
(NH ) CO + 2 NO + 0.5O → 2 N + 2 H O + CO [ -]
2 2
2
2
2
2
Tato reakce se ale vyskytuje pouze v rozmezí teplot 850-1050°C; a nazývá se selektivní
nekatalytická redukce - SNCR (Selective Non-Catalytic Reduction) [6]. Reakci je možné vyvolat také
při teplotách 150-300°C, ale aby reakce proběhla, musí být přítomen katalyzátor. Tato reakce se
nazývá Selektivní Katalytická Redukce - SCR (Selective Catalytic Reduction) [6].
12
Energetika a životní prostředí 2011
Nové vstřikovací kopí
Samotná technologie SNCR je z technologického hlediska poměrně jednoduché zařízeni.
Dominantní prvek, který ovlivňuje účinnost celé technologie je vstřikovací kopí. Vstřikovací kopí je
složeno ze směšovací komory, která zajišťuje smísení roztoku reagentu s tlakovým vzduchem, a dále
vstřikovací trysku, která je umístěna na konci kopí a zajišťuje samotné rozprášení dispergovaného
reagentu ve spalinách. Metoda SNCR, respektive účinnost metody je limitována samotným procesem
rozstřiku reagentu ve spalinách, a velikostí oblasti "zasažené" reagentem v teplotním okně 8501050°C. Na základě předchozí analýzy byly tedy navrženy prototypové vstřikovací kopí, které stejný
průtok, jdoucí v současnosti do jedné trysky, rozdělí do sedmi proudů vzdálených od sebe ca 200mm.
Tím dojde k zmenšení lokálního přebytku a také oblast "zasažená" reagentem bude větší. Reagent tak
bude rozprašován do spalin homogenněji, což by mělo mít také pozitivní vliv na kinetiku reakcí.
Schematicky je proces inovovaného procesu rozstřiku reagentu ve spalinách zobrazen na Obr. 1.
Obr. 1 Porovnání rozstřiku reagentu ve SK při použití stávajících (vlevo) a prototypových (vpravo) trysek
Optimalizace nastavení prototypových trysek
Optimalizace nastavení technologie SNCR s prototypovými tryskami probíhala na kotli K17.
Optimalizace spočívala v nalezení nastavení prototypových trysek, které by bylo příznivější z hlediska
spotřeby roztoku močoviny, stupně redukce NOx (míra snížení NOx) a nárůstu CO, nežli trysky
stávající. Optimalizace spočívala ve změně průřezů akčních veličin (tlakový vzduch, roztok močoviny,
vstřikovaní směsi) samotné trysky (viz. Obr. 2), a to:
• optimalizaci průměru redukce tl. vzduchu - ØR
• optimalizace průměru atomizéru - ØA
• optimalizaci průměru hrotu trysky - ØD
Obr. 2 Možnost změny akčních veličin u prototypové trysky
13
Energetika a životní prostředí 2011
Změnami výše uvedených průměrů (ØR a ØA) a jejich kombinací je možné měnit poměr
tlakového vzduchu a roztoku močoviny ve vstřikovací směsi vstupující do hrotů trysky o ØD, který pak
zajišťuje tvar rozstřiku kužele a intenzitu rozprašující se vstřikovací směsi. Průměr hrotu trysky ØD byl
omezen možnostmi technologie SNCR instalované na kotli K17. Nebylo tak možno testovat hroty
trysek o stejném, nebo větším průměru, než na stávajících tryskách, neboť stávající trysky vstřikují
směs pouze z jednoho hrotu, prototypové trysky však vstřikují až sedmi hroty. Průměry hrotů
prototypových trysek proto byly ekvivalentně přepočítány z průtoku stávajících trysek, abychom
nepřekročili možnosti instalovaného zařízení.
Prototypové trysky potvrdily pozitivní vliv na účinnost technologie SNCR. V tabulce Tab. 1 jsou
přehledně zobrazeny výsledky dvou reprezentativních testů. Graficky jsou výsledky přehledně
srovnány na Obr. 3.
Tab. 1 Výsledné hodnocení prototypových trysek
Trysky/limit NOx/QS
Výkon
- / mg.m-3N/l.h-1
[t.h-1]
Prototypové/150/400
111,8
9,26
17,34
119,27
19,45
Stávající/150/400
110,8
14,21
19,00
115,37
34,8
8,8
10,85
Pozitiva nových
trysek v %
Prototypové/150/500
Stávající/150/500
Pozitiva nových
trysek v %
109,3
110,8
NH3
N2O
NO
NO2
CO
QU
NOx
[l.h-1]
[mg.mN-3]
73,40
40,44
148,67
26,82
80,10
47,18
148,77
-3,4
27,5
8,4
14,3
0,1
18,38
115,92
13,20
56,53
46,03
149,03
14,65
19,05
118,04
23,14
62,74
46,44
148,01
25,9
3,5
1,8
43,0
9,9
0,9
-0,7
[mg.mN-3]
Obr. 3 Porovnání výsledků při testování prototypových trysek, nejlepší dosažený výsledek
U prvního testu byl snížen průtok směsi na hodnotu QS = 400 l.h-1. V tomto případě byla
identická koncentrace NOx ve spalinách, avšak při snížené spotřebě močoviny, a to o 14%.
Koncentrace ostatních škodlivin, jako CO, NO2, N2O a NH3, byly také nižší. Nejvíce byly sníženy
koncentrace NH3 a NO2 a to o řádově 30%. Při tomto testu tak bylo dosaženo stejné redukce NOx a to
14
Energetika a životní prostředí 2011
při nižší produkci ostatních škodlivin a spotřebě močoviny. Druhý test byl realizován při průtoku QS =
500 l.h-1. V tomto případě byla redukce NOx také identická, avšak při stejné spotřebě močoviny.
Koncentrace všech sledovaných parametrů byla v tomto případě nižší než u stávajícího kopí. Ze
sledovaných škodlivin byl výrazný čpavkový skluz NH3, který byl nižší o ca 26 %, a oxid dusičitý NO2,
který byl nižší o ca 43%. Také koncentrace oxidu uhelnatého CO a oxidu dusného N2O byly nižší.
Následující graf zobrazuje procentuelní vyjádření pozitivního ovlivnění důležitých provozních
parametrů technologie SNCR. Prototypové trysky během testu s optimální konfigurací akčních členů
pozitivně ovlivnily koncentraci NH3, N2O, NO2, CO, a to v řádu desítek procent. Spotřeba reagentu
byla také nižší a to o ca 15%.
Obr. 4 Zobrazení procentuelního zlepšen provozních parametrů u prototypových trysek
Test prototypové a komerční trysky
Při testech na kotli K5 byly použity dva druhy trysek 1)trysky vlastní konstrukce, u kterých byla
ověřena konfigurace směšování reagentu se vzduchem na kotli K17,a trysky komerčně dostupné. Oba
typy trysek reprezentují odlišné způsoby zvýšení hloubky penetrace spalin reagentem. Trysky vlastní
konstrukce reprezentují dopravení reagentu do spalin a dělení průtoku reagentu mechanickou cestou.
Komerčně dostupné trysky reprezentují druhý způsob, a to zvýšení hybnosti binární směsi na konci
trysky zvýšeným průtokem vzduchu. Oba typy trysek byly instalovány na kotli K5 za identických
podmínek, tak aby bylo možné vzájemné porovnání základních parametrů technologie SNCR pro
nové a stávající trysky. Schematicky je proces inovovaného procesu rozstřiku reagentu ve spalinách
pro stávající a dva typy nových trysek zobrazen na Obr. 5
15
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 5 Porovnání rozstřiku reagentu ve SK při použití stávajících (vlevo) a prototypových (vpravo a dole) trysek,
patro 2, + 17,00 m
Oba typy trysek měly za cíl:
• Dopravit reagent hlouběji do spalovací komory
• Homogenizovat rozstřik reagentu, tj. zvětšit zasaženou plochu a lokálně snížit
stechiometrický přebytek.
Výsledkem testu jsou opět základní parametry technologie SNCR, a to jak emise NOx, CO, tak i
spotřeba reagentu QU a celková spotřeba směsi QS.
Během testovacího provozu prototypových trysek vlastní konstrukce s kuželovým rozstřikem byl
prokázán pouze pozitivní vliv na tvorbu emisí CO. Při použití těchto trysek vzrostla spotřeba vody,
čímž se zvýšily náklady na provoz tech. SNCR. Během testovacího provozu prototypových trysek
vlastní konstrukce s plošným rozstřikem bylo dosaženo snížení emisí NOx a CO při zvýšeném průtoku
vody. Tato varianta je tak z hlediska snížení emisí pozitivní, avšak se zvýšenými náklady na provoz
tech. SNCR. Prototypové trysky tak zcela nenaplnily předpokládané zlepšení účinnosti technologie
SNCR. Hlavní důvod je možné spatřovat v nestabilním provozu kotle, a také poměrně velkým
množstvím biomasy, která je přimíchávána k palivu. Teplotní pole v kotli je výrazně nestabilní a
nerovnoměrné. Prototypové trysky tak byly umístěny do oblasti, kde nebylo dosaženo optimální teploty
pro správnou činnost trysek.
Během testovacího provozu komerčních trysek byl prokázán výrazný vliv jak na snížení emisí
NOx a CO, tak i na snížení průtoku vody. Tento typ trysek dosáhl pozitivních výsledků i při sníženém
16
Energetika a životní prostředí 2011
průtoku. To mohlo být způsobeno poměrně velkým množstvím vzduchu, které je použito na zvýšení
hybnosti binární směsi. Toto dodatečné množství vzduchu působí jako OFA, čímž dojde k
pravděpodobně ke zlepšení spalovacího procesu.
Tab. 2 Výsledná hodnocení obou typů trysek
8. 2. 2011
Výkon
[GJ]
Test 1
Stávající trysky
181,3
Test 2
OFF
177,1
Test 3
QS
Prototyp - kuželový rozstřik 177,7
QU
O2
NOx
CO
[%]
[mg.mN ]
[mg.mN-3]
53,2
7,2
292
232
0,0
7,6
423
282
645
55,3
7,0
284
334
-1
[l.h ]
625
-3
Test 4
Prototyp kuželový
rozstřik
179,7
685
53,1
7,9
295
148
Test 5
Prototyp kuželový rozstřik
181,7
605
53,0
8,3
326
102
Test 6
Prototyp kuželový rozstřik
182,7
765
53,2
8,1
297
121
Test 7
OFF
185,2
0,0
8,1
383
118
Test 8
Prototyp plošný rozstřik
184,6
685
52,9
7,8
308
153
Test 9
Prototyp plošný rozstřik
176,1
765
53,3
7,6
287
132
Test 10
Prototyp plošný rozstřik
172,7
845
52,9
7,6
268
192
Test 11
OFF
180,4
0,0
7,6
388
130
Test 12
Komerční tryska
180,0
685
55,0
8,1
269
123
Test 13
Komerční tryska
175,2
605
53,5
8,3
261
95
Test 14
Komerční tryska
170,6
525
52,9
8,4
258
84
Test 15
OFF
168,0
0,0
8,7
392
85
Test 16
Stávající trysky
166,3
54,4
8,0
264
183
600
Obr. 6 Porovnání výsledků při testování prototypových a komerčních trysek
17
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 7 Porovnání výsledků při testování prototypových a komerčních trysek
Následující graf zobrazuje procentuelní vyjádření pozitivního ovlivnění důležitých provozních
parametrů technologie SNCR u prototypové a komerční trysky. Prototypové trysky během testu s
optimální konfigurací akčních členů pozitivně ovlivnily koncentraci NH3, N2O, a NO, a to opět v řádu
desítek procent. Spotřeba reagentu byla v tomto případě stejná. Komerční trysky pozitivně ovlivnily
pouze koncentraci NO, respektive NOx. Ostatní parametry zůstaly neovlivněny. Důležité je také
podotknout, že během testu dosáhla koncentrace CO až k hodnotám 600 mg.mN-3, což signalizuje
nestandardní režim spalování. Tím je tento test značně neobjektivní, a bude jej nutné opakovat v
době, kdy bude provoz kotle po celou dobu zkoušky stabilní.
Obr. 8 Zobrazení procentuelního zlepšen provozních parametrů u prototypových a komerčních trysek
Závěr
Hlavním cílem celé studie je optimalizace technologie SNCR, která by přinesla snížení spotřeby
reagentu při současném snížení negativních vlivů. V prvním kroku byla provedena rozsáhlá analýza
stávajícího stavu. Tato analýza se týkala jak proudění v kotli, tak i lokálních aerodymických poměrů v
kotli. Na základě těchto poznatků, byly navrženy nové trysky, které by měly podle předpokladů
18
Energetika a životní prostředí 2011
rovnoměrněji distribuovat reagent do spalin. Tím by mělo dojít k pozitivnímu ovlivnění provozních
parametrů SNCR technologie. Zkoušeny byly dva základní typy trysek, a to prototypová tryska vlastní
konstrukce, která zvyšovala hloubku penetrace mechanickou cestou a tryska komerční, která
zvyšovala hloubku penetrace pomocí zvýšené hybnosti směsi. Nové trysky byly testovány u dvou
kotlů, a to u kotle granulačního a kotle typu ignifluid.
První zkouška u granulačního kotle ověřovala funkčnost prototypové trysky vlastní konstrukce.
Výsledky testů byly zcela pozitivní a potvrdily teoreticky předpokládané výsledky. Druhá zkouška u
kotle ignifluid testoval jak prototypové tak i komerční trysky. V tomto případě nebyly výsledky zkoušek
tak jednoznačné jako u první zkoušky. Hlavní důvod je možné spatřovat v nestabilním provozu kotle, a
také poměrně velkým množstvím biomasy, která je přimíchávána k palivu. Teplotní pole v kotli je
výrazně nestabilní a nerovnoměrné. Prototypové trysky tak byly umístěny do oblasti, kde nebylo
dosaženo optimální teploty pro správnou činnost trysek.
Naproti tomu komerční trysky se zvýšenou hybností prototypové trysky pozitivně ovlivnily
proces SNCR. Tento pozitivní vliv mohl být způsoben poměrně velkým množstvím vzduchu, které je
použito na zvýšení hybnosti binární směsi. Toto dodatečné množství vzduchu působí jako OFA, čímž
dojde k pravděpodobně ke zlepšení spalovacího procesu.
Výsledky je tak ještě nutné dále ověřit při dlouhodobých testech. Tyto provozní zkoušky ověří
vliv trysek na účinnost v dlouhodobém provoz, a ověří se také životnost trysek.
Poděkování
Článek vznikl za přispění projektu MPO FR-TI1/547 "Výzkum a vývoj trysek technologie SNCR
v energetice se zaměřením na eliminaci negativních dopadů technologie SNCR na životní prostředí
(emise N2O, CO A NH3)
Literatura
[1]
Blejchař, T.: CFD model of NOX reduction by SNCR method, Sborník vědeckých prací VŠB-TU
Ostrava, VŠB-TU Ostrava 2009, ISBN 978-80-248-2131-3,
[2]
Blejchař, Tomáš. CFD Simulation of Reduction of NOx Emission, In Strojárstvo, Strojírenství –
Mechanical Engineering Journal, Mimořádné vydání, Media / ST s.r.o, 2009, str. 12 - 14. ISSN 13352938
[3]
Stáňa M., Blejchař, T., Čech, B., Malý, R., Matoušek, J., Pumprla, O., Szeliga, Z.: Optimalizace
primárních a sekundárních metod snižování emisí NOX pro dosažení limitu 200 mg/m3, Sborník
konference KOTLE A ENERGERTICKÁ ZAŘÍZENÍ 2009, Brno 2009, ISSN 1803-1064
[4]
Stáňa M.: Výpočetní a diagnostické metody pro snižování emisí NOX kotlů velkých výkonů, Disertační
práce, Ostrava: katedra energetiky, Fakulta strojní, VŠB-Technická univerzita Ostrava, 2007
[5]
Stáňa, M., Čech, B., Matoušek, J., Pumprla, O., Szeliga, Z.: Snižování emisí NOX u kotlů G230
Elektrárny Opatovice, Sborník konference ENERGETIKA A ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ 2007, VŠB-TU
Ostrava, 2007, ISBN 978-80-248-1586-2
[6]
Mehldau & Steinfath Umweltechnik: For a clean Environment, www.ms-umwelt.de
Autoři
Ing. Tomáš Blejchař Ph.D., Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava.
Email: [email protected], tel: +420 596 220 321
Ing. Jiří Pecháček, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava.
Email: [email protected], tel: +420 596 220 319
Ing. Jiří Tomčala, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava.
Email: [email protected], tel: +420 596 220 325
Ing. Rostislav Malý, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava.
Email: [email protected], tel: +420 596 220 322
Ing. Miloš Maier, Orgrez, a.s. Počáteční 19, 710 00 Ostrava.
Email: [email protected], tel: +420 596 220 330
19
Energetika a životní prostředí 2011
DEVELOPMENT OF TECHNOLOGY AND LOW-ENERGY COMPACTING
MACHINE CONSTRUCTION
VÝVOJ TECHNOLÓGIE A KONŠTRUKCIE NÍZKOENERGETICKÉHO
ZHUTŇOVACIEHO STROJA
Ing. Viliam Čačko
Prof. Ing. Ľubomír Šooš ,PhD.
Ing. Juraj Ondruška PhD.
Ing. Miloš Matúš
Ústav výrobných systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality, Strojnícka fakulta STU
v Bratislave, Nám. Slobody 17, 812 31 Bratislava
Abstract
The aim of this contribution to the discussion is to present something like a survey of
development of a low-energy whorl petting machine from its very beginning when there was some idea
about optimalization of the die-casting shape up to the present model of the machine. During the time
the machine has gone through different changes in a very important way. They are mailnly connected
with constructing of the machine itself. A number of diplomates and inceptors have worked on
improving the quality of the construction, which has a great influence on the quality of the die-casting
and last but not least it also participates a lot in the machine functioning. Thanks to these people and
their work now we have a final model of the machine. However, there is still some work needed to
complete the required changes in construction as we want the machine to be able to compete other
compacting machines in every way - construction, energy, power, economy. And this is the aim of my
dissertation work.
Key words: compacting machine, construction of the compacting machine, the quality of a diecasting, a new shape of a die-casting
Abstrakt
Cieľom tohto príspevku je prezentovať doterajší vývoj nízkoenergetického prstencového
peletovacieho stroja od jeho začiatku resp. od vzniku myšlienky optimalizácie tvaru výlisku až po
súčasný vyrobený model stroja. Počas tohto niekoľkoročného procesu prešiel stroj niekoľkými
úpravami a konštrukčnými zmenami . Na týchto zmenách konštrukcie ktoré majú veľký vplyv na kvalitu
výlisku a v neposlednom rade sa výraznou mierou podieľa aj na samotnej funkčnosti stroja pracovalo
niekoľko diplomantov ako aj doktorandov. Zásluhou niekoľkých prác sa podarilo dotiahnuť stroj až do
súčasnej fázy modelu. Napriek tomu stroj stále nespĺňa požiadavky konštrukčného, energetického,
výkonového, ekonomického charakteru ktoré sú kladené na zhutňovacie stroje. V ďalších etapách je
potrebné ďalej sa venovať vývoju tohto zariadenia hlavne v oblasti konštrukčného vyhotovenia
zariadenia ako celku ako aj jednotlivých konštrukčných uzlov. Tento výskum je zároveň predmetom aj
mojej dizertačnej práce.
Kľúčové slová: zhutňovací stroj, konštrukcia zhutňovacieho stroja, kvalita výlisku, nový tvar výlisku
Úvod
Energetika je bezpochyby jedným z najdôležitejších odvetví pre fungovanie každej modernej
spoločnosti . V súčasnosti sa čoraz väčšia pozornosť venuje práve obnoviteľným zdrojom energie.
Cieľom legislatívy je aby obnoviteľné zdroje energie, teda aj biomasa, v čo najväčšej miere nahradili
zdroje energie , ktoré nie sú obnoviteľné ako napr. zemný plyn, ropa, uhlie. V súvislosti s týmto cieľom
je potrebné zabezpečiť akúsi rovnováhu medzi životným prostredím a využívaním obnoviteľných
zdrojov energie. Túto rovnováhu resp. harmonický vzťah medzi životným prostredím a využívaním
obnoviteľných zdrojov energie je samozrejme čo najefektívnejšie a zároveň čo najšetrnejšie
k životnému prostrediu zabezpečiť. Existuje niekoľko možností ako docieliť už spomínanú harmóniu.
Jednou z ciest ktorá jednoznačne najlepšie dokáže splniť stanovené ciele je hľadanie a vyvíjanie
20
Energetika a životní prostředí 2011
nových technológii v oblasti alternatívnych zdrojov energie. Je to predovšetkým vývoj nových princípov
, nových konštrukcií strojov , hľadanie nových materiálov a tiež skúmanie vlastností materiálov
používaných pri výrobe či už brikiet alebo peliet. V dôsledku niekoľkých analýz a skúmania procesu
samotného spaľovania peliet sa zistilo že nie malý vplyv na tento proces ma aj tvar a veľkosť výlisku
tento fakt evokoval otázku aký je optimálny tvar výlisku??? A práve táto otázka viedla k vzniku novej
technológie výroby výliskov zhutňovaním. Technológia vznikla na Ústave enviromentálnej techniky
a manažmentu kde v súčasnosti pracujem ako výskumný pracovník.
Stručný prierez v oblasti vývoja nového zhutňovacieho stroja
Prvotná analýza tvaru a rozmeru výlisku a jeho optimalizácie vznikla na Ústave enviromentálnej
techniky a manažmentu, kde bola vypísaná diplomová práca na danú tému. Práce sa ujal vtedajší
diplomant Ľubor Žák. Vo svojej záverečnej práci sa podrobne venoval analýzam jednotlivých výliskou
ktoré vznikli klasickými technológiami ako sú briketovanie, peletovanie a kompaktovanie.
Porovnávaním a meraním vlastnosti a rozmerov jednotlivých výliskov, ich výhod a nevýhod dospel
k záveru optimalizácie tvaru a rozmeru výlisku.
Optimalizácia tvaru a rozmeru výlisku
Ako počiatočný bod bola použitá konkrétna špecifikácia tzv. ideálneho tvaru výlisku. Tvar
a rozmer výlisku boli určené na základe porovnávania vlastností výliskov jednotlivých technológií
zhutňovania partikulárnej látky, ako aj podrobnej analýzy či už výhod alebo nevýhod jednotlivých
technológii. Záverom sa zistilo, že najvýhodnejší by bol tvar, ktorý je akýmsi spojením brikety , pelety
a granule. Výlisok by tak poskytoval prednosti a výhody produktov ktoré vznikli technológiou
peletovania , briketovania a kompaktovania a z veľkej časti by minimalizoval ich nevýhody,obr.1
Obr.1 Schéma idealizovaného výlisku
Technológia zhutňovania by mala spĺňať následné požiadavky:
9 Minimalizovať príkon stroja
21
Energetika a životní prostředí 2011
9 Možnosť spracovať čo najširšiu škálu druhov lisovaných materiálov so zreteľom na vlastnosti
materiálu ako napr. veľkosť frakcie či vlhkosť
9 z hľadiska čo najlepšieho priebehu spaľovania je potrebné zabezpečiť vhodný pomer povrchu
výlisku k jeho objemu
9 charakteristiky výlisku ktoré zabezpečujú iné výhody ako manipulácia a preprava výliskov
Po splnení konkrétnych požiadaviek na technológiu zhutňovania bolo potrebné splniť ešte požiadavky
ktoré sú určené normou [1].
Norma určuje základnú podmienku a teda je nutné aby maximálny rozmer výlisku spĺňal podmienku
L1<5.d1, kde d1 je priemer výlisku.
Po splnení a zohľadnení všetkých podmienok a požiadaviek sa dospelo k záveru že tzv. idealizovaný
výlisok je prienikom dvoch valcov, obr.2.
a) Model
b)Reálny výlisok
Obr.2 Optimalizovaný tvar výlisku
Vznik konštrukcie a technológie nového zhutňovacieho stroja
Podobne ako pri optimalizácií rozmeru a tvaru výlisku, tak aj na začiatku vývoja nového
peletovacieho lisu bola diplomová práca s danou témou ktorej riešiteľom bol Peter Krížik. Odrazovým
mostíkom pre autora poslúžili poznatky s predchádzajúce diplomovej práce a to prečo a s akých
dôvodov je potrebné výlisok optimalizovať.
Hlavné dôvody optimalizácie výlisku:
o
veľké opotrebenie lisovacích nástrojov
o
vysoká kvalita vstupujúceho materiálu
¾ zvyšovanie nákladov
A práve tieto hlavné nevýhody zhutňovacích strojov bolo potrebné pri novej konštrukcii v maximálnej
možnej miere eliminovať.
Na základe zistenia všetkých potrebných vstupných podmienok sa pristúpilo k vytvoreniu samotnej
konštrukcie prstencového peletovacieho lisu.
Popis princípu navrhnutého prstencového lisu:
Základnými časťami lisu sú lisovací prstenec a lisovací kotúč. Po obvode prstenca je vyrobené
ozubenie , pomocou ktorého je prstenec poháňaný. Pohon zabezpečuje pastorok uložený v spodnej
časti. Prstenec má po odvode vyrobené nosné plochy, po ktorých sa prstenec odvaľuje po nosných
kladkách. Lisovaný materiál je pomocou podávacej závitovky dopravovaný do lisovacieho priestoru ,
to je priestor vytvorený medzi lisovacím prstencom a vnútorným lisovacím kotúčom. Podávacia
závitovka okrem funkcie podávania plní aj funkciu čiastočného zhutnenia. V mieste samotného
lisovania vzniká trenie v dôsledku čoho dochádza k ohrevu materiálu. Extrémny lisovací tlak nastáva
v mieste najmenšej vzdialenosti valcov. Po odľahčení tlaku sa výlisok dostáva pod kalibračný segment
, ktorý zabráni expanzii výlisku. Celý tento cyklus zabezpečuje postup výlisku k vylamovaču a jeho
výdrž pod tlakom za zvýšenej teploty.
22
Energetika a životní prostředí 2011
Obr.3 Schéma prstencového lisu
1 – lisovací prstenec, 2 – vylamovač, 3 – kalibračný segment, 4 – vnútorný lisovací kotúč, 5 – plniaci
otvor, 6 – nosné kladky, 7 – pastorok
Pri zhutňovaní materiálu je fáza výdrže veľmi dôležitá, v priebehu lisovania sa uvoľní lignín, ktorý pre
vytvorenie väzieb vo výlisku potrebuje dostatok času, čím sa zabezpečuje potrebná kvalita výlisku.
Poslednou fázou celého cyklu je oddelenie výlisku od prstenca za pomoci kalibračného segmentu a
hotový výlisok odchádza samospádom.
3D model
funkčný model
Obr.4 Konštrukcia zhutňovacieho stroja
Návrh a optimalizácia príslušenstva k zhutňovaciemu stroju
Po vzniku modelu nového zhutňovacieho stroja bolo potrebné vyriešiť technické nedostatky ktoré
boli odhalené po spustení funkčného modelu a následnými meraniami. Ako ďalší sa na zdokonaľovaní
funkčného modelu podieľal diplomant Tomáš Križan. Riešiteľ sa zaoberal návrhom a optimalizáciou
vyhadzovača výliskov, návrhom vypadávacieho žľabu pre hotové výlisky, konštrukciou násypky
plniacej závitovky ako aj návrhom elektro panela určeného na ovládanie.
23
Energetika a životní prostředí 2011
Ďalšie ciele v oblasti vývoja nového zhutňovacieho stroja
Optimalizácia novej konštrukcie a nového princípu zhutňovacieho stroja je veľmi zdĺhavý
a náročný proces, ktorého hybnou silou sú aj predchádzajúce omyly alebo úspechy. Ako vo väčšine
prípadov vývoja strojov, ani vývoj technológii a konštrukcie nového prstencového lisu sa nezaobišiel
bez nedostatkov. Avšak nemožno povedať že tieto “chyby“ vznikli v dôsledku málo precíznej práce
konštruktérov a technológov ktorý sa podieľali na vývoji nového stroja. Po uvedení zhutňovacieho
stroja do skúšobnej prevádzky sme zistili na stroji jeho konštrukčné nedokonalosti ktoré je potrebné
dôkladne zanalyzovať a zamyslieť sa nad nimi. Je tiež potrebné nájsť nové riešenia garantujúce plnú
funkčnosť zhutňovacieho stroja. Okrem odstránenia nedostatkov stroja je veľmi dôležitou úlohou aj
zabezpečiť jeho konkurencie schopnosť z rôznych hľadísk ako produktivita či energetická náročnosť.
Hlavné ciele:
• zabezpečenie plnej funkčnosti stroja
•
dôsledné plnenie stroja lisovaním materiálom
•
optimalizácia vyhadzovania hotových výliskov
•
presné oddeľovanie jednotlivých výliskov
•
zabezpečenie pevnosti rámu na základe merania napätí
•
vytvorenie a návrh viacradovej koncepcie
Obr.5 Dosadanie zubov do kotúča
Obr.6 Rám stroja
Záver
Po spustení stroja do skúšobnej prevádzky a po jeho preskúmaní sme dospeli k niekoľkým
technickým nedostatkom v dôsledku ktorých zhutňovací stroj nepracuje podľa našich predstáv. Ak
chceme aby stroj pracoval spoľahlivo, čím by sa dokázal presadiť aj na trhu a dokázal vo všetkých
parametroch konkurovať v súčasnosti najlepším výrobcom zhutňovacích strojoch, je potrebné
vynaložiť ešte veľa úsilia. Avšak nie je to práve odhodlanosť a trpezlivosť čo by nám pri ďalšom vývoji
stroja chýbalo. Vývoj čohokoľvek je veľmi náročný, nie len časovo ale aj po finančnej stránke
a samozrejme to platí aj pri vývoji nášho prstencového zhutňovacieho stroja. V súčasnosti je naše
úsilie venované aj k hľadaniu obchodno-technických partnerov, čo je základný predpoklad k získaniu
financií na podporu nášho projektu s Európskych štrukturálnych fondov. Dúfame že sa nám to podarí
a vyvinieme stroj, ktorý bude opäť raz potvrdzovať, že aj na našich vysokých školách je výskum
nových technológii na dobrej úrovni.
24
Energetika a životní prostředí 2011
Poďakovanie
Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu „Vývoj progresívnej technológie zhutňovania
biomasy a výroba prototypov a vysokoproduktívnych nástrojov“ (ITMS kód Projektu: 26240220017),
na základe podpory operačného programu Výskum a vývoj financovaného z Európskeho fondu
regionálneho rozvoja.
Literatúra
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
GROS, P. Zariadenie na technológiu zhutňovania tuhého odpadu. písomná práca k dizertačnej
skúške. Bratislava : KVT SjF STU v Bratislave, 2002. 96 s.
KRIŽAN, P. Analýza procesu zhutňovania a konštrukcií zhutňovacích strojov: písomná práca
k dizertačnej skúške. KVT SjF STU v Bratislave, 2005. 84 s.
MATÚŠ, M. Nizkoenergetický zhutňovací stroj. Písomná práca k dizertačnej skúške. ÚSETM
SjF STU v Bratislave, 2008. 110 s.
ŠOOŠ, Ľ.: Progresívne technológie – predpoklad pre kvalitné biopalivá. In.: [Časopis] TZB Haus
Technik, ročník 9, 2001, číslo 4, ISSN 1210-356X, str. 15 – 16.
ŠOOŠ, Ľ.a kol.: Projekt VaV č. 2003 SP 260280 C 04. „Modifikácia úžitkových vlastností
drevných materiálov a rozšírenie oblasti ich využitia“. Realizačný výstup A62: Technológia
výroby a zariadenie na výrobu modifikovaného energonosiča.
ŠOOŠ, Ľ.: Design of crank shaft for a briquetting press. In: Annals of The Faculty of Engineering
Hunedoara. [Časopis] RO, ISSN 1584-2665.-Vol. 5, No. 2/2007, s.189-196.
ŠOOŠ, Ľ. Zhutňovací stroj na biomasu a výlisok. - Úžitkový vzor číslo 4928. Banská Bystrica
29.9.2006, 7 s.
ŠOOŠ, Ľ, MATÚŠ, M. KRIŽAN, P. Inovatívne technológie pre produkciu tuhých biopalív
25
Energetika a životní prostředí 2011
MONITORING STABILITY SPALOVÁNÍ NA KOTLÍCH SPALUJÍCÍCH UHELNÝ
PRÁŠEK
MONITORING OF COMBUSTING STABILITY OF BOILERS COMBUSTING COAL
POWDER
Dr. Ing. Bohumír Čech
VŠB-TU OSTRAVA, 17. listopadu 15/2172, 708 33, Ostrava Poruba
Abstract
Monitoring of combusting stability of boilers combusting coal powder is a device which evaluates
combusting process taking into concideration probability of spontaneous putting out of flame in
chamber. The device has been tested on and is designed for coal granular boilers of outputs up to 120
t/h steam. Stability of combusting of coal powder depends on many circumstances and technical
design of entire boilers. Monitoring of combusting stability in automatic operation evaluates level of
stability of flame burning in combustion chambers of boilers, converts entire data to numeral values
and works with the data in case of automatic start of stabilisation burners; if need be for emergency
putting out of operation. Using this system significantly raises both safety of boiler operation process
and its operators and prevents from severe economic damage on such a device. At the same time it
guarantees conciderable savings of expensive nobel materials for stalisation of combusting process.
Abstrakt
Monitoring stability spalování u kotlů na spalování uhelného prášku je zařízení, které vyhodnocuje
průběh spalovacího procesu s ohledem na míru rizika samovolného zhasnutí plamene v kotli. Zařízení
je určeno a bylo odzkoušeno pro granulační kotle na uhlí pro výkony do 120 t/h páry. Stabilita
spalování uhelného prášku je závislá na mnoha okolnostech a konstrukčním řešení jednotlivých kotlů.
Monitoring stability spalování v automatickém režimu vyhodnocuje úroveň stability hoření plamene ve
spalovacích komorách kotlů, převádí jednotlivé údaje potřebné pro vyhodnocení stability na číselnou
hodnotu a používá tento údaj pro případný automatický nájezd stabilizačních hořáků, případně pro
havarijní odstavení kotle. Nasazení tohoto systému výrazně zvyšuje bezpečnost provozu kotle i
obsluhy a zabraňuje značným ekonomickým škodám na zařízení. Současně představuje výraznou
úsporu na používání drahých ušlechtilých paliv pro stabilizaci spalovacího procesu.
Příčiny nestabilního spalování
Při provozu granulačních kotlů je značným rizikem zhasnutí plamene ve spalovací komoře kotle
s následným přetrvávajícím provozem uhelného mlýna(ů) a z toho vyplývající dopravou uhlopráškové
směsi do vyhaslého kotle.
Ke zhasnutí plamene může dojít z různých příčin:
- nízká spalovací teplota při nízkém výkonu kotle
- nesprávný poměr palivo vzduch
- pád struskových nánosů v kotli
- přicpání ústí uhelných hořáků struskou
- velká porucha tlakové části výparníku
- selhání řídicího systému kotle
- výpadek silové elektřiny pro pohon ovládání jednotlivých částí kotle
- vnější vlivy, elektromagnetické rušení apod.
- vliv lidského činitele na provoz kotle
Ze všech výše uvedených důvodů je vhodné monitorovat kontinuálním způsobem stabilitu
spalování a zavést měřený údaj do řídicího systému a blokád kotle.
26
Energetika a životní prostředí 2011
Základní popis a funkce zařízení:
Systém monitoringu stability spalování tvoří zpravidla 4 optické snímače teploty doplněné podle
potřeby o snímače tlaku napojené do automatického systému, který vyhodnocuje snímané údaje a
informuje operátora kotle o stabilitě spalování uhelného prášku. Pro výpočet celkové stability
spalování je údaj doplněn o parní výkon kotle, případně o další provozně měřené hodnoty, které mají
vliv na stabilitu spalování. Snímače jsou umístěny ve stěnách spalovací komory v určité výškové
úrovni. Místo pro instalaci optických čidel je nutno pečlivě vybrat. Zejména je důležité umísti snímače
poblíž výkonových práškových hořáků, ale do místa kde již nedochází ke struskování stěn výparníku.
Toto velmi důležité pro správnou funkci a bezporuchový provoz. Snímače snímají uvnitř spalovací
komory teplotu v úrovni 900 až 1300°C. Signály z jednotlivých optických snímačů se kontinuálně
vyhodnocují a výběrem maxima se vypočítává maximální průměrná hodnota ze dvou čidel. Tato
hodnota následně vstupuje do řídicího systému kotle. Současně do řídicího systému vstupuje údaj o
tlaku ve spalovací komoře a parní výkon kotle. Z těchto hodnot se kontinuálně vypočítává úroveň
stability spalování, která je vyhodnocována v řídicím systému kotle. Spalování s nejvyšší stabilitou
odpovídá hodnota 100 %, při poklesu stability tato číselná hodnota klesá. Při poklesu pod 45 % je
spalování vyhodnoceno jako „kritická nestabilita“ a v automatickém režimu dojde k odstavení kotle.
Tyto informace se přenášejí na přehledovou obrazovku operátora kotle.
Operátor má možnost provozovat systém v automatickém režimu (AUT) nebo v ručním režimu
(MAN)
a)
V ručním režimu hlídání stability je možno najíždět a odstavovat stabilizační plynové nebo
olejové hořáky podle potřeby a rozhodnutí operátora kotle
b)
V automatickém režimu hlídání stability najíždějí stabilizační hořáky automaticky dle
programu monitoringu stability spalování
Najíždění a odstavování plynových nebo olejových hořáků je v automatickém režimu závislé na
úrovni stability spalování. Pod úroveň ohodnocenou celkovou mírou stability spalování 80% najíždí
zpravidla jeden stabilizační hořák, při poklesu pod 75% najíždí další stabilizační hořák.
Stejně najíždí v automatickém režimu jeden až dva plynové nebo olejové hořáky při poklesu
parního výkonu pod cca 50 až 60% jmenovitého parního výkonu kotle.
Řídicí systém najíždění stabilizačních hořáků střídá při pokynu k najetí všechny plynové nebo olejové
hořáky, pokud je některý v poruše najíždí další v pořadí.
Při celkovém poklesu stability spalování monitorovaném řídicím systémem pod 45 % dojde po
jedné sekundě v automatickém provozním režimu k odstavení kotle. U všech kotlů je kritická
nestabilita nastavena stejně na číselnou hodnotu 45%.
Systém je doplněn o kameru, která snímá obraz průzoru na zadní stěně kotle a přenáší obraz na
monitor operátora.
Systém monitoringu stability spalování dle našeho návrhu je v současné době provozován:
1. Teplárna Karviná, základní závod, kotle K1,K2,K3,K4, každý o jmenovitém výkonu 80 t/h páry.
Zařízení je provozováno od roku 2005.
2. Teplárna Přerov, kotle K1,K2, každý o jmenovitém výkonu 125 t/h páry. Zařízení je
provozováno od roku 2009.
3. Teplárna Přívoz, kotle K4, výkon 75 t/h páry. Zařízení je provozováno od roku 2010.
4. V současné době se připravuje nasazení na dalších zdrojích
Výhody realizovaného řešení:
-
Výrazným způsobem se sníží spotřeba ušlechtilého paliva pro stabilizaci provozu kotlů.
Pro provoz kotlů je využíváno pouze energetické uhlí, případně uhelné kaly.
Po ověření je možno uvažovat se zvýšením regulačního rozsahu granulačního kotle bez nutnosti
stabilizace ušlechtilým palivem.
Ušetřený degazační plyn je možno využít v kogeneračních jednotkách na řadě míst OstravskoKarvinského důlního revíru.
Výrazným způsobem se zlepšila bezpečnost práce a bezpečnost provozu kotlů, kde již nedochází
k nekontrolovanému přetlaku ve spalovací komoře.
Možnost použití u všech velkých kotlů, které se potýkají s problémem stability hoření z titulu nízké
výhřevnosti paliva.
U všech kotlů, kde byl monitoring použit, nebylo zaznamenáno nekontrolované prudké zvýšení
tlaku ve spalovací komoře
Tento příspěvek vznikl za podpory projektu MSM 619891019 "Procesy DECOx"
27
Energetika a životní prostředí 2011
MĚŘENÍ TEPLOTNÍCH POLÍ NA KOTLI K4 V ELEKTRÁRNĚ OPATOVICE
MEASUREMENT OF TEMPERATURE FIELDS IN THE BOILER
Ing. Markéta Grycmanová
Ing. Jan Matoušek, Ph.D.
Ing. Oto Pumprla, Ph.D.
Ing. Zbyszek Szeliga, Ph.D.
Ing. Michal Stáňa, Ph.D.
Ing. Rostislav Zbieg
VŠB-TU OSTRAVA, 17. istopadu 15/2172, 708 33, Ostrava Poruba
Abstrakt: Článek je zaměřen na popis metodiky provozního měření (konkrétně se jedná o proměření
teplotních polí) ve spalovací komoře kotle v několika výškových úrovních při různých výkonových
režimech kotle. Provozní měření slouží k diagnostice parametrů spalovacích procesů probíhajících ve
spalovací komoře kotle a tím lze získat zcela jasnou představu o stavu kotle a jeho technických
parametrech. Spalovací komory i kotle naprosto totožné konstrukce, mohou totiž vykazovat zcela
odlišné charakteristiky, v současné době je navíc díky rozšíření palivové základny spoluspalováním,
rekonstrukcí, atd. většina kotlů provozována za podmínek jiných než na jaké bylo zařízení
projektováno. Výchozím bodem pro aplikaci jakéhokoliv nového opatření, rekonstrukci nebo úpravě
spalovacího procesu na kotli musí proto předcházet diagnostika stávajícího stavu zařízení, kdy je
zapotřebí znát detailně mnoho parametrů spalovacího procesu.
Klíčová slova: provozní měření, teplotní pole, stíněný a nestíněný termočlánek
Abstract: The paper is focused on the description of the methodology of measurement in the
combustion chamber boilers in several height levels for different performance modes boiler. Online
measurement is used to diagnose combustion processes occurring in the combustion chamber and
therefore we can get a very clear idea of the boiler and its technical parameters.
Keywords: operational measurements, temperature field, shielded and unshielded thermocouple,
cooled probe
1 Úvod
Provozní měření aplikovaná na spalovacím zařízení zahrnuje proměření několika různých veličin
(jedná se zejména o teplotní pole, koncentrační pole a rychlostní pole) na reálném spalovacím
zařízení v několika výškových úrovních a lze díky němu získat představu o stavu kotle, jeho
technických parametrech a celkově přehled o průběhu spalovacího procesu.
Provozní měření zahrnuje proměření celé řady veličin:
• teplotní pole proměřená na několika úrovních ve spalovací komoře, popř. v mezitahu,
obratovém prostoru a v dalších tazích kotle
• koncentrační pole O2, CO a NOx proměřená na několika úrovních ve spalovací
komoře, popř. v mezitahu, obratovém prostoru a v dalších tazích kotle
• rychlostní pole proměřená na několika úrovních ve spalovací komoře, popř.
v mezitahu, obratovém prostoru a v dalších tazích kotle
• komplexní diagnostika mlýnských okruhů
• poměrové měření tepelných toků do stěn
• měření průtoku vzduchů
• odběr a analýza reprezentativního vzorku paliva
Některé veličiny lze určit z údajů provozních měřicích přístrojů. Stanovení parametrů jako jsou např.
teplotní, koncentrační, rychlostní pole ve spalovací komoře, poměrové určení tepelných toků do stěn
spalovací komory atd. je však možné pouze pomocí speciálních metod a techniky obsluhované
zkušeným personálem. Pracoviště pro diagnostiku a provoz tepelně energetických zařízení katedry
energetiky VŠB-TU Ostrava (KE DEZ), disponuje kompletním vybavením a personálem s bohatými
zkušenostmi s realizací jak dílčích, tak uvedených komplexních měření. Toto vybavení zahrnuje
chlazené sondy vlastní konstrukce s operační délkou až 6 m pro měření teploty metodou prosávacího
pyrometru, chlazené sondy vlastní konstrukce s operační délkou až 6 m pro měření rychlostí,
chlazené sondy vlastní konstrukce s operační délkou až 6 m pro odběr plynného vzorku, sondy pro
28
Energetika a životní prostředí 2011
poměrové rozdělení tepelných toků a modifikovanou aparaturu pro izokinetický odběr uhelného prášku
z práškovodu.
2 Spalovací zařízení
Provozní měření teplotních polí bylo prováděno na kotli v Elektrárně Opatovice, kde bylo zapotřebí
určit vhodné teplotní okno pro instalaci vstřikovacích trysek zkušební technologie sekundární
denitrifikační metody SNCR. V elektrárně Opatovice je umístěno a provozováno 6 granulačních
parních kotlů. Kotle s přirozenou cirkulací a Krämerovým ohništěm byly původně určené pro
spalování méněhodnotného severočeského a sokolovského uhlí a byly navrženy a vyrobeny ve VŽKG
a uváděny do provozu v 50. a 60. letech minulého století. V průběhu let se měnily parametry
spalovaného paliva, rovněž tak i kotle prošly řadou úprav. Ve spolupráci s provozovatelem zařízení byl
vybrán kotel K4, schéma kotle je uvedeno na Obr. 1.
Obr. 1 Kotel K4 v Elektrárně Opatovice
Parametry spalovacího zařízení
Základní parametry kotle K4 v Elektrárně Opatovice jsou uvedeny v Tab. 1. a paliva kotle K4 v
Elektrárně Opatovice je uvedeno v následující tabulce Tab. 2.
Parametry
jednotky
před úpravou
jmenovitý výkon
MWt
163
parní výkon
MWt
230
jmenovitá teplota přehř. páry
°C
530
jmenovitý tlak
Mpa
9,51
teplota nap. vody
°C
215
jmen. teplota spal. Vzduchu
°C
410
konstrukční přetlak
MPa
11,77
zkušební přetlak
MPa
15,3
Tab. 1 Základní parametry kotle K4
Projektované
výhřevnost 10 450 kJ·kg-1
Voda
34%
Popel
25%
současné 1
14 500 kJ/kg
27%
28%
29
po úpravě
178
250
530
9,51
208
410
11,77
15,3
současné 2
16 900 kJ/kg
28,50%
17,50%
Energetika a životní prostředí 2011
Síra
1%
1,10%
Tab. 2 Paliva kotle K4
1,20%
3 Metodika měření teplotních polí na vytipovaném energetickém zařízení
Teploty spalin byly měřeny pro 3 výkonové režimy kotle chlazenými sondami operační délky 3-6m,
podle možnosti manipulace v okolí měřícího místa. Chlazené sondy byly chlazeny vodou z požárních
rozvodů kotelny. Teploty spalin byly měřeny stíněným termočlánkem (tzv. prosávací pyrometr) i
nestíněným termočlánkem, protože při měření teplot ve spalovací komoře nestíněným termočlánkem
dochází k výraznému zkreslení naměřené teploty spalin (rozdíly mohou dosahovat až 200°C).
Faktorů, které zkreslují naměřenou hodnotu teploty je více, nejvýrazněji však zde působí faktor
radiace.
Obr. 2 Schéma vodou chlazené měřicí sondy
1-Vzdálenost asi 20mm, 2-Termočlánek v kovovém obalu, 3-Diagnostický otvor, 4-Kulový ventil,
5-Vstupní trubka, 6-Ucpávka, 7-Chlazená sonda, 8-Výstup chladící vody, 9-Vstup chladící vody
Konstrukce prosávacího pyrometru se nějak výrazně neliší od klasických chlazených sond, rozdíl je
pouze v tom, že teplý konec termočlánku je stíněn keramickou hlavicí. Keramická hlavice je složena
ze dvou soustředných trubek ze slinutého korundu, který je odolný vysokým teplotám. Mezeru mezi
oběma trubkami vyplňuje hmota z žáruvzdorného cementu s několika mezerami pro proudění plynu.
Plyn je nasávaný přes keramickou hlavici a střed sondy vývěvou, která v úzkém kanálu v okolí
termočlánku vytváří proudění o rychlosti v řádu desítek metrů, čímž dochází ke zvýšení přestupu tepla
konvekcí jak mezi plynem a termočlánkem, tak i mezi plynem a hlavicí. Hlavice je radiací ochlazována
na vnějším povrchu, a protože se jí vevnitř termočlánek bezprostředně dotýká, hlavice je stíněna
dvojitě a plyn je prosáván i zmíněnými otvory mezi trubkami. Tento způsob patří mezi nejspolehlivější
a nejpřesnější způsoby měření teplot spalin ve spalovací komoře. [10]
Obr. 3 Keramické hlavice
Obr. 4 Prosávací pyrometr [10]
30
Energetika a životní prostředí 2011
1-Vstup nasávaných horkých plynů, 2-Keramická stínicí hlavice, 3-Ucpávka z žáruvzdorného
materiálu, 4-Chlazená sonda, 5-Vývěva, 6-Zobrazení měřené teploty, 7-Termočlánek
4 Průběh měření teplot na kotli
Rozsáhlé měření teplotních polí na kotli K4 v Elektrárně Opatovice probíhalo ve dnech 8.5. – 10.5.
2009, kdy došlo k proměření teplot na čtyřech úrovních po výšce spalovací komory kotle při třech
různých výkonových režimech kotle, viz. Tab. 3 . Každý den se také odebral reprezentativní vzorek
paliva a provedl se jeho provozní rozbor, viz. Tab. 4.
Dne
Od
do
Výkon kotle [t/h]
Zkouška č. 1
8.5.2009
10:00
15:00
238,6
Zkouška č. 2
9.5.2009
9:00
13:00
159
Zkouška č. 3
10.5.2009 8:00
12:00
198,6
Tab. 3 Přehled provedených zkoušek
Wtr
Ar
Qir
Sr
Dne
[%]
[%]
[kJ/kg]
[%]
8.5.2009
26,63
17,1
14 467
0,91
9.5.2009
26,63
17,1
14 467
0,91
10.5.2009 26,16
20,3
14 398
1
Tab. 4 Rozbory odebraných vzorků paliva
Během rozsáhlého provozního měření teplotních polí na kotli se po celou dobu zkoušky kontinuálně
zaznamenávali i další parametry kotle, jako např. výkon kotle, teploty a tlaky přehřáté páry v různých
místech, množství páry, tlak v bubnu atd..
Úroveň +20,7m
Na úrovni +20,7m se měřily teploty spalin ve třech bodech označených písmeny B,C,D. V každé
měřící přímce se proměřilo 6 bodů, první bod byl od čela spalovací komory ve vzdálenosti 500mm a
jednotlivé body od sebe byly taktéž vzdáleny 500mm. Schéma měřícího místa je znázorněn na Obr. 5.
Úroveň +23,7m
Na této úrovni spalovací komory kotle se teploty proměřovaly ve dvou bodech F a G. Měřící přímky
byly tvořeny opět 6mi body, jednotlivé body byly od sebe vzdáleny 500mm. Dále se chlazená sonda
natáčela a bod 6 byl proměřen i pod sklonem úhlu 20° k čelu a 10° od čela. Schéma měřícího místa je
znázorněno na Obr. 6.
Obr. 5 a 6 Schéma měřícího místa +20,7m a +23,7m
Úroveň +24,7m
Na této úrovni spalovací komory kotle se teploty proměřovaly ve dvou bodech I a L. Měřící přímky byly
tvořeny opět 6mi body, jednotlivé body byly od sebe vzdáleny 500mm.. Dále se chlazená sonda
natáčela a bod 6 byl proměřen i pod sklonem úhlu 20° k čelu a 20° od čela. Schéma měřícího místa je
znázorněno na Obr. 7.
31
Energetika a životní prostředí 2011
Úroveň +26,0m
Na úrovni +26,0m se měřily teploty spalin ve třech bodech označených písmeny N, O, P, přímka
označená písmenem O byla pod mírným sklonem. V každé měřící přímce se proměřilo 6 bodů, první
bod byl od čela spalovací komory ve vzdálenosti 500mm a jednotlivé body od sebe byly taktéž
vzdáleny 500mm. Schéma měřícího místa je znázorněn na Obr. 8.
Obr. 7 a 8 Schéma měřícího místa +24,7m a +26,0m
Měření teplot při maximálním výkonu
Zkouška č. 1 probíhala při maximálním výkonu, tzn. při výkonu kotle 238,6 t/h. Teploty se proměřily na
všech čtyřech úrovních stíněným i nestíněným termočlánkem v několika měřících místech, kdy každá
měřící přímka se skládala ze 6-ti měřících bodů. V některých případech se měřila teplota spalin
s nakloněnou sondou pod určitým úhlem, v těchto případech se neproměřovala celá přímka se 6-ti
měřícími body, ale proměřil se pouze jeden a to nejvzdálenější bod od stěny spalovací komory.
Tabulky s výslednými průměrnými teplotami naměřenými v jednotlivých měřících místech jsou
uvedeny v následujících tabulkách.
Od
12:59
12:43
12:38
14:49
13:12
13:52
Do
13:02
12:41
D
stín.
[°C]
435
1035
14:53
13:17
Min
Max
1148
1227
12:46
C
stín.
[°C]
1176
1202
průměr
1181
1187
nest.
Od
14:42
Do
14:47
dif.
18
I
nest.
Min
Max
856
1080
průměr
997
stín.
[°C]
nest.
dif.
dif.
1031
1083
1060
1063
1153
nest.
682
1020
1099
13:54
G
stín.
[°C]
1098
1189
dif.
81
11:05
10:14
10:58
10:06 10:52
13:35 14:28
L
10:26
11:09
N
10:19
11:03
O
10:10 10:56
P
nest.
stín.
[°C]
644
1094
dif.
1012
75
dif.
941
15
971
nest.
nest.
10:22
stín.
[°C]
770
829
1002 1047
dif.
13:31 14:25
nest.
F
stín.
[°C]
stín.
[°C]
396
692
dif.
555
20
nest.
stín.
[°C]
359
659
dif.
493
20
Tab. 5 a 6 Průměrné teploty naměřené při maximálním výkonu kotle
Měření teplot při minimálním výkonu
Zkouška č. 2 probíhala při maximálním výkonu, tzn. při výkonu kotle 159 t/h. Teploty se proměřily na
všech čtyřech úrovních stíněným i nestíněným termočlánkem v několika měřících místech, kdy každá
měřící přímka se skládala ze 6-ti měřících bodů. V některých případech se měřila teplota spalin
s nakloněnou sondou pod určitým úhlem, v těchto případech se neproměřovala celá přímka se 6-ti
32
Energetika a životní prostředí 2011
měřícími body, ale proměřil se pouze jeden a to nejvzdálenější bod od stěny spalovací komory.
Tabulky s výslednými průměrnými teplotami naměřenými v jednotlivých měřících místech jsou
uvedeny v následujících tabulkách.
Od
9:44
9:33
10:01
10:51
Do
9:55
9:38
10:07
10:55
G
nest.
dif. 13:05
12:56
13:11
O
st.
dif.
13:00
C
nest.
F
Min
904
904
849
st.
[°C]
895
Max
průměr
1135
1043
1034
975
1070
978
1080
1023
10:09 10:43
12:39
st.
[°C]
dif.
Od
9:40
Do
9:45
I
nest.
st.
[°C]
669
883
771
Min
Max
průměr
nest.
st.
[°C]
dif.
49
12:48
10:15 10:47
12:46
L
N
nest.
st.
dif. nest.
st.
[°C]
587
657
513
923
933
771
786
812
20
611
dif.
12:55
dif. nest.
518
745
604
546
786
635
nest.
P
st.
dif.
351
592
492
46
Tab. 7 a 8 Průměrné teploty naměřené při maximálním výkonu kotle
Měření teplot při středním výkonu
Zkouška č. 3 probíhala při maximálním výkonu, tzn. při výkonu kotle 198,6 t/h. Teploty se proměřily na
všech čtyřech úrovních stíněným i nestíněným termočlánkem v několika měřících místech, kdy každá
měřící přímka se skládala ze 6-ti měřících bodů. V některých případech se měřila teplota spalin
s nakloněnou sondou pod určitým úhlem, v těchto případech se neproměřovala celá přímka se 6-ti
měřícími body, ale proměřil se pouze jeden a to nejvzdálenější bod od stěny spalovací komory.
Tabulky s výslednými průměrnými teplotami naměřenými v jednotlivých měřících místech jsou
uvedeny v následujících tabulkách.
Od
Do
10:05
10:10
11:33
11:37
nest.
11:43
11:46
F
st.
C
nest.
st.
dif.
Min
max
1085
1157
978
1058
[°C] 985
1127
průměr
1128
1022
1067
[°C]
od
do
11:25
11:30
Min
788
11:50
11:53
I
st.
[°C]
786
max
průměr
1032
954
1022
921
nest.
9:09
9:15
9:57
10:02
dif.
54
dif.
nest.
727
9:21
9:27
L
st.
[°C]
605
23
1015
933
1049
890
nest.
9:48
9:50
G
st.
991
1089
[°C] 1024
1134
1050
1088
dif.
36
8:54
9:01
8:47
8:52
N
st.
[°C] dif.
nest.
dif.
nest.
516
783
20
580
552
1018
937
8:25
8:30
O
st.
[°C] 8:42
8:45
dif.
nest.
768
403
1062
960
55
579
520
P
st.
[°C] dif.
Tab. 9 a 10 Průměrné teploty naměřené při maximálním výkonu kotle
Na základě výsledků těchto měření teplotních polí se určovalo nejvhodnější umístění prostupů do stěn
spalovací komory pro instalaci vstřikovacích trysek zkušební technologie SNCR.
Literatura:
[1] ČECH B., KADLEC Z.: Měření teplot v energetice, Ostrava 2008
[2] STÁŇA M., MATOUŠEK J., ČECH B.: Měření teplot ve spalovací komoře K4 v IPO, Ostrava 2009
33
Energetika a životní prostředí 2011
BIOMASSE DRYING INTEGRATED WITH GASIFICATION PLANT
OF 1.5 MW POWER OUTPUT
Tomasz Iluk1,2, Aleksander Sobolewski1, Janusz Kotowicz2, Łukasz Bartela2
1) Institute for Chemical Processing of Coal in Zabrze
2) Institute of Power Engineering and Turbomachinery Silesian University of Technology in Gliwice
Abstract
In the paper the results of thermodynamic analysis for the installation, in which piston engine
cooperating with gasification generator was integrated with biomass drying system are shown. The
purpose of biomass drying is its adaptation to the requirements of gasification process. The use of
drying installation can be considered as an alternative to long-term storage. To produce a medium for
biomass drying, i.e. high temperature flue gases, the use of part of process gas stream produced in
gasification generator is proposed. In the paper the results for proposed energy effectiveness
indicators are shown. For this purpose the overall power efficiency and heat efficiency were defined.
For determining of the process gas stream required for drying process, the model of dryer was made.
The model was based on balance equations. The assumptions for calculations were based on
experimental studies realized on the installation operating in the Institute for Chemical Processing of
Coal in Zabrze. In analysis a heat stream required for relevant drying of biomass brought to the
gasification generator for different raw biomass humidity levels was determined. The temperature of
drying medium at the inlet to dryer and at the outlet from dryer was also analyzed.
Keywords: thermodynamic analysis, biomass drying, fixed-bed gasifier
Introduction
From year 2000 in Institute for Chemical Processing of Coal in Zabrze (Poland) the works on
improving the process of biomass gasification in the new type of reactor were realized. This phase
ended successfully [1,2]. The assumptions currently being developed are connected with integration of
gasification generator with piston engine installation, which enables the production of electricity and
use of exhaust gas from the engine for drying the raw material used to produce briquettes in a
separate installation. Previous work concerned the development of efficient methods for purification of
raw processing gas, which is required for trouble-free engine operation [3].
During research on the gasification process a wide range of fuels, mainly wood biomass, was
tested. The results of research showed that a key physical indicator in the selection of biomass is the
humidity of biomass [1]. The maintenance of biomass in the field of proper humidity is essential due to
the stability process, as well as due to the composition of process gas, and therefore its lower heating
value. It can be assumed, that in the case of commercial installations the major challenge will be to
purchase the biomass which is characterized by adequate quality. The purchase of biomass with
higher humidity than recommended for gasification will require a long-term storage of biomass, so to
organize a large storage area. The alternative solution, that will allow for the preparation of suitable
biomass can be drying of biomass in dryer installation, which, however, is connected with some
auxiliary heat demand.
In this paper the results of analysis on the use of part of process gas stream, which is the main
product of gasification process, for flue gases generation, which can be used as drying medium for
raw biomass is presented. For this purpose the relevant model of dryer was made. In the analyses the
results of experimental studies were used. It should be noted that the dryer model does not include the
kinetics of drying process, but was built only on the basis of energy and mass balances. The analysis,
therefore, is illustrative and allows only on estimation of energy demand for drying of biomass for
achieving effect of drying
Conception of installation
In Fig. 1 the conception of installation of gasification generator integrated with piston engine and
biomass dryer installation is shown. The gasification unit consists of threezonal gasification generator
(GG), raw gas cooler (SG) and gas purification installation (IOG), which allows for purification of gas
from dust and tars, which may contribute to the rapid degradation of piston engine. The purified gas
stream is split into two streams, one of which goes to a piston engine, where gas is used to generate
the exhaust gases used to biomass drying. The exhaust gas flowing through the dryer dry the
biomass. Finally, the moisture-enriched flue gas goes into the chimney. The part of process gas
stream, which does not enter into combustion chamber flows into engine cylinders where, with
34
Energetika a životní prostředí 2011
participation of air, is burned. Due to high temperature the effective use of flue gases is possible. It is
expected that in a commercial solutions the flue gases can be used as a drying medium.
Fig. 1. Installation scheme, GG - gasification generator, SG - gas cooler, IOG - gas purification installation, ST
- piston engine, KS - combustion chamber, SB - biomass dryer
Analysis of the use of biomass dryer
& 14 , which would be used for the generation
The determining of the demand for the gas stream m
of flue gases, i.e. the drying medium for biomass dryer installation (SB), was the aim of analysis. The
reduction of gas stream flowing into engine results in decreasing of power output of engine and
decreasing of heat flux of exhaust gas from engine, which may be effectively used, for example, for
briquette production. Therefore, in the analysis the energy efficiency indicators, i.e. efficiency of
energy production were determined.
Assumptions for the calculations
For the analysis it was assumed, that whatever the process of drying, all streams and
parameters in the characteristic points of the installation used to prepare the process gas, i.e.
gasification installation and purification installation, are not altered (O1 balance sheet marked in Fig. 1,
and thus points 02, 11, 12, 13, 32, 34, 35). These quantities were determined based on results of
experiments realized in IChPW. For analysis, it was assumed, that in biomass gasification installation
and purification installation the production of gas is carried out to obtain the process gas with the
following composition: [H2]=0.065, [CH4]=0.021, [CO]=0.250, [CO2]=0.095, [N2]=0.559. Lower heating
& 13 = 1270 kg/h, and its temperature
value of gas is 5734 kJ/kg. Produced process gas stream is m
after purification is t13 = 50°C.
Gasified biomass is alder wood chips with following composition: C=0.4163, H=0.0493,
O=0.3822, N=0.0016, S=0.0003, H2O=0.1460, ash=0.0043, LHV=14200 kJ/kg. It should be noted, that
this characteristic concerns the biomass at the inlet to gasification generator (point 02 in Fig. 1). That
means that for the calculation it was assumed that the drying process is realized to obtain the humidity
of biomass equal to 14.6%. The composition of raw biomass for assumed humidity (50% for reference
case) was calculate based on composition of dried biomass. The temperature of raw biomass was
assumed at 15°C.
In the model the chemical energy flow of dry biomass which is entering into gasification
generator resulted from assumed generator efficiency, purification installation efficiency, flow and
lower heating value of process gas after purification process:
m& 02 ⋅ Wd _ 02 =
m& 13 ⋅ Wd _ 13
[kW]
η GG ⋅ η IOG
(1)
The generator efficiency and purification installation efficiency are defined by the following
equations:
m& 11 ⋅ Wd _ 11
m& 02 ⋅ Wd _ 02
m& ⋅ W
= 13 d_ 13
m& 12 ⋅ Wd _ 12
η GG =
[-]
(2)
η IOG
[-]
(3)
35
Energetika a životní prostředí 2011
For the purpose of analysis the generator efficiency equal to 63% and purification installation
efficiency equal to 95% were assumed.
It was also assumed, that the biomass is dried by flue gases generated in the combustion
chamber (KS), where apart from the process gas the air in required for obtaining the assumed outlet
flue gases temperature (t21) amount is supplied. For the initial calculations, it was assumed that the
temperature of flue gases at the outlet from combustion chamber is t21 = 500°C.
For biomass dryer the assumption of characteristics temperature is important. The model
requires to assume two temperatures, i.e. temperature of drying medium at dryer outlet ( t22 ) and
temperature of dry biomass ( t02 ). For the initial calculations
t22 = 80°C and t02 = 60°C were assumed.
The piston engine efficiency equal to 36.8% was assumed, which corresponds to the efficiency
of modern engines that are predisposed to combust low-quality fuels. It was assumed that the useful
heat, which is used for drying the raw material used to produce briquettes is heat of high-temperature
exhaust gas leaving the piston engine. The efficiency of useful heat production equal to the level
40.2% was assumed. The efficiency of electricity production and efficiency of useful heat production
for the engine were defined by the following equations:
η elST =
η qST =
⋅
N el
m& 15 ⋅ Wd 15
Q&
⋅
23
[-]
(4)
[-]
(5)
m& 15 ⋅ Wd 15
During the analysis the assumed values for defined engine efficiency remained unchanged.
However, in the case of a change of parameters of raw biomass supplied to the dryer installation the
electricity production efficiency and heat production efficiency defined for the whole installation were
changed. These quantities are defined by the following equations:
η el =
ηq =
⋅
N el
m& 01 ⋅ Wd 01
Q&
⋅
m& 01 ⋅ Wd 01
The heat flow
=
Q& 23 + Q& 35
⋅
[-]
(6)
[-]
(7)
m& 01 ⋅ Wd 01
Q& 23 is a flow of exhaust gases leaving the piston engine. The heat flow Q& 35 is a
flow of part of air, which is preheated in process gas cooler (this part of air which is not used in
gasification generator). Based on the results of experimental studies it was assumed, that the heat
flow
Q& 35 is 13% of process gas chemical energy flow ( m& 11 ⋅ Wd _ 11 ).
Calculations methodology
In the analysis the process gas flow, which has to be supplied to the combustion chamber KS
for generation of appropriate amount of exhaust gas, which is drying medium for raw biomass was
determined. For determining the process gas flow, the quantity α was defined, which is ratio of this
flow and whole gas flow produced in the installation:
In calculation of combustion chamber the main parameter is the temperature of outlet flue
gases. In the calculation code to obtain the assumed temperature of flue gases determination of
excess air coefficient is required. The temperature of flue gases leaving combustion chamber is the
important quantity first of all from the point of view of working conditions of biomass dryer. For the
maintenance of high level of the temperature the appropriate construction of dryer can be required,
which should guarantee a safe operation, first of all, from fire risk point of view.
α=
m& 14
m& 13
[-]
(8)
The dryer model is based on energy and mass flow balance equations. In computational code in
first step, based on the energy balance, the heat of vaporization is determined :
36
Energetika a životní prostředí 2011
(
)
T
T
Q& odp = m& 21 ⋅ h21 T21 − m& 21 + m& H 2 O_odp ⋅ h22 T22
(
o
)
+ m& 02 + m& H 2 O_odp ⋅ cw_01 ⋅ (T01 − To )
o
[kW]
(9)
− m& 02 ⋅ cw_02 ⋅ (T02 − To )
where:
m& -
-1
mass flow, kg·s-1,
T-
temperature, K,
h
- enthalpy, kJ·kg-1,
-1
cw - biomass specific
heat, kJ·kg ·K .
In the calculation code for determination of the amount of moisture vaporized from biomass as
a result of the drying the following relationship is used:
m& H 2 O_odp =
where:
r
Q& odp
[kg·s-1]
( r + c p ⋅ ΔT )
- vaporization enthalpy, kJ·kg-1,
(10)
c p - specific heat of steam, kJ·kg-1·K-1, ΔT - increase of
temperature of steam derived from biomass.
A similar methodology of calculation in the area of solid fuels drying was used in [4,5].
The process of drying of biomass contributes to the reduction of the moisture of biomass,
which influence a change of its lower heating value with the following relationship between lower
heating value and moisture content:
⎛ 1 − w02 ⎞ ⎛ w01 − w02 ⎞
⎟⎟ + ⎜⎜
⎟⎟ ⋅ r [kJ·kg-1]
(11)
LHV 02 = LHV 01 ⋅ ⎜⎜
⎝ 1 − w01 ⎠ ⎝ 1 − w01 ⎠
where: LHV - lower heating value, kJ·kg-1, w - moisture content, kg H2O·kg-1.
The biomass chemical energy flow at the outlet of dryer is higher than the biomass chemical
energy flow at the inlet of dryer. The following relationship is valid here:
m& 02 ⋅ Wd_02
r
w − w02
= 1+
⋅ 01
>1
m& 01 ⋅ Wd_01
Wd_01 1 − w02
[-]
(12)
Results of calculations
For reference assumptions the overall efficiency of the installation (the sum of efficiency of
electricity production and efficiency of useful heat production) equal to 0.4887 was obtained. For the
assumption, that the biomass characterized by required moisture content is entering into installation
(so the drying of biomass is not realized), the overall efficiency is 0.5427. Thus, the requirement of
drying of biomass using a dryer causes a decrease of overall efficiency by 5.4 percentage points.
In Fig. 2 the characteristics of a ratio of distribution of process gas flow ( α ) as a function of the
share of moisture flowing to dryer is shown. The characteristics were obtained for different levels of
temperature of flue gases at the inlet to dryer. For primary assumptions ( w01 = 0,5 and t 21 = 500°C)
the α ratio is 0.2495. The fuel flow, which is required for generation of drying medium is significantly
dependent on humidity of raw biomass. For primary assumptions the use of biomass with a humidity
of 60% forces to increase the α ratio to the level of 0.3928 (relative increase of the value by more
than 57%). The use of biomass with a humidity of 40% enables to decrease the α ratio to the level of
0.1539 (relative decrease of the value by more than 38%). The temperature of drying medium at the
inlet to dryer has significantly less impact than humidity of biomass. The significant increase of α ratio
was observed when the temperature is lowered from the primary level, i.e. 500°C to the level of 200°C
(from 0.2495 to 0.2975, i.e. relative increase of value more than 19%). Increasing the medium
temperature to 700°C resulted in a reduction of the ratio only to the level of 0.2446 (relative reduction
in the value by 2%).
In Fig. 3 and Fig. 4 in the same way as the results presented in Fig. 2 the values of efficiency of
electricity production and efficiency of useful heat production are shown. As we can see the increase
of raw biomass moisture, and therefore (according to Fig. 2) the accompanying increase of the
demand for process gas used for biomass drying , results in the significant decrease of both
efficiencies. As previously, the increase of temperature level of drying medium at the inlet to dryer
results in relatively small change of studied quantity (in this case the increase of efficiency). In turn,
the decrease of temperature to the level of 200°C results in the significant decrease of efficiencies.
Additionally, the impact of the temperature of drying medium at outlet of dryer was analyzed
(see Fig. 5). This quantity, like the temperature of the medium at the inlet to the dryer, results in size
37
Energetika a životní prostředí 2011
and technological solution of dryer, that in the work were not examined. As we can see, the desire to
obtain the greatest possible decrease of the drying medium temperature during flow through the dryer,
obviously results in a significant savings of the process gas, of which use in piston engine installation
allows for higher efficiency of electricity production for the whole installation.
Fig. 2. Process gas distribution ratio as a function
of raw biomass humidity for different temperatures
of drying medium supplied to the dryer
Fig. 4. Efficiency of useful heat production in
installation as a function of raw biomass humidity
for different temperatures of drying medium
supplied to the dryer
Fig. 3. Efficiency of electricity production in
installation as a function of raw biomass humidity
for different temperatures of drying medium
supplied to the dryer
Fig. 5. Process gas distribution ratio in installation
as a function of temperature of drying medium
leaving the dryer
Summary
The results of calculation show clear evidence of significant energy consumption of biomass
drying process, which in the proposed solution significantly results in a decrease of efficiency of
electricity and useful heat production. Drying of biomass in commercial solution, however, may be an
unavoidable process. This results from two reasons, i.e. very variable quality of biomass available at
the market, as well as the important role of biomass humidity in gasification process. Due to the
heterogeneity of biomass should be noted the important advantage of the proposed solution, i.e. the
work flexibility manifested in the ability to conduct the drying process in a large range of load of dryer.
The parameters of drying process, including the temperatures of drying medium at the inlet and outlet
of the dryer should be objects of technical-economic optimization. This results from great significance
of these quantities in the aspect of the size of the equipment, and therefore the size of investment, as
well as their significant impact on the energy efficiency of the whole system.
Acknowledgements
The results presented in this paper have been obtained during realisation of the project:
„Development of integrated technologies for production of fuels and energy from biomass, agricultural
waste and other materials”, which is a part of Strategic Scientific Research and Experimental
Development Programme of the National Centre for Research and Development (Poland) called
„Advanced Technologies for Energy Generation” (2010-2014).
38
Energetika a životní prostředí 2011
References
[1]
Sobolewski A, Ilmurzyńska J, Iluk T, Czaplicki A.: Biomass gasification in Monography by
Bocian P, Golec T, Rakowski J.chapter entitled: Modern technologies of acquiring and energy
utilization of biomass. Warsaw, 2010, 280-309, publication of the Institute of Energy.
[2]
Sobolewski A., Kotowicz J., Iluk T, Matuszek K.: Influence of biomass type on operating
parameters of the gas generator with fixed bed. Rynek Energii (Energy Market) Vol. 82 (2009)
No.3, 53-58- in Polish
[3]
Chmielniak T., Skorek J., Kalina J., Lepszy S.: Integrated power systems with biomass
gasification. Gliwice, 2008. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej
[4]
Bartela Ł., Kotowicz J.: Analiza wykorzystania azotu jako medium suszącego węgiel spalany w
kotle oxy. Rynek Energii, Nr 2(93), 2011, 49-55
[5]
Łukowicz H., Chmielniak T., Kochaniewicz A., Mroncz M.: An analysis of the use of
waste heat from exhaust gases of a brown coal-fired power plant for drying coal. Rynek
Energii, Nr 1(92), 2011, 157-163
39
Energetika a životní prostředí 2011
OPTIMALIZACE PRÁŠKOVÉHO KOTLE G230 ELEKTRÁRNY MĚLNÍK I
Ing. Jiří Klimeš, Ing. Pavel Jakoubek, Ing. Karel Křehlík
I & C Energo a.s., Pražská 684/49, 674 01 Třebíč
Abstrakt
Z pohledu matematiky je úloha optimalizace definována jako snaha o nalezení takových hodnot
proměnných, pro které daná cílová či účelová funkce nabývá minimální nebo maximální hodnoty [1].
Optimalizace v informatice je takový proces modifikace výpočetního systému, který vede k jeho vyšší
efektivitě nebo ke snížení nároků celého výpočetního systému [1]. Pro oblast optimalizace spalování
se pod tímto pojmem rozumí většinou nalezení takových provozních stavů, při kterých je provoz
daného kotle nejekonomičtější, tedy vyrobit co nejvíce energie za co nejméně. Jednoduše řečeno,
podstatně složitěji provedeno. Do nákladů vstupují i veličiny, které nejsou měřené kontinuálně popř.
nejsou měřeny vůbec a náklady na následné opravy poškozené technologie z důvodu nevhodného
provozování většinou znáte až ve chvíli, kdy se problém objeví. Z tohoto pohledu se zdá být tento
problém takřka neřešitelný. V rámci projektů s účastí MPO jsme měli možnost se s problematikou
optimalizace spalování detailně seznámit a teoretické úvahy a myšlenky ověřit v praxi.
Úvod
Řešení tohoto komplexního problému jsme se snažili rozdělit do několika navzájem propojených
problémů s cílem popsat a pochopit chování daného kotle a navrhnout řešení směřující k dosažení
optimálního stavu. Definice optimalizačního kritéria nemusí být pro všechny kotle stejná, v některých
případech může být preferována účinnost, v jiných emise či omezení struskování. Obecně však
můžeme říci, že optimálním stavem je provoz kotle zajišťující maximální výrobu energie za dané
období s minimálními náklady při splnění platných emisních limitů. Optimální stav je tedy nutné
hodnotit také z dlouhodobého hlediska, neboť se do něj započítávají i ztráty způsobené
neplánovanými odstávkami např. z důvodu zastruskování určitých částí kotle, při kterých provozovatel
přichází o nemalé finanční prostředky. V případě kotle G230 jsme se rozhodli jít cestou snížení emisí
NOX. Naše úvahy směřovaly k jednoduché myšlence, že snížení koncentrací NOX dosáhneme
snížením přebytků vzduchu, což sníží komínovou ztrátu a tím zvýšíme účinnost. Mírné zvýšení CO
jsme připouštěli, ztráta chemickým nedopalem není významná. Neznámou byl mechanický nedopal ve
strusce a popílku a vliv snížení přebytku vzduchu na struskování
Vzhledem k omezenému času projektu a skutečnosti, že naše společnost neměla do této doby
praktické zkušenosti s řízením kotlů jsme byli nuceni paralelně začít řešit cesty, o kterých jsme se
domnívali, že povedou k cíli. Jednalo se především o:
- detailní prostudování konstrukce kotle a souvisejících technologií a pochopení jejich
funkce
- pochopení funkce stávajícího řízení
- vytvoření validačního modelu a kontrola měřicích okruhů
- vytvoření matematického modelu
- změření teplotního a koncentračního pole ve spalovací komoře
- provedení série testů pro ověření chování kotle
- návrh algoritmu umožňujícího tzv. multiemisní řízení a jeho odzkoušení v reálném
provozu
- vyhodnocení dosažené účinnosti, snížení emisí a zhodnocení struskování
Zmapování aktuálního stavu
Na základě dokumentace o typu a konstrukci kotle, konstrukci hořáků, o způsobu řízení a principu
funkce celé technologie, instalovaných stávajících měřeních vznikl popis daného systému, který
následně sloužil ve všech dalších navazujících krocích. Jedná se o velmi důležitý krok, bez kterého je
možné vyvozovat mnohdy nesprávné závěry. Důležité je přesné pochopení funkce a zákonitostí
chování jednotlivých částí kotle jako jsou mlýnské okruhy, fungování stávajícího systému řízení a
umístění a princip funkce jednotlivých měřicích okruhů, především koncentrací emisí, průtoků vzduchů
a množství paliva. Provozní měření jsou mnohdy provedena zjednodušeným způsobem pro potřeby
řízení, kdy je objemový průtok vydáván za hmotnostní, množství paliva, pokud je měřeno, je
odvozováno z otáček podavačů a výšky vrstvy, což dá jakousi informaci o jeho změně, absolutní čísla
však mnohdy neodpovídají dodávanému vzduchu a parnímu výkonu. Jak se tedy zorientovat co je
40
Energetika a životní prostředí 2011
správné, čemu je možné věřit, jaká měření jsou věrohodná a o která se raději neopírat? K tomuto
účelu nám částečně posloužila metoda validace dat.
Validace dat
V praxi jsme použili dvě metody pro zjištění, jak jsou daná měření spolehlivá a nakolik odpovídají
reálnému systému. Obě metody vycházejí ze skutečnosti, že daná měření neexistují odděleně, ale
jsou svázána fyzikálními a chemickými zákonitostmi. První je založená na metodě vyrovnání dat (Data
Reconciliation), druhá prověřuje vybraná měření z pohledu jejich reakce na určité akční zásahy na
kotli. Metoda vyrovnání dat využívá matematický model založen na fyzikálních zákonech zachování
hmoty, energie a látky. Metoda slouží ke zvýšení kvality měření – detekce a identifikace tzv. hrubých
chyb měření a zvýšení přesnosti měření. Pro další použití výsledků vyrovnání je důležité, aby byly
odstraněny všechny hrubé chyby měření. Přítomnost hrubé chyby může negativně ovlivnit hodnoty
správných měření. Je rovněž vhodné provést individuální testy důležitých měření, zda správně reagují
na příslušnou změnu vybraného parametru. Příkladem může být např. měření O2 za ekonomizérem,
které díky provedení odběrů pro analýzu spalin nemusí v určitém režimu díky nerovnoměrnému
proudění v kotli korespondovat s přesnějším emisním monitoringem za spalinovým ventilátorem.
Následné postavení regulace na nepřesném popř. nefunkčním měření může mít velmi neblahé
důsledky pro provoz kotle. Výhodou validace dat je také dopočet neměřených veličin (vytvoření tzv.
virtuálních čidel), což přispívá k detailnějšímu popisu tohoto složitého systému.
Hlavním výsledkem předchozích kroků bylo rozhodnutí, na základě čeho bude možné kotel řídit a
posuzovat jeho okamžitý stav.
Matematicko-fyzikální modelování
Abychom získali představu o chování kotle, rozložení teplotních a koncentračních polí, proudění v kotli
při různých výkonových hladinách a nastaveních vzduchových klapek, bylo nutné provést na kotli řadu
experimentů, při kterých byla potřeba sledované parametry pokud možno kontinuálně měřit. Když
pomineme technické provedení takovýchto testů z pohledu měřicích aparatur, což je samostatnou
kapitolou, bylo problémem i nastavení požadovaných stavů na vlastním kotli a koordinace s běžným
provozem kotle. Naráželi jsme na problémy se stávajícími regulacemi, které mnohdy znemožňovali
provést test tak, jak by bylo pro ocenění daného vlivu potřeba. Náročnost provedení takovýchto testů a
jejich kvalitního vyhodnocení je značná a je vhodné mít nástroj, pomocí kterého se tyto testy omezí jen
na ty nezbytně nutné. Tím nástrojem je matematický model kotle, který je schopen jednotlivé stavy
kotle modelovat a dát představu o důsledcích daného akčního zásahu.
Paralelně jsme se snažili zvládnout komerční software Fluent pro 3-D modelování proudění včetně
modelování procesu spalování práškového uhlí. Kromě problému zvládnutí tohoto mocného nástroje
nás velmi trápila otázka, nakolik jsou výsledky shodné s realitou resp., nakolik jim můžeme věřit.
Na základě konzultací s provozovatelem jsme vytipovali stavy, které je možné na kotli reálně nastavit
pro následné porovnání s modelem. Celkem jsme počítali více jak deset rozdílných úloh, na základě
kterých byla vyhodnocována teplotní pole, koncentrační pole O2, CO a NOX, proudění v kotli a byla
analyzována místa vzniku NOX. Výsledky modelování byly velmi zajímavé a rozvířily debatu o
správnosti výpočtů.
Abychom si výsledky modelu ověřili, provedli jsme několik měření a testů. Pomocí speciální měřicí
aparatury (viz dále) jsme provedli u vybraných dvou úloh proměření bodových teplot a koncentrací O2,
CO a NOX ve vzdálenosti do jednoho metru od stěny kotle. Zároveň byly hodnoceny i koncentrace
z provozních měření a emisního monitoringu. Následně byly naměřené hodnoty porovnány. Na
obrázku č.1 je řez modelovaného teplotního pole na kótě +14m doplněný měřenými hodnotami.
Písmenem M jsou označeny měřené hodnoty, písmenem F hodnoty z programu Fluent. První číslo
v pořadí je hodnota ve vzdálenosti 0,5 m od stěny, za pomlčkou je hodnota v jednom metru.
41
Energetika a životní prostředí 2011
Obrázek č. 1: Porovnání měřených a modelovaných hodnot teplotního pole
Jak je z obrázku vidět, modelovaný teplotní profil se od reálného liší především vychýlením teplotního
pole, absolutní hodnoty jsou přibližně odpovídající. Obdobné výsledky byly získány také při srovnání
koncentračních polí kyslíku a CO.
Hlavní závěry z validace modelu byly následující:
•
model v programu Fluent počítá přesně definovaný stav daný okrajovými podmínkami, který
může být od skutečnosti velmi vzdálen, na druhou stranu ukazuje možný ideální stav
•
změřené teploty a koncentrace korespondují s modelovanými hodnotami, jejich rozložení
může být díky nepřesnému nastavení daného stavu na kotli jiné
•
model předpověděl významný nárůst koncentrací NOX u dohořívacích vzduchů v případě
nesymetrického provozního režimu, což se při testech potvrdilo
•
vypočtené koncentrace NOX se pohybují od 220 mg/Nm3 (v optimálním symetrickém stavu) do
400 mg/Nm3 (v nesymetrických režimech), reálné na kotlích jsou v symetrickém stavu od 250
mg/Nm3 do 420 mg/Nm3 – vysoké hodnoty jsou důsledkem nevhodného řízení
•
model je schopen ohodnotit dopady na emise NOX i u velmi malých změn v přívodech
vzduchů – změny koncentrací NOX o cca ± 10 mg/Nm3, které se při testech potvrdily
•
model dává představu o změnách v proudění v kotli při různých nastaveních okrajových
podmínek
•
model umožňuje rozhodnout o optimálním umístění trysek technologie SNCR
Celkově hodnotíme modelování a analýzu pomocí programu Fluent jako velmi přínosnou především
v první fázi optimalizace, při které je možné v krátké době ohodnotit dosažitelné stavy kotle, jejich vliv
na rozložení teplot a emise. V této etapě nebylo primárním cílem dosáhnout přesné shody reality
s modelem, ale vytvořit základní představu, která nám následně pomůže v řešení dané problematiky.
Změření teplotního a koncentračního pole ve spalovací komoře
Abychom měli možnost alespoň do určité míry ohodnotit shodu modelů s realitou, byla vytvořena a
otestována relativně jednoduchá měřicí aparatura pro krátkodobé (několikahodinové) měření teplot a
koncentrací O2, CO a NOX. Aparatura umožňuje měření teplot v práškovém kotli spolehlivě do
1300°C, krátkodobě až do 1400°C, totéž platí i pro uvedené koncentrace. Teplota je omezena
použitým materiálem ochranné (odběrové) trubky. Aparatura umožňuje měření ve vzdálenosti 1,5 m
od vnější stěny kotle (měřicí příruby), tedy cca 1 m od vnitřní stěny kotle. Vlastní teplota byla měřena
termočlánkem typu B, koncentrace emisí byly měřeny analyzátorem Testo. Při vývoji aparatury byly
zkoumány především faktory ovlivňující přesnost měření teploty, jako je vliv sálavé složky plamene a
zanášení konce teploměru struskou a dále ochlazování a čištění spalin pro jejich následnou analýzu.
42
Energetika a životní prostředí 2011
Obrázek č. 2: Snímač měřicí aparatury pro
měření teploty při vytahování z kotle
Obrázek č. 3: Nástavba odběrové trubky
pro chlazení a filtraci spalin pro následnou
analýzu
I když je měření absolutních hodnot teploty a koncentrací velmi důležité, jako důležitější se pro naše
potřeby jevilo měření poměrové v určených rovinách kotle. Vypovídá to o kvalitě nastavení parametrů
spalování. Velké teplotní a koncentrační nesymetrie s sebou přinášejí problémy s kvalitou spalování –
část kotle může být kyslíkem přesycena, jiná část může vlivem nedostatku kyslíku produkovat vysoké
hodnoty CO popř. struskovat. Tato aparatura nám umožnila tyto nesymetrie změřit a udělat si názor
na skutečný stav kotle, který se, jak již bylo uvedeno, od modelovaného může značně lišit.
Kromě této popisované kontaktní aparatury máme ve fázi testování metodu pro měření teplotních a
koncentračních polí založené na základě analýzy vyzařovaného světla a aparaturu pro měření
koncentrace, rychlosti a velikosti částic ve spalovací komoře a v práškovodech. Na těchto metodách
spolupracujeme s ČVUT v Praze.
Řídicí algoritmy
Vše, co bylo uvedeno výše, by bylo nedostatečné, pokud bychom neuměli získané poznatky zpracovat
do algoritmů zajišťujících automatické řízení. Současný algoritmus řízení testovaného kotle není
schopen provádět individuální řízení každého z hořáků tak, aby byl zajištěn optimální poměr
spalování. Na kotli není z principu funkce a z důvodu opotřebení tlukadlového mlýna zajištěn
konstantní poměr paliva a nosného primárního vzduchu, nehledě na měnící se výhřevnost paliva.
Ostatní vzduchy se snaží tuto skutečnost korigovat na základě informace z měření kyslíku za EKO.
Toto se ovšem děje bez ohledu na skutečné množství hořlaviny dodávané do každého z hořáků
možné rozvážení vzduchů je pouze na základě stranového rozvážení koncentrací kyslíku. Dále chybí
informace o skutečných průtocích jednotlivých vzduchů, stejné nastavení klapek ještě nezaručuje
stejné množství proudícího vzduchu. Dále např. vliv klapek dohořívacího vzduchu na koncentrace
NOX je závislý na nastavení poměrů spalování přímo v hořácích.
Byl navržen a otestován řídicí algoritmus umožňující na základě stávajících měření na kotli realizovat
individuální řízení každého z hořáků tak, aby bylo možné v celém výkonovém pásmu a v celé škále
používaných paliv zajistit co možná nejpodobnější poměry ve všech hořácích. Další podmínkou byla
také možnost nastavení kritéria optima. Jeho funkce je nyní předmětem patentového řízení.
První výsledky ukázaly, že navržená koncepce takovéhoto řízení byla správná. Podmínkou správné
funkce je co možná nejpřesnější znalost chování a stavu kotle, ke které je možné se dopracovat za
pomoci výše uvedených metod. Během prvních testů jedné výkonové úrovni bylo dosaženo
významného snížení emisí NOX bez zásadního nárůstu emisí CO. Hodnocení bylo prováděno na
základě hodnot emisního monitoringu za kouřovým ventilátorem, u kterého byla prokázána dobrá
citlivost na prováděné akční zásahy. Přesto bylo po proměření teplotních a koncentračních polí
zřejmé, že se nesymetrie zjištěné při prvním měření nepodařilo zcela eliminovat a nabyli jsme dojmu,
že na kotli je něco v nepořádku, něco, co jsme nebyli schopni pouhým řízením změnit. Rozhodli jsme
se tedy detailní kontrolu funkce akčních orgánů a průchodnosti jednotlivých vzduchových kanálů. Ve
spolupráci s pracovníky elektrárny jsme do vzduchového kanálu umístili zdroj kouře a pomocí kamery
jsme snímali, zda kouř vychází ze správného otvoru. Při této kontrole bylo identifikováno spadené
táhlo od klapky jednoho sekundárního vzduchu, klapka byla trvale v poloze otevřeno a obrácený
smysl chodu klapky terciárního vzduchu. Táhlo zřejmě odpadlo z důvodu nedokonalého dotažení
čepu, spoj je pod izolací a není ho možné jednoduše zkontrolovat, k změně smyslu chodu došlo při
výměně servopohonu, kdy kontrola funkce byla provedena pravděpodobně podle pohonu druhé
43
Energetika a životní prostředí 2011
klapky na pravé straně a nikoli podle skutečné polohy klapky, čímž došlo k obrácení smyslu. obrázku
4 je zachycen snímek kouřového signálu při testu klapek dohořívacího vzduchu.
Obrázek č. 4: Snímek ze zkoušky klapek dohořívacího vzduchu
Nalezení těchto závad otevřelo další prostor pro další vylepšování řízení. Bylo provedeno opětovné
proměření teplotních a koncentračních polí s očekávaným výsledkem. Nesymetrie zmizely, měření
prokázala rozložení teplot, které jsme znali z modelu, taktéž nesymetrie kyslíku ve spalovací komoře
zmizela.
Pro ověření správné funkce a zhodnocení přínosů nového algoritmu byly provedeny různé testy.
Nejprve byly provedeny zkoušky algoritmu při stálém výkonu, tj. mezi 190 a 200 t/h.
Průběh emisí NOX, CO a O2 během normálního provozu (do bodu 1), zkoušek automatického řízení
(mezi body 1 a 2) je patrný z obrázků č. 5 a 6. Následně (od bodu 2) bylo ručním řízením dosaženo
ještě dalšího zlepšení, které významně snížilo koncentrace CO. Tmavě zelenou je znázorněn průběh
koncentrace NOX, hnědou barvou koncentrace CO, světle zelenou jsou znázorněny modelované
hodnoty NOX a CO, fialovou barvou jsou znázorněny modelované hodnoty v cílovém optimálním stavu
(tedy simulované), modrou barvou je znázorněna koncentrace O2 za kouřovým ventilátorem.
Z obrázků je vidět, že po zapojení řídicího systému došlo postupně ke snížení emisí NOX pouhým
řízením o cca 80 mg/Nm3, přičemž průměrná koncentrace CO nepřekračovala povolený emisní limit.
Následně při drobné korekci byla koncentrace CO dále snížena na hodnotu cca 150 mg/Nm3, bez
nárůstu koncentrace NOX.
koncentrace NOx za KV - měřená [mg/m3]
koncentrace NOx za KV - modelovaná [mg/m3]
koncentrace NOx za KV - simulovaná [mg/m3]
koncentrace O2 za KV [%]
400
2
1
16
15
380
14
360
12
340
11
320
μ, %
μ, mg/m
3
13
10
9
300
8
280
A
260
24.11.2010
8:00
24.11.2010
9:00
24.11.2010
10:00
24.11.2010
11:00
t
24.11.2010
12:00
24.11.2010
13:00
24.11.2010
14:00
7
24.11.2010
15:00
6
24.11.2010
16:00
Obrázek č. 5: Průběhy emisí NOX a O2 ve spalinách během testu řídicího systému
44
Energetika a životní prostředí 2011
koncentrace CO za KV - měřená [mg/m3]
koncentrace CO za KV - modelovaná [mg/m3]
koncentrace CO za KV - simulovaná [mg/m3]
koncentrace CO za KV - 1/2h průměry [mg/m3]
koncentrace O2 za KV [%]
500
10
2
1
9
400
8
350
7
300
6
250
5
200
4
150
3
100
2
A
50
0
24.11.2010
8:00
24.11.2010
9:00
24.11.2010
10:00
24.11.2010
11:00
24.11.2010
12:00
t
24.11.2010
13:00
μ, %
μ, mg/m
3
450
1
24.11.2010
14:00
24.11.2010
15:00
0
24.11.2010
16:00
Obrázek č. 6: Průběhy emisí CO a O2 ve spalinách během testu řídicího systému
Dále byly provedeny zkoušky pro proměnný výkon, když bylo nejprve nalezeno optimum pro výkon
200 t/h a následně byl výkon snižován až na 170 t/h.
Z průběhů koncentrací NOX a CO za kouřovým ventilátorem (obrázek 7, obrázek 8) z období hledání
optimálních stavů je zřejmé, že pro vyšší výkonová pásma (nad 190 t/h) bylo dosaženo optimálního
stavu s průměrnými koncentracemi NOX za kouřovým ventilátorem mezi 270 a 290 mg/m3 při
zachování průměrných hodnot koncentrací CO za kouřovým ventilátorem pod 100 mg/m3 a
maximálních koncentrací CO za kouřovým ventilátorem pod 200 mg/m3. Při výkonech pod 190 t/h bylo
při podobných hodnotách koncentrace CO za kouřovým ventilátorem dosaženo optima koncentrace
NOX za kouřovým ventilátorem mezi 300 a 320 mg/m3.
koncentrace NOx za kouřovým ventilátorem [mg/m3]
10
430
9.5
410
9
390
8.5
370
8
350
7.5
330
7
310
6.5
290
6
270
5.5
250
8.3.2011
11:00
8.3.2011
12:00
8.3.2011
13:00
8.3.2011
14:00
8.3.2011
15:00
8.3.2011
16:00
8.3.2011
17:00
8.3.2011
18:00
μ, %
3
450
μ, mg/m
koncentrace O2 za kouřovým ventilátorem [%]
začátek hledání optima
5
8.3.2011
19:00
t
Obrázek č. 7: – Průběh koncentrace NOX a O2 za kouřovým ventilátorem z období hledání optimálních
stavů pro různá výkonová pásma
45
Energetika a životní prostředí 2011
koncentrace CO za KV [mg/m3]
250
koncentrace CO za KV - 1/2h průměry [mg/m3]
začátek hledání optima
parní výkon [t/h]
220
215
210
200
200
150
195
ΝΚ, t/h
μ, mg/m
3
205
190
100
185
180
50
175
0
8.3.11 13:00
8.3.11 14:00
8.3.11 15:00
8.3.11 16:00
8.3.11 17:00
8.3.11 18:00
170
8.3.11 19:00
t
Obrázek 8 – Průběh koncentrace CO za kouřovým ventilátorem a parního výkonu z období hledání
optimálních stavů pro různá výkonová pásma
Dále byly provedeny dlouhodobé testy řízení s novým algoritmem s cílem ověřit jeho robustnost a
funkci v podmínkách reálného provozu. Důvodem byla obava z nadměrného struskování kotle
v oblasti třetího přehříváku při provozu se sníženým přebytkem vzduchu. Kotel byl před testem
vyčištěn a následně byl spuštěn provoz s novým algoritmem řízení. Kontrola zastruskování byla
provedena po cca měsíci provozu. Při kontrole nebylo zjištěno významnější zastruskovávání než při
běžném provozu se stávajícím algoritmem řízení, vzniklou strusku bylo možné jednoduše odstranit za
pomoci ostřiku vodou.
Vyhodnocení dosažené účinnosti, snížení emisí a zhodnocení struskování
Abychom zhodnotili přínos našeho snažení, provedli jsme garanční měření vždy na třech výkonových
úrovních a to se stávajícím systémem řízení (provedeno v době, kdy závady na klapkách ještě nebyly
odhaleny) a s novým systémem řízení po odstranění závad.
Srovnání struskování bylo provedeno pohledově obsluhou kotle. Přičemž byl srovnáván stav
zastruskování nosu kotle, šotového přehříváku a 4. přehříváku v horním tahu kotle vždy po třítýdenním
provozu kotle při řízení jak stávajícím tak novým algoritmem multiemisního řízení.
Zastruskování ploch bylo při řízení novým algoritmem výraznější, přičemž nálepy bylo možno odstranit
pouhým proudem vody.
Vyhodnocení ztrát v mechanickém nedopalu a měření koncentrací O2, NOX a CO bylo zjištěno
speciální aparaturou VŠCHT.
V tabulce 1 jsou uvedeny výkonové hladiny, koncentrace NOX a CO, a výsledné hodnoty účinnosti
stanovené nepřímou metodou pro zkoušky při standardním řízení (zkoušky 1,2,3) a pro řízení novým
algoritmem multiemisního řízení (zkoušky 4,5,6).
Předpokládané významné zvýšení účinnosti způsobené výrazným snížením přebytku vzduchu bylo
sníženo vyšší teplotou spalin na výstupu kotle a vyšším mechanickým nedopalem ve strusce i popílku.
Účinnost tedy nakonec zůstala na srovnatelné úrovni jako při běžném provozu, produkce emisí NOX
však byla významně snížena.
Poplatky za vyprodukované NOX a CO při ročním provozu jsou uvedeny v tabulce 2. Výpočty výše
poplatků vycházejí z předpokladu, že zařízení je v provozu 300 dní v roce, přičemž poplatky za
vypouštěné NOX jsou 800 KČ/t a za CO 600 KČ/t.
Celková částka ušetřená multiemisním řízením pro 3 výkonové hladiny je uvedena v tabulce 3.
Vypočtené úspory jsou korigovány podle poměru hodnoty výkonové hladiny (např. 130 t/h) ku
46
Energetika a životní prostředí 2011
průměrnému výkonu z období dané zkoušky (např. 138,72 t/h) tak, aby byly hodnoty ze zkoušek
původního a nového řízení srovnatelné.
Tabulka 1 – Srovnání výkonových hladin, účinností a koncentrací emisí pro standardní řízení a nové
řízení [1]
Parametr
Jednotka
průtok přehř. páry
t/h
účinnost kotle
%
emise NOX
138,72
170,53
206,18
90,99
90,45
379,43
372,74
414,10
3
mg/Nm
4,01
7,70
8,99
3
238015
269482
325664
Zkouška 4
Zkouška 5
Zkouška 6
132,92
173,65
211,38
Nm /h
Parametr
Jednotka
průtok přehř. páry
t/h
účinnost kotle
%
89,98
90,75
90,39
3
254,17
241
290,40
3
mg/Nm
38,28
55,55
148,19
3
190907
248211
310008
mg/Nm
emise CO
Zkouška 3
90,55
průtok spalin za KV
emise NOX
Zkouška 2
3
mg/Nm
emise CO
Zkouška 1
průtok spalin za KV
Nm /h
Tabulka 2 – Vypočtené roční poplatky pro výkonové hladiny dle zkoušek 1 až 6 za vypuštěné NOX a
CO
Parametr
Jednotka
Zkouška 1
Zkouška 2
Zkouška 3
průtok přehř. páry
t/h
138,72
170,53
206,18
poplatek za CO
KČ
4123
8964
12648
poplatek za NOX
KČ
520186
578537
776779
Parametr
Jednotka
Zkouška 4
Zkouška 5
Zkouška 6
průtok přehř. páry
t/h
132,92
173,65
211,38
poplatek za CO
KČ
31570
59564
198461
poplatek za NOX
KČ
279492
344556
518552
Tabulka 3 – Tabulka celkových ušetřených výdajů pro 3 výkonové hladiny
Parametr
Jednotka
130 t/h
170 t/h
210 t/h
korigovaná úspora CO
KČ
-27013
-49376
-184283
korigovaná úspora NOX
KČ
214135
239460
276005
celková úspora
KČ
187122
190084
91722
Závěr
Na základě výsledků garančního měření se nám podařilo významně omezit emise NOX bez výrazného
snížení účinnosti, což je významný krok pro dosažení emisních limitů platných od roku 2016. Navíc
takto detailní analýzou provozovatel získal mnoho cenných informací o stavu a možnostech daného
kotle, o možných rezervách a případných úpravách technologie, které by umožnili jeho ještě lepší
funkci.
47
Energetika a životní prostředí 2011
Optimum z pohledu účinnosti a emisí se pravděpodobně pohybuje někde mezi oběma
vyhodnocovanými provozními body, pro přesnější určení bude nutné znát závislost nedopalu ve
strusce a popílku na přebytku vzduchu. Tyto testy bychom chtěli provést do konce tohoto roku.
V budoucnu bude optimální provoz dále ovlivňován náklady na provoz sekundárních opatření.
Veškeré práce uvedené v tomto příspěvku byly prováděny za finanční podpory Ministerstva průmyslu
a obchodu v rámci řešení projektů FR-TI1/538 „Technologie měření pro pokročilé řízení spalovacích
procesů“ a FR-TI1/539 „Technologie pro zvýšení účinnosti spalování a pro omezení emisí kotlů na
fosilní paliva“. Na projektech spolupracují ČVUT a VŠCHT Praha.
Literatura
[1]
Lukeš, D. Vyhodnocení změny provozní účinnosti kotle K6 EMĚ1 po zavedení multiemisního
řízení spalovacího procesu dle I&C Energo. Technická zpráva. 2011. Brno.
48
Energetika a životní prostředí 2011
ABFALL UND RESSOURCENEFFIZIENZ EIN SCHLÜSSELTHEMA
KLÍČOVÉ TÉMA ODPAD A ÚČINNÉ VYUŽITÍ ZDROJŮ
Klaus Koppe 1)
Dagmar Juchelková 2)
1)
2)
Technische Universität Dresden (Deutschland); Techniká univerzita Drážd’any (Německo)
Vysoká škola báňská-Techniká univerzita Ostrava (Česká republika); VŠB-Technische Universität Ostrava (Tschechien)
Abstrakt
Klimawandel, Ressourcenknappheit und der steigende Energiebedarf einer wachsenden Weltbevölkerung sind wesentliche Herausforderungen dieses Jahrhunderts, denen sich nicht nur Politik und Wirtschaft, sondern auch Forschung und Entwicklung stellen müssen. Ressourceneffizienz, wird immer
mehr zu einer der Schlüsselfragen für die Wettbewerbsfähigkeit von Unternehmen. Auch Abfälle sind
als Energieressource zu verstehen. Das betrifft sowohl die energetische wie auch die stoffliche Verwertung.
Abstrakt
Klimatické změny, nedostatek zdrojů a zvyšující se energetická spotřeba narůstajícího obyvatelstva
patří k zásadním výzvám tohoto století, nad nimiž se pozastavuje nejen politika a hospodářská ekonomika, nýbrž také výzkum a vývoj. Ùčinné využití zdrojů se stává pořád častěji klíčovým tématem
konkurenceschopnosti podniků a firem. Také odpady se rozumí jako energetický zdroj a to nejen pro
energetické ale i látkové využití.
Kennwörter:
Abfall, Abfallwirtschaft, Ressourceneffizienz, Ökologie
Klíčová slova:
Odpad, Nakládání s odpady, Účinné využiutí zdrojů, Ekologie
1 Einleitung
Viele EU-Mitgliedsstaaten, so auch Deutschland und Tschechien haben eine Reihe von
umweltpolitischen Maßnahmen verabschiedet und umgesetzt, um eine CO2-arme und
ressourceneffiziente Wirtschaft zu realisieren. Die Politik kann zwar Ziele setzen und
Rahmenbedingungen schaffen, die praktische Umsetzung muss jedoch im wirtschaftlichen Prozess erfolgen. Dafür bedarf es
deutlich höherer Investitionen in die Grundlagenforschung und gezielter Förderung der
Anwendungsentwicklung.
Úvod
Weltweit wachsende Bevölkerung, steigender Lebensstandard und zunehmende Produktnachfrage führen zu immer mehr Verbrauch von natürlichen Ressourcen, mit
einhergehenden Umweltbelastungen (Flächenverbrauch, Luftverschmutzung und
Grundwasserverunreinigung). Eine deutliche
Entkoppelung von Bruttoinlandprodukt und
Ressourceninanspruchnahme ist durchaus
möglich. Art und Umfang hängen eng zusammen mit der wirtschaftlichen, wissenschaftlichen und technischen Entwicklung.
2 Ressourceneffizienz
zdrojů
Durch knapper und teuer werdende Rohstoffe kommt der Abfallwirtschaft eine immer
größere Bedeutung zu. Ziel muss es sein,
die Abfälle zu vermeiden, die Abfallverwertung zu steigern, die Entsorgungskosten zu
senken und die gefährlichen Abfälle zu reduzieren.
Účinné využití
Rohstoffe intelligenter und effizienter zu
nutzen, ist ein elementarer Beitrag zur Sicherung eines Industriestandortes. Die Steigerung der Ressourceneffizienz ist eine der
größten Herausforderungen des 21. Jahrhunderts.
49
Energetika a životní prostředí 2011
Beim Recycling werden wieder verwertbare
Rohstoffe aus Neben- und Abfallprodukten
gewonnen und als sogenannte Sekundärrohstoffe wieder in den Stoffkreislauf zurückgeführt. Dort ersetzen sie Primärrohstoffe.
Länder mit hohen energetischen Verwertungsraten weisen gleichzeitig auch die
höchsten Recyclingraten auf. Explizit fordert
Prognos die stoffliche und energetische
Nutzung von Abfällen zu fördern, um durch
einen optimierten Verwertungsmix das Potential zur Reduktion klimarelevanter Emissionen voll auszuschöpfen.
Ressourceneffizienz ist das Verhältnis von
Ressourcenoutput (Verringerung stofflicher
Emissionen) zu Ressourceninput (Verringerung des Ressourceneinsatzes), das heißt,
möglichst geringer Einsatz von Ressourcen
bei gleichbleibendem Produktionsergebnis.
Oder anders ausgedrückt: Wie ressourceneffizient einzelne Lösungen sind, bestimmt
das Verhältnis von aufgenommener Energie
und verbrauchten Ressourcen zur tatsächlichen Ausbringung (Bild
Obrázek 1) [10].
Abfälle können natürliche Ressourcen ersetzen. Durch die weitere Verteuerung von
Rohstoffen und fossilen Energieträgern auf
den Weltmärkten wird die Bedeutung von
Abfall als Rohstoffquelle und Energieträger
weiterhin zunehmen. Die steigenden Preise
für natürliche Energieträger und Rohstoffe
werden zur Folge haben, dass es sich auch
wirtschaftlich zunehmend lohnt, Abfälle aufzubereiten und als Sekundärrohstoffe bzw. –
energieträger zu vermarkten.
Ressourceneffizienzpotentiale können durch
kooperatives Handeln durchaus schneller
und effektiver erschlossen werden, da Synergieeffekte ausgeschöpft und Reibungsverluste vermieden werden.
Vorhersagen über das Abfallaufkommen
(demografische und wirtschaftliche Entwicklung) einer bestimmten Region sind ein
wichtiger Bestandteil der abfallwirtschaftlichen Planung. Das Abfallaufkommen ist
unter anderem abhängig von
Ein weiterer Anstieg des Beitrages der Abfallwirtschaft zur Energiegewinnung ist vor
allem über die Effizienzsteigerung thermischer Behandlungsverfahren, den kontinuierlichen Absatz der heizwertreichen Fraktion aus der Mechanisch-Biologischen Abfallbehandlung (MBA) und insbesondere
auch durch die Nutzung der Energie aus
Bioabfällen zu erwarten.
-
Unter Klimagesichtspunkten ist der Energienutzung erste Priorität einzuräumen.
Im Jahr 2007 ist jeder Europäer laut EUStatistikamt [3] für 522 Kilogramm Abfall
verantwortlich gewesen. Dabei wurden 42
Prozent der kommunalen Abfälle im Jahr
2007 deponiert, 22 Prozent wurden recycelt,
20 Prozent verbrannt und 17 kompostiert
(Tabelle
Tabulka 1).
3 Fortschrittliche Abfallwirtschaft
Pokročilé nakládání s odpady
Die EU-Abfallrahmen-Richtlinie [9] auf der
nationalen Ebene der 27 EU-Länder ist eine
Chance, die Weichen für eine zukunftsorientierte Abfallentsorgung zu stellen und den
Umgang mit den Abfällen neu zu definieren:
Dabei variieren das Aufkommen kommunaler Abfälle und die Methoden der Abfallbehandlung zwischen den Mitgliedsstaaten
deutlich.
Abfälle sind wertvolle Rohstoffe und
Energieträger.
Die Prozessoptimierung im Bereich Rohstoffe beginnt am Anfang des Wertschöpfungsprozesses bei der Produkt- und Prozessentwicklung und endet bei der optimierten
Abfallentsorgung. Die Optimierung erfolgt
dabei auf verschiedenen Ebenen:
Nach einer Studie des Schweizer PrognosInstitutes (Ökoeffizienzanalyse) könnten die
EU-Staaten bis 2020 rund 300 Millionen
Tonnen Kohlendioxid einsparen, wenn die
anfallenden Abfälle nicht nur deponiert, sondern auch verstärkt energetisch genutzt
würden [8].
Abfälle haben sich vom ehemaligen Problemstoff zum begehrten Rohstoff entwickelt.
der absoluten
Bevölkerungsentwicklung
der Altersstruktur
der Kaufkraft (Konsum)
der Haushaltgröße
der Einwohnerdichte (Stadt/Land)
der allgemeinen
Wirtschaftsentwicklung.
50
-
Reduzierung des Rohstoffeinsatzes
Vermeidung von Abfall, Abwasser
und Abluft
Abfallverwertung
Energetika a životní prostředí 2011
Forschung und Entwicklung
Výzkum a vývoj
Wertschöpfungskette
Řetězec zhodnocení
Recycling
Recyklace
Innovation
Inovace
Nutzung
Použití
Herstellung
Výroba
Distribution
Distribuce
Ziel
Cíl
Ressourceneffizienz
Účinnost zdrojů
Materialeffizienz
Materiálová
efektivita
Wirtschaftliche Sicherung
Hospodářské zajištění
Energieeffizienz
Energetická
účinnost
Ökologische Sicherung
Ochrana životního prostředí
Sicherung von Arbeitsplätzen
Zajištění pracovních míst
Ressourcen
zdroje
Material
Materiál
Natürliche Ressourcen
Přírodní zdroje
Mineralische Rohstoffe
Minerální látky
Energie
Energie
Bild 1: Ressourceneffizienz und Wertschöpfungskette [10]
Obrázek 1: Účinnost zdrojů a řetězec zhodnocení [10]
Tabelle 1: Kommunales Abfallaufkommen 2007 [kg/Person] [3]
Tabulka 1: Komunální odpad 2007 [kg/ Osoba] [3]
EU 27
Deutschland
Německo
Tschechien
Česká Rep.
Kommunales
Abfallaufkommen
Komunální odpad
522
564
Art der Behandlung / Anteil
Druh zpracování / Podíl v [%]
Deponierung Verbrennung
Recycling
Kompostierung
Skládkování
Spalování
Recyklace
Kompostování
42
20
22
17
1
35
46
18
294
84
13
51
2
1
Energetika a životní prostředí 2011
-
Abfallentsorgung
matisierte Zuordnung nach diesen Kriterien
dargestellt. Die Lokalisierung der Abfallarten
in den vier Quadranten ist dabei nur eine
grobe Vereinfachung [2]. Außerdem ist zu
beachten, dass die Modellrechnungen bezogen auf die jeweiligen Techniken im Wesentlichen auf mittlere Annahmen abzielen.
Damit wird man der Bandbreite der Anlagen
nicht unbedingt gerecht [4].
Hauptaugenmerk gilt dabei den ersten beiden Ebenen, da eine Optimierung auf diesen Stufen die Abfallmengen auf ein Minimum (im Idealfall auf Null) reduziert und
damit das Wertschöpfungspotential steigert.
4 Ökologischer Vergleich
Ekologické srovnání
5 Wirtschaftlichkeit
Für eine umfassende Bewertung abfallwirtschaftlicher Maßnahmen sind neben der
technischen Effektivität auch die damit verbundenen Umweltauswirkungen von großer
Bedeutung.
Ekonomika
Die Wirtschaftlichkeit der Abfallverwertung
ist für den Betreiber einer Anlage ein wesentliches Entscheidungskriterium für den
Einsatz und den Ausbau der Kapazitäten.
Im Hinblick auf die ökologischen Effekte ist
entscheidend, welchen Beitrag sie zur Minderung von Umweltbelastungen leisten. Zu
fordern ist, dass der ökologische Nutzen den
ökologischen Aufwand übersteigt.
Zum Vergleich verschiedener Optionen
(moderne Müllverbrennungsanlage, ein mechanisch-biologisches
Endrotteverfahren
sowie - als "Nullvariante" - die Deponierung
der unbehandelten Restabfälle der Restabfallentsorgung) wurde in einer ÖkoeffizienzAnalyse nach der BASF-Methode (die Ökoeffizienz-Analyse der BASF ist ein strategisches Instrument, um sowohl Kosten als
auch Umweltwirkung von Produkten, Verfahren oder ganzen Systemlösungen zu untersuchen) [1] [6] nachgewiesen, dass die
Müllverbrennung als das ökoeffizienteste
Entsorgungsverfahren für Restabfälle angesehen werden kann. Zwar ist die Verbrennung in der Regel teurer als die mechanisch-bio-logische
Restabfallbehandlung,
doch überwiegen in der Gesamtbetrachtung
die ökologischen Vorteile gegenüber den
höheren Kosten. Die Gründe für die bessere
ökologische Bewertung der Müllverbrennung
gegenüber der mechanisch-biologischen
Abfallbehandlung im durchgeführten Systemvergleich liegen einerseits in der effektiveren Reduzierung der Deponiemenge und
andererseits in der wesentlich besseren
stofflichen und energetischen Ausnutzung
der "Ressource" Restmüll (Bild
Obrázek
3).
Vorrangiges Ziel ist und bleibt der Schutz
von Mensch und Umwelt, begleitet bzw.
erreicht durch möglichst geringe Emissionen
und bestmögliche Nutzung vorhandener
Ressourcen. Ökologisches Stoffstrommanagement bedeutet die nachhaltige Beherrschung von anthropogenen Stoffströmen mit
minimierten Umweltbelastungen.
Die Verwertungsmöglichkeiten für Restabfälle liegen im stofflichen Bereich in einer
Rückführung verbleibender Wertstoffe in die
Produktionsprozesse (Bild
Obrázek 2).
Neben dem Einsatz altbewährter Verfahren
werden zwischenzeitlich auch andere Technologien erprobt. Es sind meist Kombinationen verschiedener Systemanbieter von Entgasung, Verbrennung beziehungsweise
Vergasung und Pyrolyse [5]. Eingeschlossen in diese Konzepte sind in zunehmendem Maße die stoffliche und energetische
Nutzung von Teilfraktionen in Hochtemperaturproduktionsprozessen zur Grundstoffherstellung (Zement-, Kalk-, Stahlindustrie
usw.) oder zur ausschließlichen Energieumwandlung.
Eine flächendeckende Entsorgung auf hohem ökologischen Niveau bei gleichzeitiger
Wirtschaftlichkeit des Betriebes der Anlagen
setzt ein gewisses Maß an Steuerung der
Abfallströme voraus.
Bei der Vielfalt der Abfallarten und Behandlungstechniken lässt keine eindeutige Priorisierung zugunsten der einen oder anderen
Option begründen. Dennoch lassen sich
Trends erkennen, die insbesondere an der
Frage von Heizwert und Schadstoffgehalt
orientiert, die eine oder die andere Entsorgungsweise als empfehlenswert darstellen
lassen. In der Grafik (Bild
Obrázek 3)
Beide Länder, Deutschland wie Tschechien,
verfügen über umfassende Rechtsvorschriften für die Abfallwirtschaft. Die Politik hat
sich bei der Reduzierung des Abfallaufkommens und der Erhöhung des Verwertungsanteils durchaus als erfolgreich und
wirkungsvoll erwiesen, die Wirtschaftlichkeit
52
Energetika a životní prostředí 2011
Produktion / Konsum
Produkce / Spotřeba
Metalle, Kunststoffe, Energie
Kovy, Plasty, Energie
Restmüll
Zbytkový odpad
Mechanisch-biologische Vorbehandlung
Mechanicko - biologické předčištění
Metalle, Energie
Kovy, Energie
Müllverbrennungsanlage
Spalovny odpadů
Deponie
Skládky
Bild 2: Stoffstromoptionen der Restabfallbehandlung
Obrázek 2: Možnosti látkového oběhu nakládání se zbytkovými odpady
Die Spannweite der Behandlungskosten
deutscher Müllverbrennungsanlagen reicht
von 90 Euro bis 250 Euro [6] [7]. Das gewichtete Mittel liegt bei etwa 175 Euro pro
Tonne. Die Ursachen für die großen
Schwankungen liegen unter anderem an der
Preissituation zum Zeitpunkt der Errichtung
der Anlage, dem Standortfaktor (Umweltanforderungen!) und der Auslegungskapazität.
Für eine Spanne von 100.000 t/a
bis
300.000 t/a sind spezifische Kosten von 140
Euro zu 85 Euro relevant. 80 % der Behandlungskosten einer Abfallverbrennungsanlage
sind Fixkosten. Sie sind unabhängig vom
Durchsatz der Anlage und fallen in konstanter Höhe an. Der Erlös aus der Abgabe von
Elektroenergie und Wärme ist zwar ein signifikanter, aber kein entscheidender Beitrag
aus der Bilanz.
Die globalen Herausforderungen des Ressourcen- und Klimaschutzes sind enorm
und nicht nur politischer, sondern zunehmend auch ökonomischer Natur. Die
Abfallwirtschaft kann hier als einer der wesentlichen Sektoren einen großen Beitrag
dazu leisten, diese globale Herausforderung
zu bewältigen.
Ziel einer fortschrittlichen Abfallwirtschaft ist
die Nutzung des in den Abfällen enthaltenen
Potenzials. Wesentliche Potenziale sind
vorhanden bei der Restabfallverbrennung in
Müllverbrennungsanlagen (MVA) und der
Mitverbrennung von Ersatzbrennstoffen
(EBS) in industriellen Mitverbrennungsanlagen.
Einen Beitrag zu einer nachhaltigen und
klimafreundlichen Stoffstromwirtschaft leisten sowohl die energetische wie die stoffliche Verwertung von Abfällen. Die Nutzung
von Abfällen zur Energieerzeugung substituiert fossile Energieträger.
Es können verschiedene Kostenbetrachtungen durchgeführt werden. Zum einen auf die
verschiedenen Anlagenteile (Bild
Obrázek 4) und zum anderen auf verschiedene
Kostenarten (Bild
Obrázek 5) bezogen.
6 Zusammenfassung
Die Steigerung der Ressourceneffizienz ist
vorrangiges Ziel der Nachhaltigkeitsstrategie. Dabei kommt der Einbettung der Abfallpolitik in die Gesamtstrategie einer Ressourcen schonenden Stoffwirtschaft eine
zentrale Bedeutung zu. Die verstärkte Kreislaufführung von aus Abfällen zurückgewonnenen Sekundärrohstoffen stellt daher ein
wesentliches Handlungsfeld dar.
Shrnutí
Energieeffizienz und Energieeinsparungen
erweisen sich – heute mehr denn je – als
energie-, umwelt- und klimapolitisch, aber
auch volkswirtschaftlich attraktive Elemente
einer zukünftigen Energiepolitik.
53
Energetika a životní prostředí 2011
Schadstoffgehalt
Hodnota
znečišťujících
látek
[mg/kg]
¬ Hg
MVA oder Mitverbrennung von EBS aus
MBA mit spezieller Schadstoffentfrachtung
MVA nebo spoluspalování s EBS z MBA se
speciálním odstraněním škodlivin
Prioritär MVA
Priorita MVA
Cd
Kosten (normiert) / Náklady (standardizované)
1,9 …………………………… 1,0 ……………………………… 0,1
10
0,1
hohe Ökoeffizienz
vys.ekon. účinnost
4,5
6
MVA
MVA
Restabfall
Recyklovatelný
odpad
3,5
HMG
HMG
2
2,5
1,0
MBA
MBA
0,8
1,5
Sperrmüll
Objemný odpad
Klärschlamm
Odpadní kaly
0,4
0,5
Deponie
Skládky
niedrige Ökoeffizienz
nízká ekon. účinnost
0
1,9
2
4
6
8
Heizwert
keine Priorisierung
(im Zweifel geeignet für Mitverbrennung)
žádné upřednostnění
(popř. vhodné pro spoluspalování)
MVA
MBA
HMG
EBS
10
12
14
16
18
20
22
Výhřevnost [MJ/kg] Æ
prioritär Mitverbrennung
(auch als Trockenstabilat)
priorita spoluspalování (také
jako suchý stabilizátor)
Müllverbrennungsanlage
Mechanisch-Biologische Anlage
Hausmüllähnlicher Gewerbeabfall
Ersatzbrennstoff
ž
Umweltbelastung
(normiert)
Dopad na životní
prostředí
(standardizované)
Spalovny odpadu
Mechanicko-biologická zařízení
Odpad poobný komunalnímu odp.
Náhradné palivo
Bild 3: Abfallarten und Trends der Behandlungstechniken in Abhängigkeit
von Heizwert und Schadstoffgehalt (Ökoeffizienz-Analyse) [1] [2] [4] [6]
Obrázek 3: Druhy odpadů a trendy technik jejich nakládájí v závislosti na výhřevnosti a obsahu
škodlivin (analýza ekologické účinnosti) [1] [2] [4] [6]
54
Energetika a životní prostředí 2011
Mittelwert
Průměr
Min.
%
Max.
60
40
20
0
Allgemeine
Verwaltung
Všeobecná
správa
Thermische
Behandlung
Tepelné
zpracování
Anlieferung / Bunker
Dodávka / Sklad
Rauchgasreinigung
Čištění
spalin
Energetische Nutzung
Využití energie
Bild 4: Kosten in % nach Anlagenkomponenten [6] [7]
Obrázek 4: Náklady v % dle části zařízení [6] [7]
%
Mittelwert
Průměr
Min.
Max.
60
40
20
0
Instandhaltung
Údržba
Entsorgung
Odstraňování
odpadů
Betriebsmittel
Provozní
ř
Abschreibung
Zinsen
Odpisy
Úroky
Personal
Zaměstnanci
Sonstiges
Různé
Bild 5: Kosten in % nach Kostenarten [6] [7]
Obrázek 5: Náklady v % dle druhu výdajů [6] [7]
55
Energetika a životní prostředí 2011
Prioritärer Forschungsbedarf besteht im
Wesentlichen in der Ermittlung von Optimierungspotenzialen und Nutzungsstrategien
zur Unterstützung und Umsetzung einer
effizienten Rückgewinnung von Sekundärrohstoffen aus Abfällen und deren Kreislaufführung unter Berücksichtigung ökologischer, ökonomischer und demographischer
Belange.
rahmenrichtlinie (2008/98/EG) bis zum 12.
Dezember 2010 in nationales Recht zu
überführen.
In Europa verändert sich die Entsorgungsund Abfallwirtschaft nachhaltig, da sich die
ressourcenoptimierte Kreislaufwirtschaft zunehmend in der aktuellen Umweltpolitik aus
Gründen des Klimaschutzes und der Verteuerung von Ressourcen etabliert.
Die Abfallpolitik muss sich weiterentwickeln,
hin zu einer systematischen Rohstoffpolitik.
Das langfristige und nachhaltige Ziel der
Europäischen Union ist es zukünftig, den
Ressourcenverbrauch und die Haushaltsabfallerzeugung vom Wirtschaftswachstum abzukoppeln.
Europäische Vorgaben beeinflussen die
Entsorgung in immer stärkerem Maße. So
haben die EU-Mitgliedsstaaten die Umsetzung der novellierten europäischen Abfall-
4 Literatur
[1]
Literatura
BASF: Restmüllentsorgung: Müllverbrennung ökoeffizienter als mechanisch-biologisches
Verfahren.
http://www.basf.com/group/corporate/de/sustainability/eco-efficiency-analysis/projects/restmuellentsorgung
[2]
Bundesministerium für Umwelt, Naturschutz und Reaktorsicherheit: Energiepotenziale aus
Abfall schöpfen - Immissionsschutz nicht vergessen.
http://www.bmu.de/abfallwirtschaft/abfallarten_abfallstroeme/siedlungs_gewerbeabfaelle/doc/39770.php
[3]
eurostat-pressemitteilung 31/2009: Kommunale Abfälle.
http://www.eds-destatis.de/de/press/download/09_03/031-2009-03-09.pdf
[4]
Fehrenbach, H.; Giegrich, J.; Möhler, S.: Behandlungsalternativen für klimarelevante
Stoffströme. Forschungsbericht 205 41 300 UBA-FB 00955 im Auftrag des
Umweltbundesamtes.
http://www.umweltdaten.de/publikationen/fpdf-k/k3315.pdf
[5]
Juchelková, D.; Koppe, K.: Abfallbehandlung – Nakládání s odpady. Repronis Ostrava 2005,
ISBN 80-2480839-0, 164 S.
[6]
Koppe, K.; Juchelková, D.: Feuer und Flamme für Abfälle. Thermische Verfahren in der
Abfallwirtschaft. Verlag REPRONIS Ostrava 2009. ISBN 978-80-7329-226-3. 338 S.
[7]
Kučerová, V.: Proved´te porovnání způsobů nakládání s komunálním odpadem v ČR a
Nĕmecku / Untersuchungen und Gegenüberstellung der derzeitigen landesüblichen Nutzung
von Müllverbrennungsanlagen in Tschechien und in Deutschland. Diplomarbeit. VŠB-TU
Ostrava /TU Dresden 2005, 60 S.
[8]
Prognos-Studie 2008: Ressource savings and CO2-reduction potentials in waste management
in Europe and the possible contribution to the CO2-reduction target in 2020.
http://www.prognos.com/Singleview.306+M5446711667f.0.html
[9]
Richtlinie 2008/98/EG des Europäischen Parlaments und des Rates vom 19. November 2008
über Abfälle und zur Aufhebung bestimmter Richtlinien. Amtsblatt der Europäischen Union L
312/3 vom 22.11.2008
[10]
VDI-Zentrum für Ressourcen Effizienz und Klimaschutz.
http://www.vdi-zre.de/index.php?id=147
56
Energetika a životní prostředí 2011
METHODOLOGY FOR DETERMINING THE EFFICIENCY OF ELECTRICITY
GENERATION IN POWER UNIT BASED ON OXY – FUEL SUPERCRITICAL CFB
BOILER
dr hab. inż. Janusz Kotowicz prof. nzw. w Pol. Śl., [email protected]
dr inż. Łukasz Bartela, [email protected]
mgr inż. Adrian Balicki, [email protected]
Silesian University of Technology
Institute of Power Engineering and Turbomachinery,
ul. Konarskiego 18, Gliwice, Poland
Abstract
The need to reduce greenhouse gas emissions forced by the introduction of the climate package by
European Union, favors the development of clean coal technologies. To the group of these
technologies we can include oxy – combustion technology, which integrated with the technology of
carbon dioxide capture and storage is the basis for “zero emission” units. Determination of the
efficiency of the power unit is crucial for determining the profitability of investment and technology
competitiveness of oxy – fuel technology in compare with other electricity generation technologies.
The purpose of this study is to develop a methodology for determining the efficiency of electricity
generation in power units based on oxy – combustion technology. Model of a supercritical CFB boiler
working in oxy- combustion technology and model of the steam cycle, both constructed in the
commercial computer program GateCycle ™ were used for this purpose. Both models were integrated
to create a model of a full oxy – fuel power unit. In power units of this type is important to take into
account the amount of energy needed to power the devices within the air separation unit and the CCS
installation and additional devices within the boiler causing increase of power unit auxiliaries.
Keywords: oxy – combustion, supercritical CFB boiler, system efficiency
1. Introduction
One of the main determinants of profitability of investments in the case of power units is the efficiency
of electricity production. So far, the existing trend of maximum increasing the efficiency of the power
units was disrupted by the introduction of the requirement to reduce greenhouse gases (mainly carbon
dioxide) emission into the atmosphere. Currently, worldwide research on carbon dioxide capture
technologies are conducted. Future-proof solution which will allow to reduce carbon dioxide emission
in the power industry based on coal is the introduction of oxy – fuel combustion technology (burning in
the atmosphere of higher oxygen content) integrated with CO2 capture and storage. Unfortunately, the
use of such solutions is associated with the requirement of co-operation with the additional devices
which are characterized by huge power consumption. That kind of integration leads to a significant
reduction in overall system efficiency. The aim of this paper is to present a methodology for
determining the efficiency of electricity generation, both gross and net, in power unit based on oxy –
fuel supercritical CFB boiler.
2. Steam cycle
In this paper, a model of a steam cycle was built in a commercial computer program GateCycle™. The
steam cycle model includes: steam turbine divided into three sections (sections: WP, SP and NP),
condenser (KND), four low-pressure regenerative heat exchangers (NP1 - NP4) and three highpressure regenerative heat exchangers (WP1 - WP3), steam cooler (SCH), deaerator (ODG),
condensate pump (PS) and feed water pump (PWZ). Scheme of a built steam cycle model is shown in
Figure 1. Parameters of steam at the inlet to the turbine at 600°C/29 MPa, parameters of reheated
steam at the inlet to the turbine at 620°C/5 MPa and temperature of boiler feed water at 297°C were
57
Energetika a životní prostředí 2011
assumed. Also, the pressure in the condenser at 5 kPa and the operating pressure in the deaerator at
1.2 MPa were adopted.
Fig. 1. Scheme of a steam cycle
Other key assumptions for the calculation of the steam cycle are given in Table 1. Less significant
assumptions were adopted on the basis of [1]. The purpose of the carried calculations using steam
cycle model was to determine the flow of live steam and reheated steam, which will result in gross
electrical capacity of 600 MW.
Table 1. Main assumptions for steam cycle
Temperature of the live steam at the outlet of the boiler
604.9
°C
Live steam pressure at the outlet of the boiler
30.1
Mpa
Temperature of the reheated steam at the outlet of the boiler
622.4
°C
Reheated steam pressure at the outlet of the boiler
Internal efficiency of the turbine group stages WP / SP / NP / NP last
group
Generator efficiency
5.12
Mpa
90 / 93 / 86 / 81
%
Turbine mechanical losses
99
%
4.6
MW
Pumps internal efficiency
Regenerative exchangers, steam cooler and deaerator efficiency
85
%
99.5
%
The results obtained for the steam cycle are shown in Table 2. The streams of live and reheated
steam which were the result of calculations, were used as an input for the calculations using the model
of oxy – fuel supercritical CFB boiler.
Table. 2 Results – steam cycle
Feed water pump power requirement
Condensate pumps power requirements
Heat applied to the steam cycle
Live steam stream
Reheated steam stream
19.23
6.05
1182221.9
431.02
364.82
58
MW
MW
kW
kg/s
kg/s
Energetika a životní prostředí 2011
3. CFB boiler
At the stage of admission of the CFB boiler model assumptions it was decided to adopt the two-pass
construction separated by a particle separator (cyclone). During construction of a first (radiation) pass
CFB boiler module offered by CateCycle™ was used. This module is a computational component for
the combustion chamber (CC), evaporator (EVAP) and the last sections of steam superheater (SH II)
and the steam reheater (RH II). GateCycle CFB boiler module in the direction of gas flow ends with a
cyclone, behind which in second (convection) pass are placed further heat exchangers: the first stage
of steam superheater (SH I), the first stage of steam reheater (RH I) and feed water heater (ECO) .
Next other heat exchangers arranged successively in the direction of the exhaust flow are: recirculated
exhaust gas heater (PRS) and the technical oxygen heater (PU). Boiler is supplied with lignite, which
is composed of: C - 28.60%, S - 0.95%, N - 0.25%, H - 2.20%, O - 8.00%, Ash – 17.50% and moisture
– 42.50%. Scheme of a model of CFB boiler operating in oxy-combustion technology is shown in
Figure 2.
Fig. 2. Scheme of an oxy – fuel supercritical CFB boiler
The main assumptions for the model of a fluidized bed boiler are shown in Table 3, the other
assumptions were adopted on the basis of [1]. It was also assumed that the streams of live steam and
reheated steam are equal the streams that were the results of a steam cycle calculations.
Table 3. Main parameters of the CFB boiler
Feed water temperature
Temperature of the water at the outlet of economiser
t1s
t2s
59
297
340
°C
°C
Energetika a životní prostředí 2011
Temperature of the steam at the outlet of evaporator
Temperature of the live steam at the outlet of the boiler
Temperature of the reheated steam at the outlet of the boiler
Difference of the temperature at the cold side of econimiser
Temperature of the recycled flue gas at the outlet of the recycled flue
gas heater
Oxygen temperature at the outlet of technical oxygen heater
Live steam pressure at the outlet of the boiler
Reheated steam pressure at the outlet of the boiler
Oxygen share in the mixture of recirculated flue gas / oxygen from the
ASU supplied to the combustion chamber
Oxygen share in technical oxygen from ASU (rest is a nitrogen)
Oxidant excess ratio
Moisture content in the exhaust gases at the outlet of the dryer
t3s
t4s
t6s
t9g –t1s
480
604.9
622.4
55
°C
°C
°C
K
t17g
240
°C
t3g
p4s
p6s
220
30.1
5.12
°C
Mpa
Mpa
(O2)4g/22g
30
%
(O2)1g
λ
(H2O)14g
95
1.2
10
%
%
In Table 4 selected results of calculations for oxy – fuel supercritical CFB boiler are presented.
Tab. 4 Results – oxy – fuel supercritical CFB boiler
Coal stream
Suction fan power requirement
Technical oxygen fan power requirement
Recirculated exhaust gas fan power requirement
Technical oxygen stream
Flue gas directed to CCS unit
kg/s
MW
MW
MW
kg/s
kg/s
135.26
0.56
2.02
5.77
128.80
163.45
From the standpoint of power consumption of carbon dioxide capture process, which has a significant
impact on the net efficiency of electricity generation in oxy – fuel power unit, beside the stream of flue
gas undergoing sequestration, important is also its composition. Based on the calculations the
following flue gas characteristics were obtained (point 19g in Figure 2): (CO2)- 78.75%, (O2)- 4.99%,
(N2)- 5.27%, (SO2)- 0.99%, and (H2O) - 10.00 %
4. Methodology for determining the efficiency of electricity generation
The first step in determining the efficiency of the power unit is to determine the efficiency of oxy – fuel
power unit gross electricity generation, without the boiler and steam cycle auxiliaries. Also, power
consumptions of air separation unit and carbon dioxide capture and preparation to transport unit are
omitted. The efficiency of gross electricity generation was determined as:
ηel,b =
where:
N el,b
N
N
Q& d
= &el,b ⋅
= &el,b ⋅η k
m& p ⋅ Wd
Qd m& p ⋅ Wd
Qd
Q& d
– heat applied to the cycle, kW
ηk
– boiler thermal efficiency, -
N el
– gross electric power, kW
Gross electric power
(1)
N el,b which is listed in the formula (1) is determined at the stage of the
assumptions. Therefore, to determine the gross efficiency of the oxy – fuel power unit it is important to
& ) and boiler thermal efficiency (η ). First, by
define two quantities: heat applied to the steam cycle ( Q
k
d
& ) is determined. This value is the input for the boiler
using a model of a steam cycle, heat flux ( Q
d
model and is the basis for determining the flow of fuel burned within the device. Determination of the
fuel flow is the basis for determining the thermal efficiency of the boiler, which is defined as:
60
Energetika a životní prostředí 2011
ηk =
where:
m& ⋅ (h − h ) + m& pw ⋅ (h8s − h6s )
Q& d
,
= pp 5s 1s
m& w ⋅ Wd
m& w ⋅ Wd
(1.2)
m& pp , m& pw – live and reheated steam streams, kg·s-1,
h5s – enthalpy of a live steam at the outlet from the boiler, kJxkg-1,
h1s – enthalpy of the feed water at the inlet to the boiler, kJxkg-1,
h8s , h6s – enthalpy of the reheated steam at the inlet and outlet of the boiler, kJxkg-1,
m& w – stream of coal fed to the boiler, kgxs-1,
Wd – coal heating value, kJxkg-1.
Gross efficiency of electricity generation for a considered system using assumptions adopted for the
calculations of the steam cycle (point 2 of this paper) and a oxy – fuel CFB boiler (point 3) was
determined at 44.51%, with the thermal efficiency of the boiler of 87.71% and a value of
N el
equal
Qd
0.5075.
5. Methodology for determining the net efficiency of electricity generation
Fig. 3. Block diagram of the elements of oxy – fuel power unit with auxiliaries marked
The process of electricity generation in the oxy - fuel system allows to reduce the power consumption
of the carbon dioxide capture from flue gases process in relation to the post-combustion methods. Oxy
- fuel system, however, requires the use of many additional devices, most of which requires the
provision of electricity to work. The amount of energy, of which total amount of power generated in the
power unit is reduced, used for powering machines and devices applied in the power unit is called
auxiliaries. In the installation based on a boiler working in the oxy – combustion technology auxiliaries
can be divided into four categories:
- steam cycle auxiliaries
61
Energetika a životní prostředí 2011
- boiler auxiliaries
- air separation unit auxiliaries
- CCS installation auxiliaries
Taking into account all these parameters the net efficiency of electricity generation can be determined
from the following formula:
η el,n = η el,b ⋅ (1 − δ ASU − δ CCS − δ K − δ OP ) = η el,b ⋅ (1 −
N el, ASU + N el, CCS + N el, K + N el, OP
Nel, b
)
(1.3)
where:
ηel,b
- gross efficiency of the power generation, -
δ ASU , δ CCS , δ K , δ OP - auxiliary rates for: air separation unit, CCS unit, boiler and steam
cycle,
N el, ASU , N el, CCS , N el, K , N el, OP - auxiliary power consumptions of: air separation unit,
CCS unit, boiler and steam cycle.
6. Summary
In comparison with the conventional power units, methodology for determining the efficiency of
electricity generation in oxy – fuel power units is characterized by significant differences. For
installations based on the oxy – combustion technology integrated with carbon dioxide capture
process it is necessary to consider auxiliaries of the air separation unit and the CCS unit, which are
characterized by large power consumption. Beside typical installations for oxy - fuel systems also the
power consumption of additional devices within the boiler (for example: exhaust gas recirculation fan)
should be considered. The increase of system auxiliaries which is a result of application of the
additional devices in power unit causes a significant decrease in the efficiency of electricity generation
compared to the classic power units. However, in light of directives adopted during the last decades,
the introduction of oxy - combustion technology seems inevitable.
Acknowledgements
The results presented in this paper were obtained from research work co-financed by the National
Centre for Research and Development within a framework of Contract SP/E/2/66420/10 – Strategic
Research Programme – Advanced Technologies for Energy Generation: Development of a technology
for oxy-combustion pulverized-fuel and fluid boilers integrated with CO2 capture.
Bibliography
[1] The technical report of step 6.1 in research topic: "Numerical simulations and systemic analysis of
oxy - burning," the research task 2 " Development of a technology for oxy-combustion pulverized-fuel
and fluid boilers integrated with CO2 capture." in the strategic program of research and development,
"Advanced Technologies for Energy Generation ".
[2] Liszka M., Ziębik A.: Coal – fired oxy – fuel power unit – Process and system analysis. Energy 35
(2010) 943 – 951.
[3] Seltzer A., Fan Z., Robertson A., Report: Conceptual Design of Supercritical O2 -Based PC Boiler.
Final Report. Foster Wheeler Power Group, Inc., DE-FC26-04NT42207, 12 Peach Tree Hill Road,
Livingston, New Jersey 07039
[4] Toftegaard M.B., Brix J., Jensen P.A., Glarborg P., Jensen A.D.: Oxy-fuel combustion of solid fuels.
Progress in Energy and Combustion Science, 2010;36:581-625
62
Energetika a životní prostředí 2011
COMMON MISUNDERSTANDINGS IN LECTURING THERMODYNAMICS.
II. — THE WORK
Prof. dr hab. inż. Jarosław Kozaczka
AGH – University of Science and Technology, Kraków
Abstract
The contribution presents some misunderstandings concerning essential concepts of work in
thermodynamics. There are very often distinguished some kinds of work in thermodynamic analyzes
without strictly defining them and first of all systematizing them. The derivation has been suggested,
which takes into account the logical algebraic signs convention of the work and heat.
Key Words: thermodynamics, absolute work, useful work, technical work, shaft work
Introduction
According to Max Planck thermodynamics is the science of energy conversions with special
regard of heat, [1]. Main goals of thermodynamics and thermodynamic analyzes are: i) balancing
energy conversion processes including equilibria calculations (First and Third Laws), ii) rating and
comparing (or optimizing) energy conversion processes and thermodynamic cycles, which are
operation models of power devices, and iii) stating the possibility of assumed processes and systems
(Second Law).
The fundamental for thermodynamics work of Sadi Carnot [2] deals with the conversion process
of heat into work, describing the operation of simple water steam engines used for draining coal mines
in England. It seems that there are problems in specifying the type of work taken into account by the
pioneer of thermodynamics. Even J.W. Gibbs in one of his fundamental books emphasizes the
meaning of the useful work, which is the work in the Earth gravitational field by raising and lowering
the mass. In the majority of existing text–books there is observed the lack of accurate and precise
statement to the two important kinds of work.
What is Work?
Just like in the mechanics the work can be presented as a model of a mass moving in the force
field, e.g. in the gravitational one, and defined as a product of the force and displacement in the force
direction:
dWL = F (r )d r = F (r )dr ⋅ cos α
(1)
F (r ) is the vectorial sum of all forces acting onto the mass, and d r its displacement. The angle α can
r r
be described as ∠ F , r . The balance of forces on the piston is
Mg − ( p − p0 )A = 0
or
Mg = ( p − p0 )A
( )
where p is the system (gas) pressure, p0 the pressure of surroundings (usually natural environment),
A the area and M mass of a piston. Thus, the virtual work on the path dr will be
Mg ⋅ dr ⋅ cos α Mgh = ( p − p0 )A ⋅ dr ⋅ cos α (p − p 0 )Ah
As the displacement dr is oriented vertically down, just like the gravitational force Mg, the virtual work
Mgdr will be done on the system (gas in cylinder), which increases its energy contents by
dWL = Mgdr = −( p − p0 ) Adr = −( p − p0 )dV
because the angle between force (p–p0)A direction and piston movement dr equals to 180° and its
cosine is –1. In the case of the volume change of the thermodynamic closed system, the moving
subsystem is the control area or its part — in Fig. 1 it is the area of the piston closing the cylinder. The
last equation written down as
dWL = −( p − p0 )dV = − pdV − (− p0 dV ) = dL − dL0
can be interpreted as an equation describing volume work (subscript V) exchanged with certain outer
(extern) system, where dL is the volume absolute work done on the system or by the system analyzed
(gas in cylinder), and dL0 the absolute volume work done on or by the surroundings (usually natural
environment).
The work of rising and lowering weights in the gravitational field, e.g. the weight Mg of the
piston, is in fact the useful work, which can be fully used for any purposes, in particular for converting
into kinetic energy or into heat. This fact has been observed and expressed by J.W. Gibbs. Thus, the
absolute work transferred in the described process to the closed system (the gas) equals to
63
Energetika a životní prostředí 2011
dL = − pdV
2
L1− 2 = − ∫1 pdV
or
The negative sign of the volume absolute work is logical and good motivated, because the supplied
energy in form of mechanical work rises the energy charge of the system by diminishing its volume
and increasing the pressure.
Fig. 1 To the concept of volume absolute work (left)
Fig.2 The volume absolute work in the energy balance of the adiabatic closed system (right)
It should be emphasized that the common mistake in some thermodynamics text–books is
presenting the volume absolute work beginning from the same physical work equation but interpreting
it solely as deformation work. Equation (1) refers in physics to the displacement of the system as
a whole, and F ( r ) is the vectorial sum of all forces acting onto the system. The absolute work
presented above is sometimes called as a physical one, because of its meaning.
Useful Work
The concept of the useful work has been already presented above according to the introductory
meaning by J.W. Gibbs. It can be converted into any particular energy form, independently of the
surroundings parameters. In such a way came into being the concept of the so–called technical work
as a work „taken from” or „supplied to” a technical device. The name has unambiguously a German
background. The English language equivalent is “shaft work” as for a work “taken from” or “supplied
to” a device via its shaft.
Fig. 3 The flow system and the concept of technical (or shift) work as a useful one
The force in flow system presented in Fig. 3 acting onto the section normal area A equals to
pA − ( p − dp )A = Adp
and its work done on the virtual displacement path dx
dLt = A dp dx = Vdp
The work has been accomplished due to the pressure drop of the flow system, and its result was rising
the mass M in the gravitational field. Thus, it can be interpreted as the useful one, but usually is called
the technical work (subscript t) or shaft work.
dLuse = dL t = Vdp
2
Luse,1− 2 = Lt,1− 2 = ∫1 Vdp
or
The same can be concluded by comparing schemas in Figs. 2 and 3.
64
Energetika a životní prostředí 2011
Other Works
The classical example is the electrical one. Transferring electrical energy of amount dqel in the
time of dτ is described by the stream of electrical charges (electrical current), the current intensity
I el =
dqel
dτ
This flow is possible if only the electrical potential difference ∆Uel exists. The in a certain time
performed work (electrical power) is a product of
W&el = I el ΔU el
Because the work per time equals to dW&el = dWel dτ , the electrical work is
Wel = ΔU el qel
The electrical potential difference is further to
ΔU el = U el − U el,0
where Uel is the potential of the analyzed system and Uel,0 electrical potential of the referrence outer
system. hence, the last but one equation yields
dWel = (U el − U el,0 )dqel = U el dqel − U el,0dqel = dLel − dLel,0
dLel and dLel,0 are absolute electrical works. The potential of natural surroundings Uel,0 equals to zero
(earthing), the absolute electrical work equals to its useful one, and
dLel = U el dqel
2
Lel,1− 2 = ∫1 U el dqel
or
The same considerations can be made for the chemical work: if the difference of chemical
potentials ∆μ exists, the certain amount dn of substance can be transferred and thus, appropriate work
performed, namely
dWμ = Δμdn
If the chemical potentials difference equals to
Δμ = μ − μ0
where the subscript 0 refers to the natural environment, the chemical work is to
dWμ = μdn − μ0 dn = dLμ − dLμ,0
and the absolute chemical work
dLμ = μdn
2
Lμ,1− 2 = ∫1 μdn
or
Generalized Work
Taking all above formulas for the useful work, it can be written down in general
dLuse = ( yl − yl,0 )dX l = dLx − dLx,0 =
yl − yl,0
dLx
yl
y is the generalized force (potential) and X the appropriate conjugated coordinate, [3]–[4]. If the
potential in the natural environment equals to zero, the useful work becomes the absolute one:
dLuse = lim ( yl − yl,0 )dX l = yl dX l = dLx
y l,0 → 0
The expression
η lC =
yl − yl,0
y
= 1 − l,0
yl
yl
is called the generalized Carnot factor — it takes into account the ratio of the useful and the absolute
work. In the special case of the so–called „thermal work”, where the potential is temperature T and the
coordinate the entropy S, it is identical to the thermal efficiency of Carnot cycle,
dLuse = (T − T0 )dS =
T − T0
⎛ T ⎞
dQ = ⎜1 − 0 ⎟dQ
T
⎝ T⎠
and
η tC =
T − T0
T
It can be showed very easy that in many thermodynamics text–book the common mistake appears:
the efficiency is defined as the ratio of absolute work and heat supplied. In fact this work unequivocally
is a useful one.
65
Energetika a životní prostředí 2011
Identity of Useful and Technical (Shaft) Works
Usually processes in cylinders — as closed systems — are described by the useful work, and
processes in flow devices — as flow systems — by the technical (or shaft) work. In fact, the two kinds
of work are identical
luse, piston = ∫ ( p − p0 )dv = lt,1− 2 = ∫1 vdp
2
because the working agent flow between sections 1–1 and 2–2 is taken into account. Very often there
is unnecessary to distinguish between the useful and technical (shaft) work. The best proof of the last
equation showing the identity of these two kinds of work can be made analyzing thermodynamic cycle,
which is the model of the run (operation) of a power device. This problem, however, will be discussed
next time.
Fig. 4 Gas compression in a cyclically (left) and continuously (right) working device
Conclusions
It should be concluded that there are only two kinds of work: the absolute and the useful one.
Technical (or shaft) works are in fact the useful ones, although they have been formulated for the flow
systems, and the useful work is meant as for the closed system.
Without any additional assumptions the logical algebraic signs convention has been occured as
a result: all energies supplied to a system do increase its energy content, independently of the kind of
the energy supplied (heat or work).
All accidental readers of this contribution are encouraged and invited to discussion on
misunderstanding in lecturing thermodynamics ([email protected]). A few years ago the author
edited text–books concerned on the common problems in explaining thermodynamics fundamentals,
the second edition of the first one has been already issued, [5]. Some interesting contributions to the
subject are listed below, [6]–[12].
Literature
[1]
Planck M.: Treatise on Thermodynamics, Dover, New ork 1945
[2]
Carnot S.: Réflexions sur la Puissance Motrice du feu et sur les Machines propres à Développer
cette Puissance, Paris 1824
[3]
Redlich O.: Generalized Coördinates and Forces, J.Phys.Chemistry 66(1962)4, pp.585–588
[4]
Wiśniewski S.: Uogólnione siły i współrzędne w rozumowaniach termodynamicznych, Archiwum
Termodynamiki 4(1983)2/3, s.263–273
[5]
Kozaczka J.: Podstawy termodynamiki — Wprowadzenie, wyd. 2., Monografie Naukowe
i Edukacyjne, Wydawnictwo TANT, Tarnów 2011, ISBN 978–83–928990–4–4
[6]
Krichevskii I.R.: → Кричевский И.Р.: Понятия и основы термодинамики, изд. 2.,
Издательство Химия, Москва 1970
[7]
Ryndin V.V.: → Рындин В.В.: Понятие распалагаемой работы в термодинамике, Изв.ВУЗ
Энергетика 34(1991)4, с.84–89
[8]
Ryndin V.V.: → Рындин В.В.: Понятие работы –vdp в термодинамике, Изв.ВУЗ
Энергетика 34(1991)10, с.64–68
[9]
Klenke J.W.: Wärme und Arbeit in der Thermodynamik, Brennstoff–Wärme–Kraft (BWK)
30(1978)2, S.45–52
[10] Rögener H.: Anschauliche Thermodynamik der Energiewandlung, Atomkernenergie 32(1973)4,
S.212–214
[11] Rögener H.: Energiewandlung — eine thermodynamische Analyse, Brennstoff–Wärme–Kraft
(BWK) 40(1988)1/2, S.34–37
[12] Yastrzhembskii A.S.: → Ястжембский А.С.: Термодинамика и история ее развития,
Издательство Энергия, Москва – Ленинград 1966
66
Energetika a životní prostředí 2011
KINETICS IN THERMODYNAMIC MODELING OF PROCESSES IN POWER
TECHNOLOGIES
Prof. Ing. Jarosław Kozaczka, Dr.
AGH – University of Science and Technology, Kraków
Prof. Ing. Pavel Kolat, DrSc.
VŠB – Technical University of Ostrava, Ostrava
Abstract
In the contribution the problem of time in thermodynamics has been presented. Because in the
classical thermodynamics the time is assumed to be infinite, which means all the processes discussed
are in equilibrium state (quasi–static processes as a result of the Zeroth Law of Thermodynamics),
a procedure should be worked out that would allow thermodynamic analyzes of processes, in which
the equilibrium state has not been reached. Another words the problem is how to take into account
process kinetics in thermodynamic considerations. The suggested method is the modeling using
dimensionless parameters, among them the process intensity varies from zero (no process) to one
(equilibrium or predicted state).
Key Words: thermodynamics, finite time, kinetics, modeling, intensity
Introduction
In the classical thermodynamics the time or duration of processes is set to infinity. That is why
the power of all heat engine thermodynamic cycles, in which the useful work is produced, will be
always to zero. Hence, the classical thermodynamics does prefer the work instead of power.
In fact, however, the power as the work done in a certain time is much more important for
engineers because the work done in an infinite time is practically useless. That is why some trials have
been undertaken to put in time parameter into thermodynamic analyzes. Such a thermodynamics
branch is called the non–equilibrium thermodynamics if only the Zeroth Law is not in force (this law is
only an assumption!), but its mathematical apparatus is rather complicated, which makes the
reasonable use not operative for engineer analyzes. Instead of these difficulties the time has been
introduced into classical thermodynamics by F.L. Curzon and B. Ahlborn [1], and the appropriate
model is called the Curzon–Ahlborn process (or cycle). The main idea was taking into account
temperature differences between the thermodynamic cycle working fluid (T*) and the heat supplied or
carried away (T). Because of the assumed temperature differences the classical heat exchange
processes can be introduced with the time parameter in the heat transfer coefficient (the so–called
Péclet factor). As a result the power is maximized instead of work, Fig. 1 (first from the left).
Fig. 1 Simple power devices operating in a finite time: HE — heat engine, CHP — compressor heat
pump, AHP — absorption heat pump, LTHE — low temperature heat engine, CF — compressor
refrigerator and AF — absorption refrigerator. Subscript use is for useful work and supp for supplied
driving energy. All the works and heats are taken as time dependent
67
Energetika a životní prostředí 2011
FTT — Finite Time Thermodynamics
The method of regarding time as proposed by F.L. Curzon and B. Ahlborn is known as Finite
Time Thermodynamics. The FTT heat engine maximum power output could be derived algebraically
and the efficiency at this condition is to
C
η th,
finite − time = 1 −
T0
T
Derivations for the heat engine have been reported and discussed thoroughly in [2]. Lately the
simplified version of the process (or engine) has been published [3] (reported in [4]): the temperature
differences between working fluid and heat source or the surroundings have been set as equal to each
other. It should be mentioned here that the first maximum power output heat engine has been
discussed and the above formula derived by the Russian thermodynamicist I.I. Novikov in [5].
Another main simple FTT heat power devices are showed in Fig. 1. Their analyzes have been
presented in the literature, but appropriate solutions are not that clear. It was not possible to obtain
such a smart analytical solution as for the FTT heat engine, e.g. [6]. The same problem could be
observed while taking into account process irreversibilities, e.g. [7].
It can be concluded that the problem is not really investigated yet because of the mathematical
difficulties. One strange coincidence, however, has been observed. The maximum power heat engine
parameters as derived above could be obtained using the so–called cycle characteristics (in Germany
studied by Norbert Elsner, the discussion e.g. in [8]).
Process Kinetics
According to Encyklopedia Britannica the definition of kinetics is:
1. a branch of science that deals with the effects of forces upon the motions of material
bodies or with changes in a physical or chemical system but also the rate of change in
such a system,
2. the mechanism by which a physical or chemical change is effected.
The first known use of kinetics concept: circa 1859. The mostly known kinetics is the chemical one, i.e.
the study of chemical reactions rate. One of main parameters is the time or duration of processes: all
changes do strictly depend on time as parameter.
The process kinetic analyzes are made to find out the needed device or vessel dimensions to
realize the requested task. The classical thermodynamic analyzes, however, do not take into
consideration time (or duration), and as in fact describing internally equilibrium and (internally)
reversible processes, cannot use mathematical formulations of kinetics. Nevertheless, the problem
can be managed making use of the so–called process intensity parameter, first applied in modeling
coal gasifying systems, [9].
Process Intensity
Process intensity parameter ι (Greek iota), the value of which varies from 0 to 1, gives an
unique information how far is the considered process from the equilibrium. It is very good known that
all processes trend to the state of equilibrium. After reaching it, they do stop. If the process intensity
parameter equals to one (ι=1) it means, the process under consideration has started from the certain
point and has made full use of the existing driving force. The numerical value ι=0 means, no process
took place at all. Every value in the range between zero and one means, the process under
consideration has not reached its equilibrium state and stopped at a certain moment.
The intensity dimensionless coefficient for heat exchange processes is for example defined by
ιhex =
Q
Q∗
or
ιhex =
Q
Q∞
(1)
where Q is the heat exchanged, Q* the heat exchanged until the equilibrium has been reached, and
Q∞ is the same as Q*, but written down as the heat exchanged on the infinitely large apparatus area. It
can be generally distinguished between co–current and counter–current. The last one is the usually
applied media guidance. Additionally one more dimensionless coefficient can be formulated that takes
into account heat losses to the surroundings. Basically they are very low, but they can be expressed
by the energy (or thermal) efficiency, just like is the quotient
68
Energetika a životní prostředí 2011
η hex =
QC
QH
(2)
where QH is the heat supplied by the hot (subscript H) medium, and QC the heat absorbed by the cold
(subscript C) one. Usually the temperatures (or in general the parameters) at the start of a process are
known, depending on system analyzed. Solving Equations (1) and (2) simultaneously gives the
appropriate results for the discussed process. Very similar can be proceeded in the case of substance
transfer processes, e.g. for the absorption or rectification.
The combustion (or gasifying) process will be determined by the reaction intensity parameter,
which can be defined as a quotient
ιrea =
ξ
ξ∗
whereby ξ is an extent of a chemical reaction (according to [10], or reactions coordinate according to
[11]). The superscript asterisk means the state of equilibrium. Numerical values of ξ vary from zero (no
reaction) to ξ=ξ* (equilibrium). The extent of a chemical reaction in a differential form is defined by
dξ =
dnA
νA
=
dnB
νB
=
dnC
νC
=K
or
ξ=
Δn A
νA
=
ΔnB
νB
=
ΔnC
νC
=K
Is the reaction intensity parameter ξrea equal to zero, there is no process. Is it, however, equal to one,
the equilibrium state will be reached. After computing the value of ξ* in an equilibrium state, the „real”
extent of reaction can be determined and the appropriate quantities of reactants in a resulting reacting
mixture.
The given modeling approach is valid for all types of simple chemical reactions, i.e. for the so–
called =type and the →type reactions, homogeneous and heterogeneous ones. For simultaneous
chemical reactions, however, the method becomes too complex (especially for more than two), e.g.
[12]–[13]. It is to emphasize that in fact simplified chemical reactions for combustion (mostly →type,
e.g. C+O2→CO2) and gasifying (usually =type, e.g. C+H2O=CO+H2) can be considered without
remarkable results differences of thermodynamic analyzes, [14]–[15]. Many numerical tests have been
done to get reliable conclusions to the simplified chemical processes (the complex simultaneous
reactions of combustion and gasifying according to [16]–[17] were the reference).
In the case of the =type chemical reaction process intensity ιrea=1 means the equilibrium state
at the end, which depends generally on temperature and pressure, and in the reacting mixture there
are represented all the reactants. In the case of →type chemical reaction, however, process intensity
ιrea=1 means that the end state lies on the right side of the reaction formula, i.e. the process has been
fully completed — in the reaction mixture are only products.
One more advantage of the approach is that there can be stated — almost directly — about the
main distinctive dimensions (capacity) of the device or apparatus, in which the process given by the
dimensionless parameter intensity should be run (except of the chemical reactions — in this case the
dependence is much more complex). Thus, the very important and in fact decisive investment and
operation costs analysis can be undertaken without any further assumptions, e.g. [18]–[19].
Conclusions
The process duration time, that is the kinetics, could be taken into account in a way that is
suitable for thermodynamic analyzes.
The approach presented above seems to be a very efficient and suitable tool for modeling and
analysis of complex technological systems. It can be useful for process and chemical engineering
systems that are usually very complex and there are not known methods for their pure thermodynamic
analysis, only combined ones are applied, e.g. process integration and so on.
Acknowledgements
This work has been completed within the ENET project (Energy Units for Utilization of non
Traditional Energy Sources), CZ.1.05/2.1.00/03.0069
69
Energetika a životní prostředí 2011
Literature
[1]
Curzon F.L., Ahlborn B.: Efficiency of a Carnot Engine at Maximum Power Output, Am.J.Physics
43(1975)1, pp.22–24
[2]
Kozaczka J.: Analiza termodynamiczna, SU1110, Wydawnictwo AGH, Kraków 1988
[3]
Agrawal D.C.: A Simplified Version of the Curzon–Ahlborn Engine, Eur.J.Physics 20(2009), pp.
1173–1179
[4]
Kozaczka J.: Podstawy termodynamiki — Wprowadzenie, wyd. 2., Monografie Naukowe
i Edukacyjne, TANT Publishers, Tarnów 2011, ISBN 978–83–928990–4–4
[5]
Bejan A.: Engineering Advances On Finite–Time Thermodynamics, Am.J.Physics 62(1994)1,
pp.11–12, +to: Novikov I.I.: → Новиков И.И.: Эффективный коэффициент полезного
действия атомной энергетической установки, Атомная энергия 3(1957)11, с.409–412
[6]
Blanchard C.H.: Coefficient of Performance for Finite Speed Heat Pump, J.Appl.Physics
51(1980)5, pp.2471–2472
[7]
Gutkowich–Krusin D., Procaccia I., Ross J.: On the Efficiency of Rate Processes. Power and
Efficiency of Heat Engines, J.Chem.Physics 69(1978)11, pp.3898–3906
[8]
Leff H.S.: Thermal Efficiency at Maximum Work Output: New Results for Old Heat Engines,
Am.J.Physics 55(1987)7, pp.602–610
[9]
Kozaczka J.: Thermodynamische Analyse und Beurteilung verfahrenstechnischer Prozesse,
manuscript, Sektion Verfahrenstechnik (WB Technische Thermodynamik und Energiewirtschaft,
Leiter: Wolfgang Fratzscher), Technische Hochschule Leuna–Merseburg, Merseburg 1981
[10] Denbigh K.: The Principles of Chemical Equilibrium, 4. Edition, Cambridge University Press,
Cambridge – New York 1987, ISBN 0–521–28150–4
[11] Smith J.M., Van Ness H.C.: Introduction to Chemical Engineering Thermodynamics, 4. Edition,
McGraw–Hill Book Company, New York 1987, ISBN 0–07–058703–5
[12] Kozaczka J.: Thermodynamic Analysis and Rating of Modern Power Engineering Systems,
Vědecké spisy Fakulty strojní (Edice: Habilitační a inaugurační spisy, sv. 41), VŠB–Technical
University of Ostrava, Ostrava 2007, (ISBN 978–80–248–1594–7)
[13] Roubíček V., Kozaczka J., Kolat P.: Určení termodynamické efektivity chemických reakci při
spalovacích a zplyňovacích procesech v energetyce, Výzkumný projekt: Evaluation, Verification
and Interpretation of the Environmental Loads of the Czech Republic — INTERVIRON 2B06068,
Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava, Fakulta strojní, Katedra energetyki,
Ostrava 2009
[14] Kozaczka J., Kolat P.: Simplified Chemical Reactions of Combustion and Gasification for
Thermodynamic Analyzes of Modern Power Technologies, 34th International Conference of
Slovak Society of Chemical Engineering, Hotel Hutník, Tatranské Matliare (Slovakia) May 21–
25, 2007, Proceedings (Editors: Jozef Markoš & Vladimír Štefuca), Slovak University of
Technology, Bratislava 2007, p.130 (abstract), ISBN 978–80–227–2640–5
[15] Kozaczka J., Kolat P.: Simplified Chemical Reactions of Combustion and Gasification —
Thermodynamic Analysis and Rating, Acta Mechanica Slovaca (Košice) 11(2007)4–D, pp.609–
612
[16] Kozaczka J.: Procesy spalania — inżynierskie metody obliczeń, SU 1343, Wydawnictwa AGH,
Kraków 1993
[17] Kozaczka J.: Procesy zgazowania — inżynierskie metody obliczeń, SU 1407, Wydawnictwa
AGH, Kraków 1994
[18] Kozaczka J.: Ein Beitrag zur Untersuchung der Abhängigkeit fixer Kosten von
thermodynamischen Größen, MS Thesis 28.08.1974 (Leiter: W. Fratzscher, Begutachter:
G. Gruhn), Sektion Verfahrenstechnik, Technische Hochschule „Carl Schorlemmer” Leuna–
Merseburg, Merseburg 1974, cit. in: Beyer J.: Energieanwendung 29, 1980, 5, pp.182–186
[19] Haupt T., Kozaczka J.: Związek doskonałości termodynamicznych złożonego systemu
technicznego i jego elementów, Problemy Rozwojowe Silników Spalinowych, Materiały na
Sympozjum, Instytut Okrętowy Politechniki Szczecińskiej, Szczecin, September 28, 1984,
pp.51–59
70
Energetika a životní prostředí 2011
REGULACE AXIÁLNÍHO HYDROSTATICKÉHO LOŽISKA
REGULATION OF THE AXIAL HYDROSTATIC BEARING
Ing. Michal Kozdera
VŠB - TU Ostrava, Katedra hydromechaniky a hydraulických zařízení, 17. listopadu 15/2172, 708 33,
Ostrava
Abstract
This paper describes how to create a sliding layer in the axial hydrostatic bearing. When is
changing the loading force is necessary to regulate the size of the sliding layer, so there are compared
basic ways to control fluid flow in the sliding bearing.
Abstrakt
Tento příspěvek popisuje vytvoření kluzné vrstvy v axiálním hydrostatickém ložisku. Při změně
zatěžující síly je třeba regulovat velikost kluzné vrstvy, a proto jsou zde porovnány základní způsoby
regulace průtoku kapaliny v kluzném ložisku.
Klíčová slova: axiální hydrostatické ložisko
Úvod
Hydrostatická ložiska se využívají pro přenášení velmi hmotných zatížení a umožňují vzájemný
rotační nebo posuvný pohyb. Kluzné ložisko má obvykle nosné plochy rovinné a válcové, případně
bývají kulové a kuželové. Můžeme je rozdělit podle směru působení zatěžující síly na radiální a
axiální. Axiální hydrostatická ložiska mají obrovské uplatnění pro svou vysokou přesnost pohybu a
velkou únosnost ložiska. Používají se např. jako otočné stoly obráběcích center, nebo umožňují
rotační pohyb teleskopů a radarů vážících desítky tun.
U ložisek mazaných hydrostaticky se fluidní vrstva vytváří mezi dvěma kluznými plochami, pomocí
externího zdroje tlaku. Tímto externím zdrojem je výkonný hydrogenerátor (nebo více
hydrogenerátorů). Nachází se v hydraulickém agregátu a je zdrojem tlakové energie v hydraulickém
obvodu.
Tvorba kluzné vrstvy v axiálním hydrostatickém ložisku
Na obrázku 1 je schematicky znázorněno axiální hydrostatické ložisko. Spodní část ložiska je
pevně přichycena, horní část se může pohybovat. Ve spodní pevné části je vytvořena mazací drážka
odkud se dostává kapalina do ložiska. Minerální olej je přiváděn z čerpadla přes vedení a škrtící ventil
se stabilizací tlakového spádu do mazací drážky. V současném stavu je hydrogenerátor vypnutý a
axiální hydrostatické ložisko je v klidovém stavu. Mezi kluznými plochami není žádná fluidní vrstva.
Ložisko nevykonává pohyb, proto nedochází k abrazivnímu opotřebení. Měla by se volit vhodná
kluzná dvojice, která má při daném stavu minimální adhezivní opotřebení.
Obr. 1. Schéma axiálního hydrostatického ložiska – vypnuté čerpadlo
Ložisko může být pod stálou zátěží, například jako otočný systém teleskopů, nebo může být
zatížení přidáváno a měněno jako například u obráběcích strojů. V takových případech se ložiska
využívají jako otočné stoly, na které se položí polotovar připravený k obrábění. Při tomto úkonu se
71
Energetika a životní prostředí 2011
však snižuje hmotnost obráběného kusu a tím se také mění zatížení působící na axiální hydrostatické
ložisko.
Obrázek 2a znázorňuje působení zatěžující síly F na ložisko. V tomto momentě je ložisko stále
v klidu. Abychom mohli s ložiskem pohybovat, musíme zapnout čerpadlo. Kapalina je potom vedena
přes škrtící ventil se stabilizací tlakového spádu až k mazací drážce, kde se tlak kapaliny rovnoměrně
rozlije a začne působit na horní desku axiálního hydrostatického ložiska.
Když hydrostatický tlak v mazací drážce vzroste na dostatečnou hodnotu, začne se horní deska
nadzvedávat (Obr. 2b). Kapalina se rozleje po celé ploše a bude vytékat odpadními kanály zpět do
nádrže. Mezi kluznými plochami nastalo kapalné tření. Nyní se může axiální hydrostatické ložisko
začít pohybovat.
Obr. 2. Schéma axiálního hydrostatického ložiska, a) zvyšovaní tlaku, b) zvedání pohyblivé části
ložiska
Regulace fluidní vrstvy se provádí pomocí škrtícího ventilu se stabilizací tlakového spádu.
Pokud se zvětší zatížení ložiska (Obr. 3a) sníží se velikost kluzné vrstvy v ložisku a naopak. Když se
zatěžující síla sníží, pak se zvýší velikost kluzné vrstvy (Obr. 3b).
Kolísání zatěžující síly způsobuje změnu výšky kluzné vrstvy a tím i změnu poměrů tlaku
v ložisku. Hydrostatický tlak se reguluje pomocí škrtícího ventilu se stabilizací tlakového spádu. Pokud
má axiální hydrostatické ložisko více mazacích drážek, je v každé drážce regulován tlak zvlášť, tzn.
každá mazací drážka má svůj škrtící ventil se stabilizací tlakového spádu.
Obr. 3. Schéma axiálního hydrostatického ložiska, a) zvýšení zatížení, b) snížení zatížení
Regulace průtoku v axiálním hydrostatickém ložisku
Při náhlém zvýšení zatěžující síly může fluidní vrstva zhavarovat, tím může mezi kluznými
plochami dojít ke vzniku suchého tření. Nebo dojde k nenadálému snížení zatěžující síly, fluidní vrstva
nebezpečně vzroste a ložisko se může stát nestabilní. Jelikož je velikost průtoku řízena škrtícím
72
Energetika a životní prostředí 2011
ventilem se stabilizací tlakového spádu, můžeme těmto problémům zabránit. Mezi další varianty
regulace proudění patří:
™ kapilární kompenzace,
™ kompenzace clonou,
™ kompenzace ventilem s konstantním průtokem.
Kapilární kompenzace
V axiálním hydrostatickém ložisku se používá kapilární kompenzace (Obr. 4) pro omezení a
následné snížení tlaku. Kapilára je charakteristická svými rozměry. Má velmi malý průměr
v porovnání se svou délkou L > 20 d . Pro laminární proudění v kapiláře, kde vstupní a výstupní
účinky viskozity a změny v důsledky teploty a tlaku jsou zanedbávány, platí vztah
q=
k c ( p1 − p 2 )
η
, [m
3
.s −1 ]
(1)
kde
kc =
πd 4
128 L
3
, [m ]
kde k c je konstanta kapiláry,
(2)
η
je dynamická viskozita, p1 je tlak čerpadla a p 2 je tlak v mazací
drážce.
Z rovnice 1 vyplývá, že objemový průtok je lineárně závislý na změně tlaku v kapiláře.
V axiálním hydrostatickém ložisku s kapilární kompenzací a konstantním vstupním tlakem
z hydrogenerátoru bude se zvětšujícím se zatížením klesat průtok, protože tlak v mazací drážce je
úměrný zatížení.
Obr. 4. Kapilární kompenzace
Kompenzace clonou
Kompenzace clonou je velmi jednoduchá, ale velmi účinná. Umožňuje určitou volnost při výběru
zatížení a má lepší tuhost než kapilární kompenzace.
Objemový průtok kapaliny přes ostrohrannou clonu lze vyjádřit vztahem
q = k o ( p1 − p 2 ) 2 , [ m 3 .s −1 ]
1
(3)
kde
π .c d .d 2
k0 =
8.ρ
−1
1
, [ m .⎛⎜ s.N 2 ⎞⎟ ]
⎝
⎠
4
(4)
kde k o je konstanta clony, c d je odtokový součinitel clony a
ρ
je hustota kapaliny.
Z rovnice 3 vyplývá, že objemový průtok je úměrný druhé odmocnině z rozdílu dvou tlaků přes
clonu. Při proudění kapaliny clonou dochází k erozivnímu opotřebení hran clony a to má za následek
změnu charakteristiky proudění.
73
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 5. Kompenzace clonou
Kompenzace ventilem s konstantním průtokem
Na obrázku 6 je znázorněna kompenzace ventilem. Tento typ ventilu udržuje pomocí variabilní
clony konstantní průtok bez ohledu na tlak v mazací drážce.
Obr. 6. Kompenzace ventilem
Při porovnání všech tři kompenzací má kompenzace clonou nejmenší pořizovací náklady a
kompenzace válcem největší. Kapilární kompenzace má největší tendenci se zanášet a kompenzace
válcem se dá nejsnadněji regulovat.
Literatura
[1]
Hamrock, B., Schmid, S., Jacobson, B.: Fundamentals of Fluid Film Lubrication. New York,
2004. ISBN 0-8247-5371-2
[2]
Kozdera, M.: Projekční návrhy axiálních hydrostatických ložisek, Diplomová práce. Ostrava,
VŠB – TU Ostrava, 2007.
[3]
Stachowiak, G., Batchelor, A.: Engineering Tribology. 2005. ISBN 0-7506-7836-4
74
Energetika a životní prostředí 2011
PARNÍ ENERGETICKÁ JEDNOTKA STEAM ENERGY UNIT
Ing. Stanislav Kraml
Ing. Přemysl Kól, Ing. Zdeněk Frömel
TENZA, a.s., Svatopetrská 7, 617 00 Brno
Abstract
For provision of permanent development of society is also needed research’s, development’s
and verifier’s activity. These activity of society is focus on new innovations’ technologies and on verify
of developed technologies and processes in practice. A project of steam energy unit is focus on
testing of a steam engine for production of electric energy in system with biogas station.
Abstrakt
K zabezpečení trvalého rozvoje společnosti patří výzkumná, vývojová a ověřovací činnost.
Tato činnost společnosti je zaměřena na nové inovační technologie a na ověření vyvinutých
technologií a procesů v praxi. Projekt parní energetické jednotky je zaměřen na odzkoušení parního
motoru pro výrobu elektrické energie v soustavě s bioplynovou stanicí.
Klíčová slova: kogenerace, bioplynová stanice, paroplyn, parní motor
Parní energetická jednotka
Parní energetická jednotka (dále jen PEJ-1) je určena pro výrobu elektrické energie využitím tepla
spalin odchozích z bioplynové stanice. Je sestavena z parního motoru, kotle a dalších potřebných
komponent Clausius-Rankinova oběhu (Obr.1.). Ověřovací provoz PEJ-1 je jedním z vývojových
projektů společnosti TENZA při zavádění nových technologií na trh. Spaliny odchozí z kogenerační
o
o
jednotky bioplynové stanice mají teplotu v rozmezí od 430 C do 570 C. Z uvedeného vyplývá, že
teplotní potenciál je dostatečný pro využití k výrobě další elektrické energie, například formou
paroplynové jednotky. Většinou se u bioplynových stanic jedná o malé tepelné výkony odchozích
spalin o několika stovkách kW tepelného výkonu. Pro transformaci tepla na práci je u takto malých
výkonů vhodný pístový parní motor (Obr.2.), který vznikl za finanční podpory Ministerstva průmyslu a
obchodu ČR (projekt FT-TA4/092) a je hlavním technologickým prvkem PEJ-1.
Parní motor, podobně jako parní turbína využívá tlaku a teploty k výrobě mechanické práce. U turbín
se jedná o kontinuální expanzi páry v mezilopatkových kanálech turbíny. Lopatky turbíny tvoří rotující
kanály (rotor), kterými proudí pracovní tekutina. Vlivem silového působení proudu na tyto kanály
dochází k otáčení rotoru stroje , tekutina energii předává rotoru–turbína (akční síla je od proudu
tekutiny reakční od lopatek stroje). U pístového parního motoru dochází k přetržité expanzi páry ve
válci s pístem. Hlavními orgány pístového parního motoru jsou píst s pístní tyčí usazený ve válci a
rozvody páry, které zajišťují přívod a odvod páry z válce. Tlak páry vyvolává sílu působící na píst. Tato
síla muže být například přes pístní tyč a ojnici využita k pohonu klikové hřídele.
Jeden pracovní cyklus motoru lze rozdělit na čtyři doby:
(1) PLNĚNÍ Rozvod páry pouští do válce páru (vstupní-admisní pára) o určitém tlaku.
(2) EXPANZE Rozvod páry uzavře přívod páry do válce, ve kterém pára dále expanduje.
(3) VÝFUK Rozvod páry otevře vstup páry do válce a výstup páry z rozvodu.
(4) KOMPRESE Po výfuku páry z válce rozvod páry uzavře výstup páry z válce a pohybem pístu k
horní úvrati dochází ke kompresi zbylého objemu páry ve válci.
Parní motor má z podstaty objemového stroje jiné provozní vlastnosti než parní turbína a jeho
provozní vlastnosti nejsou z historických důvodů všeobecně dostatečně známy. Zároveň druh
prověřované aplikace v bioplynové stanici má specifické provozní vlastnosti celku, které se odlišují od
jiných aplikací a provozů pro výrobu elektrické energie. Z toho lze předpokládat i potíže při aplikaci
nové technologie.
Hlavní očekávané problémy zavádění nové technologie PEJ-1 spočívají v:
• neznalosti potřebných prvků Causius-Rankinova oběhu (Obr.1.)
• podcenění dispozice stavby (Obr. 4.)
• požadavcích na nereálné účinnosti
• proměnlivosti výkonu bioplynové stanice vlivem klimatických změn
• proměnlivosti výkonu stanice vlivem kvality řízení technologického procesu bioplynové stanice
• nedostatečné dlouhodobé rozvaze provozovatele o dlouhodobém způsobu provozu
bioplynové stanice
75
Energetika a životní prostředí 2011
Příklady dopadů podcenění přípravy projektu PEJ-1
Nevhodná dispozice vyvolá potřebu dlouhého spalinového potrubí s vysokou tlakovou ztrátou, čímž
• zvýší cenu dodávky
• zvýší tlakovou ztrátu proudících spalin a sníží výkon vlastní kogenerační jednotky (Obr.5.)
• neumožní instalaci PEJ-1 z důvodu ochranných pásem stanice a příjezdových a
manipulačních ploch
• omezí se obslužnost bioplynové stanice i PEJ-1
Nevhodné řízení procesu výroby bioplynu
• způsobí odlišný průtok spalin do PEJ
• omezit provoz PEJ z důvodu zvýšené tlakové ztráty
Nedostatečná znalost provozních stavů kogenerační jednotky
• může poškodit technologii při překročení teploty spalin
Nedostatečná rozvaha o budoucím způsobu provozu
• může zamezit vyvedení tepla z kondenzace pro další využití (Obr.6.)
• může zamezit zvýšení účinnosti stanice společně s PEJ-1 (Obr.7.)
• může zamezit zvýšení výkonu bioplynové stanice
Obr. 1. Základní technologické schéma s prvky Clausius-Rankinova oběhu
76
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 2. Prototyp pístového parního motoru TENZA, a.s.
Obr. 3. Skříň parního motoru s asynchronním generátorem a najížděcí soupravou
Obr. 4. Dispozice PEJ-1
77
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 5. Přívod spalin od kogenerační jednotky s nízkou tlakovou ztrátou
Obr. 6. Parní kotel s napájecí nádrží a prostorem pro dodatečné vybudování modulu vyvedení tepla
Obr. 7. Vzduchový kondenzátor umožňující další zvýšení účinnosti PEJ-1 prodloužením expanzního
spádu
Literatura
[1]
realizační dokumentace projektu TENZA, a.s.
[2]
http://oei.fme.vutbr.cz/jskorpik/pistovy-parni-motor.html
[3]
Vývoj malého pístového parního motoru, Jiří škorpík, Jan Fiedler, Energetika 2/2011
78
Energetika a životní prostředí 2011
OVĚŘENÍ LABORATORNÍ METODY OPTIMALIZACE VÁPENCE
K POUŽITÉMU PALIVU NA FLUIDNÍM KOTLI EPO
VERIFICATION OF LABORATHORY METHOD FOR CHOOSING A
LIMESTONE TO USED FUELS AT FLUIDIZED BED COMBUSTION
Ing. Petr Krejčí
I & C Energo a.s., Pražská 684/49, 674 01 Třebíč
Abstract
This paper presents operational results of verification of new laboratory method for choice a
fitting limestone to used fuels. The tests ware realized at Power plant Poříčí. The laboratory method
has been developed by The Institute of Chemical Technology in Prague and is verified for other types
of fluidized bed combustions as well.
Abstrakt
V příspěvku jsou shrnuty výsledky provozního ověřování laboratorní metody volby vápence
k danému typu paliva, které proběhlo na Elektrárně Poříčí. Metoda byla vyvinuta na VŠCHT v Praze a
rovněž je ověřována i na jiných typech fluidních kotlů, pro které je určena.
Klíčová slova: kotel s fluidním ložem, vápenec, odsiřování
Úvod
Spalování hnědého uhlí s relativně vysokým podílem síry vede u energetických zařízení
k nutnosti redukovat emise SO2, což se u fluidních kotlů běžně provádí dávkováním vápence přímo do
fluidního lože. Teplota se zde totiž nachází v optimálním pásmu z hlediska proběhnutí potřebných
reakcí k odsíření.
Na některých kotlích se pro odsíření spalin při dosažení nižších než povolených emisních limit
SO2 ovšem objevuje problém vysokého přebytku vápence. Někdy se ukazuje, že tento problém
nastává i při použití velmi kvalitních vápenců a že se nedaří situaci výrazněji zlepšit ani při spalování
paliva s vyšším přídavkem biomasy, která obsahuje výrazně méně podílu síry a měla by tak
jednoznačně vést k redukci potřeby vápence.
Problematika odsíření je o to zásadnější, neboť mezinárodní i česká legislativa vyžaduje
v budoucnu dále snižovat emise, což v tomto případě povede k vyšší potřebě dávkování vápence a
tím dojde přirozeně také k redukci účinnosti spalování. Takto ještě více porostou provozní náklady
energetických zdrojů. Vedle toho vysoký podíl nezreagovaného vápence způsobuje problémy při
přepravě popílku či skladování popelovin a to může zase zvýšit náklady na nutná protiopatření.
Proto je součástí řešení úkolů MPO č. FR-TI1/539: „Technologie pro zvýšení účinnosti
spalování a pro omezení emisí kotlů na fosilní paliva“ zařazena etapa 7 s názvem „Výzkum faktorů
ovlivňujících kvalitu odsiřování fluidních kotlů“. Součástí řešení této etapy je vedle výzkumu vlivů na
kvalitu odsíření a laboratorních metod optimalizace ještě vlastní ověřování těchto laboratorních
výsledků na pilotním energetickém zařízení na vybraném fluidním kotli Elektrárny Poříčí (EPO), která
je v majetku firmy ČEZ, a. s.
Základní informace o fluidním odsíření
Odsiřování fluidních kotlů spočívá v dávkování jemně rozemletého vápence do kotle trasami
ústícími do fluidní vrstvy nebo v přidávání mletého vápence přímo do uhlí. Při tomto procesu odsíření
probíhají zejména tyto reakce:
(1)
CaCO3 → CaO + CO2
CaO + SO2 + 12 O2
→ CaSO4
(2)
První reakce je známá jako kalcinace vápence a probíhá velmi dobře při teplotách 800 – 900°C,
což je běžná provozní teplota dosahovaná u fluidních kotlů v jejich ložové vrstvě. Druhá reakce
probíhá s potřebnou rychlostí především nad 600°C. Pro celý komplex reakcí je žádoucí nepřesahovat
významněji teplotu 1000°C.
Při záchytu SO2 na kalcinovaných částečkách se nejdříve na jejich povrchu vytvoří vrstva
CaSO4, která způsobuje, že další podíl SO2 se do částice dostává přes tuto vrstvu difúzí. To potom
vyžaduje delší pobyt částic ve spalovací komoře, což je u fluidních kotlů dosaženo.
Z uvedených rovnic je zřejmé, že stechiometrický poměr mezi přivedeným vápencem a
eliminovaným oxidem siřičitým je 1 : 1. V praxi však nelze dosáhnout úplné eliminace SO2. Běžná
79
Energetika a životní prostředí 2011
potřeba redukce SO2 ve výši 90% si vyžaduje poměr asi 2,5 : 1. Konkrétní hodnota je pochopitelně
závislá na obsahu síry v uhlí, druhu vápence a typu kotle i podmínkách provozu zařízení. Při
očekávaných nižších limitech v budoucnu se tento poměr bude zákonitě zhoršovat. Navíc již dnes se
někde vyskytuje poměr výrazně horší a hledají se příčiny tohoto stavu.
Nezreagovaný vápenec a především kalcinát se spolu s popelovinami potom vyváží na skládku
nebo se používá pro další zpracování. Působením vody především při dešti pak dochází k chemickým
reakcím a při vyšší koncentraci vzniká velké teplo doprovázené kouřem, což je nežádoucí stav jak na
skládce samotné, tak především při transportu.
Existují vápence různých kvalit daných původem, příměsemi, strukturou a pak také
granulometrií, která je již ale v podstatě výsledkem jeho zpracovávání a selekce pro různé účely
použití. To vše však může ovlivňovat reaktivitu vápence.
Pro hodnocení reaktivit vápenců bylo vypracováno několik metod, spočívajících především na
měření rychlosti rozpouštění vápenců v kyselinách. Tyto metody jsou vhodné k posouzení vápenců při
vypírání spalin vápencovou suspenzí, tedy při teplotách okolo 60°C, při kterých se tvoří dihydrát
síranu vápenatého.
Jen málo prací však bylo věnováno hodnocení vápenců pro odsiřování při vysokých teplotách.
Spočívaly v měření konverze samotných vápenců či jejich kalcinátů při styku s oxidem siřičitým
v modelových směsích po určitou velmi krátkou dobu (např. 5 - 100 s) a následné analýze obsahu
CaSO4 v testovaném vzorku. I při této krátké době styku reagujících fází je počáteční rychlost reakce
daná kinetickým mechanismem reakce 1. řádu nahrazena ve zlomku sekundy difůzí póry přes vzniklý
CaSO4 na povrchu vzniklého kalcinátu. To vede k dosažení konverze vápence např. jen 10% při
řádově sekundových prodlevách.
Při fluidním spalování je doba prodlení částic ve spalovacím prostoru nepoměrně delší, řádově
několik minut, což umožňuje vyšší proreagování přidávaného vápence, a dosažitelná konverze
vápence u cirkulačních fluidních kotlů se pohybuje v rozmezí 25 - 50%.
Navíc dosud žádná používaná metoda aplikována při výběru vápenců nerespektuje reaktivitu
CaO s možnými produkty spalování použitých paliv nebo s nečistotami samotných vápenců.
Zdá se totiž, že se obecně čistší vápenec (málo příměsí) nemusí reaktivitou vyrovnat ani
výrazněji horšímu vápenci z hlediska podílu CaCO3, a že se také pro různé uhlí jeví lepší reaktivita u
různých vápenců a že se reaktivita vápenců s SO2 ovlivňuje i přidáním biomasy, která přitom nemusí
mít velký podíl popela (nežádoucích minerálů) a tudíž by teoreticky neměla proces odsiřování
zásadněji ovlivňovat.
Z tohoto důvodu byla na VŠCHT vytvořena nová laboratorní metoda spočívající ve
vyhodnocování schopnosti odsiřování daného vzorku uhlí při teplotě 850°C s definovaným podílem
vápence a případně přidáváním biomasy (předpoklad zanedbatelné koncentrace síry). Podstatou je
sledování času do vyčerpání schopnosti kalcinovaného vápence eliminovat přiváděný SO2
z modelového plynu, tj. vyhodnocení tzv. průrazových křivek (viz podrobněji zprávu [1]).
Laboratorní výsledky a jejich ověření v reálném provozu
Pro EPO, kde se nyní spaluje hnědé uhlí často s přídavkem biomasy, byly porovnávány 3 druhy
vápenců a přípravek Envirol M1 (viz [1]). Laboratorní testy se zaměřily na vyhodnocení vhodnosti
daných vápenců k určenému typu uhlí a potom k posouzení přidávání biomasy (mokrá dřevní štěpka
s označením Komaxo) na posouzení ovlivnění procesu odsiřování.
Výsledky jednotlivých měření průrazových výstupních koncentrací (překročení limity 400 mg/m3)
u modelové fluidní vrstvy jsou shrnuty v následující tabulce Tab. 1. Vyhodnocovaly se časy překročení
přípustné koncentrace SO2 při konstantním průtoku modelového plynu (směs N2, CO2, O2 a SO2) a při
stálé teplotě v reaktoru.
Tab. 1:
Časy překročení limitní koncentrace 400 mg/m3 SO2
Druh vápence
Čas průrazu
Štramberk
Krkonoše - Černý Důl
Čertovy schody
Envirol M1
67 min.
52 min.
76 min.
4 min.
Přídavek biomasy byl aplikován pouze pro jeden typ vápence (Krkonoše - Černý Důl). Při
laboratorní zkoušce bylo přidáním 10 g štěpky Komaxo dosaženo zkrácení času překročení zmíněné
limitní koncentrace na pouhých 7 min.
80
Energetika a životní prostředí 2011
I když dosažené časy překročení limitní koncentrace v laboratorním testu jsou relativně dost
odlišné, v reálném provozu nastávají jiné podmínky a příslušné rozdíly mohou být méně výrazné. Je
třeba si uvědomit, že jde o specifické laboratorní podmínky, které mají za cíl především klasifikovat
typy vápenců pro dané uhlí dle kvality odsiřování. Reálný provozní stav by však měl toto pořadí
zachovat.
První zkoušky byly naplánovány na 2 týdny v říjnu. Primárním cílem těchto zkoušek bylo
vyhodnotit provoz fluidních kotlů při dodržování nových emisních limitů platných od 1. 1. 2016.
Testovací provoz byl navržen na dvě období: pro provoz se spalováním čistého uhlí (HU) a uhlí
s biomasou (OZE). To byly vhodné referenční stavy i pro naše požadavky k ověření laboratorních
výsledků optimalizace vápence.
Výsledky byly zpracovány pracovníky EPO a jsou shrnuty v následující tabulce Tab. 2.
Tab. 2: Vyhodnocení provozu fluidního kotle K8 z hlediska kvality odsíření při použití dvou druhů paliva pro
provoz s novými emisními limitami platnými od 1.1.2016
Spotřeba vápence na FK8 a porovnání spotřeby
s teoretickou
Výhřevnost paliva
Spotřeba vápence
Spálené palivo
Obsah síry v palivu
Koncentrace SO2 ve spalinách do komína
Množství Sta vázané na škváru
Volné CaO v úletovém popelu
Volné CaO v ložovém popelu
O2 ve spalinách za EKO K8
Měrná spotřeba vápence
Množství S v palivu
Množství S vázané na škváru
Množství S k odsíření
Množství SO2 k odsíření
Koncentrace SO2 ve spalinách
Účinnost odsíření
Množství SO2 odstraněného odsířením
Teoret. množství vápence na odsíření
Přebytek vápence
Kreag.korig. na škváru
Množství nezreagovaného vápence v popelovinách
Procento nezreagovaného vápence z celkové spotř.
Teoret. spotř. vápence na kg SO2 odstr. ze spalin
Skuteč. spotř. vápence na kg SO2 odstr. ze spalin
množství Ca přivedeného do kotle
množství síry v odchozích spalinách
množství síry přivedené do kotle
množství zachycené síry
Ca/S
Ca/S
Jednotky
4.-10.10.2010
100% HU
11.-16.10.2010
15,2% OZE
GJ/t
t
t
%
mg/m3
%
%
%
%
kg/GJ
t
t
t
kg
mg/m3
%
kg
t
1
1
t
%
kg/kg
kg/kg
t
t
t
t
kg/kg
mol/mol
18,4740
646
5 484
1,07
245,45
4,87
17,06
7,43
4,05
6,372
58,61
2,85
55,75
111 398
2955,8
91,70
102 148
168,62
3,8286
119,52
477,0
282,9
1,651
6,320
244,41
4,63
58,61
53,98
4,53
2,83
15,6435
474
5 109
0,84
221,70
4,87
16,07
7,91
4,02
5,926
43,06
2,10
40,96
81 841
2752,7
91,95
75 250
124,22
3,8127
119,02
349,4
281,3
1,651
6,294
179,30
3,30
43,06
39,76
4,51
2,82
První provozní ověření laboratorních testů na reálném zařízení fluidního kotle EPO neukázalo,
že očekávané zhoršení odsiřovacích schopností vápenců přidáním většího podílu biomasy. Při
průměrně nižším podílu síry v palivu a nižší hodnotě emisí v týdnu s palivem s více než 15%
hmotnostním podílem biomasy se molární poměr Ca : S prakticky nezměnil a byl tedy 2,82 oproti 2,83
při provozu pouze na hnědé uhlí.
Testovací provoz s jiným typem vápence (Čertovy schody) v délce 19 dní (odpovídá množství
objednaného vápence) byl rozdělen na dvě období: provoz se spalováním čistého uhlí a uhlí
s biomasou. Jako referenční bylo voleno stejně dlouhé období z března 2011, kdy bylo obdobné
81
Energetika a životní prostředí 2011
složení paliva a podobná výkonová hladina, aby ověření laboratorních výsledků optimalizace vápence
bylo dostatečně věrohodné.
Po realizaci testovacího provozu byly opět výsledky zpracovány pracovníky EPO a shrnujeme
je v následující tabulce Tab. 3.
Tab. 3: Vyhodnocení provozu fluidního kotle K8 z hlediska kvality odsíření při použití dvou různých druhů
vápence
Spotřeba vápence na FK8 a porovnání spotřeby
s teoretickou
Průměrný výkon kotle
Výhřevnost paliva
Spotřeba vápence
Spálené palivo
Obsah síry v palivu
Čistota vápence
Koncentrace SO2 ve spalinách do komína
Množství Sta vázané na škváru
Volné CaO v úletovém popelu
Volné CaO v ložovém popelu
O2 ve spalinách za EKO K8
Měrná spotřeba vápence
Množství S v palivu
Množství S vázané na škváru
Množství S k odsíření
Množství SO2 k odsíření
Koncentrace SO2 ve spalinách
Účinnost odsíření
Množství SO2 odstraněného odsířením
Teoret. množství vápence na odsíření
Přebytek vápence
Kreag.korig. na škváru
Množství nezreagovaného vápence v popelovinách
Procento nezreagovaného vápence z celkové spotř.
Teoret. spotř. vápence na kg SO2 odstr. ze spalin
Skuteč. spotř. vápence na kg SO2 odstr. ze spalin
množství Ca přivedeného do kotle
množství síry v odchozích spalinách
množství síry přivedené do kotle
množství zachycené síry
Ca/S
Ca/S
Jednotky
3.-21.5.2011
Čertovy sch.
11.-29.3.2011
Černý Důl
t/h
GJ/t
t
t
%
%
mg/m3
%
%
%
%
kg/GJ
t
t
t
kg
mg/m3
%
kg
t
1
1
t
%
kg/kg
kg/kg
t
t
t
t
kg/kg
mol/mol
188,2
15,791
729
15 130
0,896
95,76
481,9
5,00
4,95
9,85
4,16
3,0512
135,56
6,78
128,78
257 325
2 895,2
83,35
214 491
349,96
2,0831
65,030
379,0
108,3
1,632
3,399
279,23
21,42
135,56
114,15
2,45
1,529
188,9
14,929
958
16 158
0,837
94,51
492,2
5,00
10,46
7,67
4,09
3,9715
135,32
6,77
128,55
256 858
2 862,4
82,80
212 687
351,62
2,7246
85,056
606,4
172,5
1,653
4,504
362,15
22,09
135,32
113,23
3,20
1,999
Závěr
Pro jednoznačné vyhodnocení bylo požadováno, aby všechny testy byly prováděny dlouhodobě
(minimálně 5 dní), čímž se zjistí co nejpřesněji všechny dopady na provoz a vyhodnotí se nejen dobře
spotřeba vápence vážením, ale ukáže se i dopad na popeloviny s upřesněním nevyužitého Ca a
stanovením celkové kvality provozu. Tj. vyhodnotí se nejen kvalita odsíření, ale i účinnost výroby a
kvalita popelovin, která je pro EPO významným parametrem z pohledu prodeje popílku jako suroviny
pro stavební výrobu.
I když dosažené časy překročení limitní koncentrace v laboratorním testu jsou relativně dost
odlišné, v reálném provozu nastávají jiné podmínky a příslušné rozdíly mohou být méně výrazné. Je
třeba si uvědomit, že jde o specifické laboratorní podmínky, které mají za cíl především klasifikovat
typy vápenců pro dané uhlí dle kvality odsiřování. Reálný provozní stav by však měl toto pořadí
zachovat.
82
Energetika a životní prostředí 2011
Druhá část provozního ověření laboratorních testů na reálném zařízení fluidního kotle EPO
potvrdilo očekávané zlepšení odsiřovacích schopností u vápence Čertovy schody oproti standardně
používanému vápenci Krkonoše – Černý Důl. Navíc celé testovací i referenční období bylo dostatečně
dlouhé a tudíž vyhodnocení průměrů za celý příslušný čas zřejmě dává dostatečně věrohodné
výsledky.
Při průměrně obdobném palivu a výkonu se molární poměr Ca : S i měrná spotřeba vápence
Čertovy schody snížila o více než 23% oproti standardnímu druhu používaného vápence. To prakticky
vede k možné úspoře 24% vápence.
Oproti teoretickému laboratornímu ohodnocení zlepšení kvality odsíření s vápencem Čertovy
schody s očekávanou spotřebou tohoto alternativního vápence na úrovni 68% oproti vápenci
Krkonoše – Černý Důl se při reálném provozu podařilo dosáhnout snížené spotřeby na úrovni 76%. To
je sice výraznější rozdíl oproti laboratorním výsledkům, ovšem díky rozdílným podmínkám zcela
očekávaný. V reálném zařízení totiž oproti laboratorním podmínkám např. dochází k výraznému úletu
částic a tím k možnému omezení množství materiálu pro odsiřování. Výsledky jsou takto v souladu
s předpoklady o určité redukci rozdílů mezi jednotlivými vápenci v reálném energetickém zařízení.
Potvrzuje se tak vysoká citlivost vytvořené laboratorní metody pro posouzení kvality vápenců ve
vztahu k použitému palivu a dle zkušeností s jinými podobnými zkouškami na dalších energetických
zařízeních tak tato metoda poskytuje velice dobrý základ pro výběr vápence nebo volbu kombinace
paliva a vápence při fluidním spalování.
Literatura
[1]
Kozlová Z., Buryan P., Skoblia S., Beňo Z.: Optimalizace odsíření fluidních kotlů Elektrárny
Poříčí – III, VŠCHT Praha, 2010
[2]
Krejčí P.: Ověření laboratorní metody optimalizace vápence k použitému palivu na fluidním kotli
EPO, I & C Energo a.s., ICE1/ZI00068/TZ/E07_1_02/rev00, prosinec 2010
[3]
Krejčí P.: Ověření laboratorní metody optimalizace vápence k použitému palivu na fluidním kotli
EPO – část 2, I & C Energo a.s., ICE1/ZI00068/TZ/E07_1_03/rev00, červen 2011
83
Energetika a životní prostředí 2011
INFLUENCE OF COMPACTING PRESSURE AND PRESSING TEMPERATURE AT
BRIQUETTING ON THE DILATATION OF BIOMASS BRIQUETTES
VPLYV LISOVACIEHO TLAKU A TEPLOTY PRI BRIKETOVANÍ NA
DILATÁCIU VÝLISKOV Z BIOMASY
Ing. Peter Križan, PhD.
Prof. Ing. Ľubomír Šooš, PhD.
Ing. Miloš Matúš
Ústav výrobných systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality, Strojnícka fakulta STU
v Bratislave, Nám. Slobody 17, 81231 Bratislava, email:[email protected], tel.: +421257296537
Abstract
The aim of this contribution is to present the results of experimental research of briquetting
process. As we know the final product of briquetting process is briquette. Briquette density is
evaluated mainly by briquette density. Briquette density is very important from manipulation, burning
speed and briquette stability point of view. At briquetting exists many parameters (technological and
also constructional) which influencing the final briquettes quality. On our department we did many
experiments for determination of the impact of these parameters. Each briquette can be evaluated and
measured before stabilization time and also after stabilization time. This procedure is very important
because through stabilization time briquette can change his dimensions and weight. This influencing
the evaluation results very negative. In this contribution we would like to present also some important
facts about stabilization time and dilatation of briquettes.
Abstrakt
Cieľom tohto príspevku je prezentovať výsledky experimentálneho výskumu procesu
briketovania. Ako vieme, finálnym produktom procesu briketovania je briketa – výlisok. Kvalita brikety
je hodnotená viacerými ukazovateľmi, ale hlavne hustotou brikety. Hustota brikety je veľmi dôležitý
ukazovateľ z pohľadu manipulácie, rýchlosti horenia a stálosti brikety. Pri briketovaní existuje viacero
parametrov (technologických, ale aj konštrukčných), ktoré ovplyvňujú výslednú kvalitu brikiet. Na
našom pracovisku sme vykonali viacero experimentov pre stanovenie vplyvu tíchto parametrov. Každý
výlisok môže byť vyhodnocovaný a meraný pred dobou stabilizácie (tesne po vylisovaní) a tiež po
dobe stabilizácie. Tento proces je veľmi dôležitý, pretože počas doby stabilizácie môže briketa zmeniť
svoje rozmery a hmotnosť. Toto ovplyvňuje veľmi negatívne aj vyhodnotenie experimentov. V tomto
príspevku by sme chceli prezentovať a poukázať na zopár faktov a dôležitých informácií o dobe
stabilizácie a dilatácii výliskov.
Keywords: briquetting, briquette, briquette density, stabilization time, dilatation, compacting pressure,
pressing temperature
Kľúčové slová: briketovanie, briketa, hustota brikety, doba stabilizácie, dilatácia, lisovací tlak,
lisovacia teplota
Úvod o dobe stabilizácie
Pri vyhodnocovaní experimentov v laboratóriách aj pri zisťovaní „informačnej“ kvality výliskov
na výrobných prevádzkach by sa štandardne malo postupovať podľa postupov popísaných v platných
technických normách. Norma DIN 52182 [2] (doplnková norma k norme DIN 51731 [3]) popisuje
postup zisťovania hustoty výliskov. Po vylisovaní umiestnime výlisok do stabilných klimatických
podmienok. Priebežne meriame výlisok (jeho priemer, dĺžku a hmotnosť), avšak s týmito hodnotami
ešte nie je možné ďalej pracovať. Dôvodom je dilatácia. Dilatácia je jav bežný, ale nevyhovujúci. Je
nutné s ňou však uvažovať pri zisťovaní hustoty výliskov. Výlisok mení vplyvom dilatácie svoje
rozmery. Proces dilatácie vzniká vplyvom uvoľnenia lisovacieho tlaku a v závislosti od vzájomnej
interakcie lisovacej teploty, vstupnej vlhkosti lisovaného materiálu a vstupnej veľkosti frakcie. Na
základe týchto hodnôt môže mať dilatácia charakter záporný aj kladný, t.z. rozmery výlisku sa môžu
zväčšovať, ale tak isto aj zmenšovať. Menovaná norma uvažuje s dobou stabilizácie. To je doba,
počas ktorej sa výlisok stabilizuje, dilatuje. Počas tejto doby výlisok priebežne meriame
a vyhodnocujeme jeho hmotnosť. Ak sa v priebehu posledných 24 hodín zmení hmotnosť výlisku
najviac o 0,1 %, pokladáme stav výlisku za ustálený [2]. Dosiahnutú hmotnosť stanovíme ako
84
Energetika a životní prostředí 2011
hmotnosť výlisku mn (kg; g). Na výlisku potom zmeriame geometrické rozmery (priemer a dĺžku
výlisku). Z nameraných geometrických rozmerov vypočítame objem výlisku Vn (m3; cm3) a následne
jeho hustotu ρn (kg.m-3; g.cm-3). Hustota výliskov je najdôležitejším ukazovateľom kvality. Hustota
výliskov je dôležitá z hľadiska ich manipulácie. Výlisky musia byť súdržné, aby nevznikali trhliny
a neoddeľovali sa jemné častice. So zvyšovaním hustoty výliskov z drevnej hmoty sa úmerne zvyšuje
aj ich pevnosť. Výlisky s vyššou hustotou majú dlhšiu dobu horenia, čo je vzhľadom na ich primárnu
úlohu ako paliva najvýznamnejšia vlastnosť. Vyššia hustota priaznivo ovplyvňuje tiež dlhotrvajúcu
objemovú a tvarovú stálosť výlisku, ako aj znižuje schopnosť výlisku absorbovať vlhkosť zo vzduchu.
Na hustotu výlisku najvýraznejšie vplývajú lisovací tlak, lisovacia teplota, vlhkosť a veľkosť vstupného
materiálu. Tieto parametre ovplyvňujú taktiež aj samotný proces lisovania, teda vznik väzbových
mechanizmov medzi pevnými časticami partikulárnej látky. Experimentmi v našich laboratóriách
a taktiež zo skúseností z prevádzok vieme, že tieto parametre ovplyvňujú aj dobu stabilizácie a teda aj
veľkosť dilatácie.
Ako už bolo napísané vyššie, doba stabilizácie je doba počas ktorej sa výlisok stabilizuje. Je nutné
aby sa s dobou stabilizácie uvažovalo po procese lisovania. Pri laboratórnych experimentoch môže
výrazne skresliť výsledky experimentov. Pri reálnych prevádzkach môže dôjsť pri nenastavení
optimálnych podmienok a pri neakceptovaní vplyvu dilatácie výliskov k ich deštrukcii a vzniku
enormného množstva odrolu. Po nedostatočnom vychladnutí výliskov pred balením, dôjde taktiež ku
kondenzácii unikajúcej vlhkosti z výlisku, čo má za následok biodegradáciu výlisku.
Obr.1 Kvádrová briketa - dilatácia výlisku (vľavo); výlisok bez dilatácie (vpravo)
Experimentálny výskum
Je veľmi dôležité s dilatáciou uvažovať. Poznáme to všetci aj z rôznych iných strojárskych či
stavebníckych aplikácií. Preto sme na našom pracovisku rozbehli experimenty pre bližšie poznanie
doby stabilizácie a samotnej dilatácie, a poznanie najdôležitejších faktorov, ktoré vplývajú na dilatáciu
výliskov po zhutnení. Preto bolo nutné urobiť experimenty pre zisťovanie priebehu samotnej dilatácie,
jej veľkosť a parametre ktoré ju ovplyvňujú, ktoré vplývajú na jej veľkosť a tým ovplyvňujú aj výslednú
kvalitu výlisku. Pre potreby experimentu bol skonštruovaný experimentálny lisovací stend. Na tomto
stende bolo možné meniť lisovací tlak a lisovaciu teplotu, pri meniacej sa vlhkosti a veľkosti vstupnej
frakcie. Vychádzali sme z poznatkov nadobudnutých predchádzajúcimi experimentmi a ich
verifikáciami v praxi. Každý materiál je pre proces zhutňovania (briketovanie, peletovanie) špecifický a
jedinečný. Má svoju štruktúru, chemické zloženie, hustotu, pórovitosť, vlhkosť a iné dôležité vlastnosti.
Preto bolo nutné vykonať experimenty pre každý materiál zvlášť. Vyhodnocovanie prebiehalo v súlade
s platnou normou DIN 52182 [2]. Pre časovú náročnosť sme neboli doteraz schopný dokončiť všetky
experimenty, ktoré sme mali v pláne, a preto nie je možné prezentovať kompletné výsledky. Avšak aj
na publikovaných čiastkových výsledkoch je možné pozorovať vplyv technologických parametrov na
dilatáciu.
Experimenty prebiehali v laboratórnych podmienkach pri teplotách okolia približne 23°C. V
úvode sme si zvolili parametre, pri ktorých sme vykonali úvodné experimenty na zistenie vplyvu
lisovacieho tlaku a lisovacej teploty. Pre jednu hodnotu vynesenú do grafu sme urobili vždy 10
výliskov, ktoré sme odvážili a zmerali. Po minimálne 24 hodinovej stabilizácií sme váženie a meranie
zopakovali. Všetky nasledovné závislosti sme vykonávali rovnakým spôsobom a snažili sme sa
zachovať rovnaké podmienky lisovania počas celého experimentu. Lisovanie prebehlo v troch
referenčných hodnotách lisovacej teploty: 25 ºC, 85 ºC a 115 ºC. Lisovali sme smrekové, borovicové,
85
Energetika a životní prostředí 2011
dubové a bukové piliny a taktiež aj sena. V tomto príspevky sme však uvádzame im výsledky
z lisovania borovicových pilín a sena. Všetky výsledky, teda výlisky porovnávame z pohľadu hustoty
výliskov. Toto je ukazovateľ kvality, ktorý najväčšou mierou hovorí o kvalite výliskov. Podľa normy DIN
Plus by hustota výliskov mala dosiahnuť viac ako 1,12 kg/dm3 resp. g/cm3 [1].
Vplyv lisovacieho tlaku
Experimenty sme vykonávali na základe vopred stanoveného experimentálneho plánu. V prvej
fáze sme sa snažili zaznamenať vplyv lisovacieho tlaku na kvalitu výliskov – hodnotenú ich hustotou.
Toto súvisí aj s vplyvom na dilatáciu. Lisovací tlak je faktor, ovplyvňujúci hlavne pevnosť výliskov.
Pevnosť výliskov vplýva na trvanlivosť výliskov, pretože s nárastom pevnosti klesá náchylnosť na
nasávanie atmosférickej vlhkosti pri dlhšom skladovaní. Pevnosť výlisku je vyššia pri zhutňovaní kde
pôsobia vyššie tlaky. Rastie až do medze pevnosti zhutňovaného materiálu. Na nasledujúcom
obrázku 2 môžeme vidieť výlisky rovnakého druhu materiálu, veľkosti vstupnej frakcie, vlhkosti
vstupného materiálu a taktiež lisovacej teploty. Avšak lisovací tlak bol v každom prípade iný. Vidíme,
že pri nižších hodnotách tlakov, sa výlisky po uvoľnení tlaku rozpadli. Pri vyšších hodnotách tlakov, sú
výlisky kompaktné a súdržné. Pri nižších tlakoch sa v bunkových štruktúrach materiálu nevytvorí
dostatočne silná väzba, ktorá by udržala výlisok kompaktný. Avšak s rastúcim lisovacím tlakom rastie
31 MPa
63 MPa
159 MPa
191 MPa
254 MPa
Obr. 2 Vplyv zmeny pôsobiaceho lisovacieho tlaku na výlisky z borovicových pilín [4]
aj hustota výliskov. To dokazujú aj výsledky v grafickej podobe, na nasledujúcom obrázku 3. v tomto
prípade išlo o lisovanie borovicových pilín vlhkosti 10 % a veľkosti frakcie 2 mm pri lisovacej teplote 25
°C. Tu si môžeme všimnúť 2 krivky. Jedna predstavuje hustotu výliskov pred stabilizáciou a druhá po
stabilizácií. V percentuálnom vyjadrení to znamená, že hustota po stabilizácii klesla o približne 22 %
oproti stavu pred stabilizáciou, t.z. tesne po vylisovaní. Tento rozdiel je výrazný.
1,2
1,1
1
Hustota výliskov [kg/dm3]
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
Lisovací tlak [MPa]
pred stabilizáciou
po stabilizácií
Logaritmický (pred stabilizáciou)
Logaritmický (po stabilizácií)
Obr. 3 Závislosť hustoty výliskov z borovicových pilín od lisovacieho tlaku pri lisovacej teplote 25°C
86
Energetika a životní prostředí 2011
Samozrejme parameter, ktorý rozhoduje o správaní sa výliskov počas zhutňovaní a po
zhutňovaní je druh lisovaného materiálu. Každý materiál má svoje špecifické zloženie, mechanické
vlastnosti a taktiež chemické zloženie. Preto sme skúsili v ďalšom kroku lisovať vzorku zo skupiny
fytomasy. Zvolili sme si seno. Po mechanickej úprave vzorky sena sme pristúpili k lisovaniu.
31 MPa
63 MPa
159 MPa
191 MPa
254 MPa
Obr. 4 Vplyv zmeny pôsobiaceho lisovacieho tlaku na výlisky zo sena [5]
Pri lisovaní sena rovnakými lisovacími tlakmi (v porovnaní s borovicovými pilinami) vidíme, že výlisky
sú do istej miery aj pri nižších tlakoch súdržné a kompaktné – teda majú vyššiu hustotu ako výlisky
z borovicových pilín. Toto je spôsobené zložením a štruktúrou lisovaného materiálu. Tieto parametre
ovplyvňujú počas lisovania trecie a tým aj tlakové podmienky v lisovacej komore stroja. Všeobecne je
známe, že pri lisovaní odpadov z fytomasy sa používajú nižšie lisovacie tlaky ako pri lisovaní odpadov
z dendromasy. Alebo inak povedané, stroje ktoré dokážu zlisovať seno alebo slamu, nemusia vedieť
ešte zlisovať drevné piliny. Preto je nutné pri výbere zhutňovacieho stroja pozorne sledovať aj
materiály, ktoré dokáže stroj zlisovať. Toto tvrdenie dokazuje aj závislosť na nasledujúcom obrázku 5.
1,3
Hustota výliskov [kg/dm3]
1,2
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0
50
100
150
200
250
300
350
Lisovací tlak [MPa]
pred stabilizáciou
po stabilizácii
Logaritmický (pred stabilizáciou)
Logaritmický (po stabilizácii)
Obr. 5 Závislosť hustoty výliskov zo sena od lisovacieho tlaku [5]
Môžeme tu vidieť závislosť hustoty výliskov zo sena od lisovacieho tlaku pri lisovacej teplote 25 ºC.
Vidíme, že charakter kriviek, teda vplyv a veľkosť dilatácie je veľmi podobná ako pri závislosti na
obrázku 3. Avšak dosiahnuté hustoty výliskov po stabilizácii sú výrazne rozdielne. Normou udávanú
hustotu výlisku sme nedosiahli ani pred ani po stabilizácií, avšak hustotu 0,9 g/cm3 dosiahnutú pri
maximálnom lisovacom tlaku (318 MPa) pri lisovaní borovicových pilín, sme pri lisovaní sena dosiahli
pri tlaku 120 MPa.
Ďalším experimentom sme sa chceli „vnoriť“ hlbšie do pozorovania priebehu dilatácie. Preto
sme spracovali výsledky pre každú úroveň lisovacieho tlaku z intervalu od 31 do 318 MPa. Na
nasledujúcich obrázkoch môžeme vidieť grafické závislosti hustôt všetkých výliskov vylisovaných pri
87
Energetika a životní prostředí 2011
určitej úrovni lisovacieho tlaku. Spracované sú tu výsledky z lisovania sena. Pre každú z úrovní
lisovacieho tlaku sme vylisovali 10 výliskov.
63 MPa
31 MPa
1,0
Hustota výliskov [kg/dm3]
Hustota výliskov [kg/dm3]
0,8
0,7
0,6
0,9
0,8
0,7
0,5
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0
11
1
2
3
4
5
pred stabilizáciou
7
pred stabilizáciou
po stabilizácii
95 MPa
8
9
10
11
po stabilizácii
127 MPa
1,2
Hustota výliskov [kg/dm3]
1,1
Hustota výliskov [kg/dm3]
6
Číslo výlisku
Číslo výlisku
1,0
0,9
1,1
1,0
0,8
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
0,9
Číslo výlisku
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Číslo výlisku
pred stabilizáciou
po stabilizácii
pred stabilizáciou
159 MPa
191 MPa
1,2
1,2
Hustota výliskov [kg/dm3]
Hustota výliskov [kg/dm3]
po stabilizácii
1,1
1,0
0,9
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
1,0
0,9
12
0
Číslo výlisku
pred stabilizáciou
1,1
1
2
3
4
5
6
8
9
10
po stabilizácii
pred stabilizáciou
222 MPa
po stabilizácii
254 MPa
1,3
1,3
Hustota výliskov [kg/dm3]
Hustota výliskov [kg/dm3]
7
Číslo výlisku
1,2
1,1
1,0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
1,1
1,0
11
0
Číslo výlisku
pred stabilizáciou
1,2
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Číslo výlisku
po stabilizácii
pred stabilizáciou
po stabilizácii
Obr. 6 Hodnoty hustôt jednotlivých výliskov zo sena pri rôznych úrovniach lisovacieho tlaku
Na uvedených grafických závislostiach môžeme vidieť, že zmena hustoty po dilatácii sa mierne mení
v závislosti od hodnoty lisovacieho tlaku. Zjemňovanie kriviek po stabilizácií znamená zmierňovanie
rozdielov medzi hustotami jednotlivých výliskov Najväčší percentuálny rozdiel hustôt pred stabilizáciou
a po stabilizácií bol zaznamenaný pri lisovacom tlaku 31 MPa s hodnotou približne 15,5 %.
S postupným zvyšovaním lisovacieho tlaku sa zmenšuje percentuálny rozdiel zmeny hustôt pred a po
88
11
Energetika a životní prostředí 2011
stabilizácií. Môžeme preto povedať, lisovací tlak ovplyvňuje veľkosť dilatácie. Toto tvrdenie je graficky
znázornené na nasledujúcom obrázku 7.
16
15
Rozdiel zmeny hustôt [%]
14
13
12
11
10
9
8
7
6
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
Lisovací tlak [MPa]
Obr. 7 Percentuálny rozdiel zmeny hustôt v závislosti od pôsobiaceho lisovacieho tlaku pri výliskoch zo sena
Vplyv lisovacej teploty
Následne sme pristúpili k experimentom na zistenie vplyvu lisovacej teploty. Na nasledujúcom
obrázku 8 môžeme vidieť závislosť hustoty výliskov od lisovacieho tlaku pri rôznych teplotných
hladinách. Je tu jasne dokázaný kladný vplyv lisovacej teploty. Zvyšovaním lisovacej teploty rástla aj
hustota výliskov [4]. Lisovacia teplota kladne pôsobí na lignínovú zložku lisovaného materiálu.
Lisovacia teplota vplýva na plastifikáciu lignínu. Čím vyššou teplotou ohrievame materiál počas
lisovania, tým sa stáva lignín plastifikovanejším. Ak je lignín v lisovanom materiály v plastifikovanom
stave, po zalisovaní tento lepšie naviaže na seba pevné častice materiálu. Po vychladnutí a stvrdnutí
výlisku, raste hustota aj pevnosť výliskov v porovnaní s výliskami lisovanými bez lisovacej teploty.
1,3
115°C
85°C
Hustota výliskov [kg/dm3]
1,1
25°C
0,9
0,7
0,5
0,3
0
50
100
150
200
250
300
350
Lisovací tlak [MPa]
Obr. 8 Závislosť hustoty výliskov od lisovacieho tlaku pri rôznych lisovacích teplotách [4]
Závislosť na obrázku 8 je zostrojená z výsledkov po stabilizácií. Pre prehľadnosť grafov sme výsledky
pred stabilizáciou uviedli samostatne pre každú z použitých hladín lisovacích teplôt. Takže na
obrázkoch 3, 9 a 10 sa bližšie pozrieme na vplyv lisovacej teploty na dobu stabilizácie výliskov
z borovicových pilín. Na obrázku 3 môžeme vidieť výsledky pred stabilizáciou aj po stabilizácii, ktoré
89
Energetika a životní prostředí 2011
sme dosiahli lisovaním pri teplote 25ºC. Všimnime si, že po stabilizovaní výliskov hustota výliskov
klesla. Toto môžeme pripísať absencii teploty potrebnej na plastifikáciu lignínu a teda aj dôkladnejšie
previazanie bunkových štruktúr lisovaného materiálu s lignínom [4]. Teplota výrazne ovplyvňuje aj
väzbové mechanizmy vznikajúce medzi pevnými časticami lisovaného materiálu. V tomto prípade sa
vytvorili medzi jednotlivými pevnými časticami väzby vplyvom van der Waalsových príťažlivých síl. Na
základe zmenšovania vzdialenosti medzi pevnými časticami a vlhkosti lisovanej látky obsiahnutej
predovšetkým na povrchu častíc, sa začínajú vytvárať kvapalinové mostíky. Častice sa približujú a sú
stláčané vplyvom vyvodenej lisovacej sily, a na základe svojho tvaru sa navzájom prepletajú
a vytvárajú tvarové väzby [6]. Drevo je pružný materiál. Preto na prekonanie medze pružnosti
potrebujeme pôsobiť optimálnymi podmienkami, aby sme medzi časticami vytvorili väzby, ktoré sú
pevnejšie ako je samotná pružnosť lisovaného materiálu. Keďže pri týchto podmienkach takéto väzby
vytvorené neboli, po uvoľnení lisovacej sily výlisok zmenil svoje rozmery, dilatoval. Preto
zaznamenávame nižšiu hustotu po stabilizácii ako pred stabilizáciou. Treba ešte pripomenúť, že
nastavením takýchto parametrov pri lisovaní sme nedosiahli normou udávanú hustotu výlisku ani pred
ani po stabilizácií.
Na ďalšom obrázku 9 je zobrazená závislosť hustoty výliskov od lisovacieho tlaku pri lisovacej teplote
85 ºC. Ako vidieť, rozdiel medzi krivkami, ktoré zobrazujú stav pred a po stabilizácií sa zmenšil.
V percentuálnom vyjadrení, hustota výliskov pred stabilizáciou klesla o necelých 1,5 % oproti stavu
pred stabilizáciou. To je výrazný rozdiel oproti výliskom lisovaných pri 25 ºC , kde to bolo až cca 22 %!
Toto pripisujeme vplyvu vyššej teploty ako v predchádzajúcom prípade. Pred stabilizáciou dosahovali
výlisky vyššiu hustotu ako po stabilizácií, avšak už sme získali výlisky ktoré dosiahli aj po stabilizácií
normou stanovenú hustotu. V tomto prípade už došlo k lepšiemu previazaniu jednotlivých častíc
materiálu s do určitej fázy plastifikovaným lignínom. Avšak výlisok ešte stále nemá dostatočnú
vnútornú pevnosť, ktorá by zabránila rozpínaniu výliskov a tým znižovaniu hustoty výliskov. Vplyvom
unikajúcej vlhkosti a pružnosti materiálu, síce nie v takej miere ako pri teplote 25 ºC, dochádzalo
3
k určitému „napučaniu“ výliskov. Normou danú hustotu výliskov (1,12 g/cm ) sme dosiahli pri
lisovacom tlaku 220 MPa.
1,15
1,1
Hustota výliskov [kg/dm3]
1,05
1
0,95
0,9
0,85
0,8
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
Lisovací tlak [MPa]
pred stabilizáciou
po stabilizácií
Logaritmický (pred stabilizáciou)
Logaritmický (po stabilizácií)
Obr. 9 Závislosť hustoty výliskov z borovicových pilín od lisovacieho tlaku pri lisovacej teplote 85°C
Závislosť hustoty výliskov od lisovacieho tlaku pri lisovacej teplote 115 ºC (Obr.10), nám dokazuje
naše tvrdenia, že ak lisujeme pri vyššej teplote, môžeme použiť nižší lisovací tlak. Rozdiel medzi
krivkami pred a po stabilizácií je opäť menší ako v predchádzajúcich prípadoch. Veľmi zaujímavým
javom je, že po stabilizácií sme dosiahli vyššie hodnoty hustôt ako pred stabilizáciou. Pri výliskoch
lisovaných pri tejto teplote už nedochádza počas dilatácie k zväčšovaniu a k porušeniu štruktúr
výlisku, ale práve naopak. Výlisky sa zmrašťujú a dosiahli sme tým vyššiu hustotu ako pred
stabilizáciou. Normou danú hustotu výliskov (1,12 g/cm3) sme dosiahli pri lisovacom tlaku 190 MPa.
90
Energetika a životní prostředí 2011
1,2
1,15
Hustota výliskov [kg/dm3]
1,1
1,05
1
0,95
0,9
0,85
0,8
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
Lisovací tlak [MPa]
pred stabilizáciou
po stabilizácií
Logaritmický (pred stabilizáciou)
Logaritmický (po stabilizácií)
Obr. 10 Závislosť hustoty výliskov z borovicových pilín od lisovacieho tlaku pri lisovacej teplote 115°C
Uvedomujeme si, že uvedené hodnoty lisovacích tlakov, pri ktorých sme vylisovali výlisky s hustotou
podľa normy, sú šialené. Je nutné lisovať výlisky pri nižších lisovacích tlakoch. Toto vieme a môžeme
dosiahnuť zvýšením lisovacej teploty. Avšak iba po hranicu 130 ºC, lebo by došlo k odparovaniu
prchavých látok z materiálu a k spáleniu lignínu. Výlisky s vyššou kvalitou vieme dosiahnuť aj
znížením vlhkosti a veľkosti frakcie lisovaného materiálu. Toto sú základné parametre, ktoré výrazne
ovplyvňujú kvalitu výliskov [4]. Taktiež ich môžeme povedať že tieto 4 základné parametre, ovplyvňujú
aj veľkosť dilatácie a zmeny po stabilizácii výliskov.
Záver
Veríme, že naše experimenty majú veľký význam a výsledky ktoré získame budeme môcť
využiť v budúcnosti pri konštrukciách nových zhutňovacích strojov. Cieľom predkladaného príspevku
bolo poukázať na vplyv dilatácie na výlisku po zhutnení. Dilatácia je jav bežný, ale nevyhovujúci. Je
nutné s ňou však uvažovať pri zisťovaní hustoty výliskov. Taktiež bolo zámerom autorov poukázať na
vplyv lisovacieho tlaku a lisovací teploty na veľkosť a charakter dilatácie, a fakt že dilatácia výliskov sa
týka v podstate každého biologického materiálu. Dôkazom boli prezentované výsledky realizovaných
experimentov, kde sa potvrdila nutnosť stabilizácie výliskov po zhutnení. V experimentoch je nutné aj
naďalej pokračovať a získať tým komplexnejší a reálnejší pohľad na proces zhutňovania.
Poďakovanie
Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu „Vývoj progresívnej technológie zhutňovania
biomasy a výroba prototypov a vysokoproduktívnych nástrojov“ (ITMS kód Projektu: 26240220017),
na základe podpory operačného programu Výskum a vývoj financovaného z Európskeho fondu
regionálneho rozvoja.
Použitá literatúra
[1] Norma DIN Plus: 2002 Certification Scheme. Wood pellets for use in small furnaces. Berlin,
Germany. DIN CERTCO – Gesellschaft für Konformitätsbewertung GmbH
[2] Norma DIN 52182 Bestimmung der Rohdichte. Berlin, Germany: Deutsches Institut für Normung
[3] Norma DIN 51731:1996 Testing of solid fuels – compressed untreated wood, requirements and
91
Energetika a životní prostředí 2011
testing. Berlin, Germany: Deutsches Institut für Normung
[4] KRIŽAN, P.: Proces lisovania drevného odpadu a koncepcia konštrukcie lisov, Dizertačná práca,
SjF STU v Bratislave, ÚSETM, Bratislava, júl 2009, s.150
[5] ŠOOŠ, Ľ.; URBAN, F.; MATÚŠ, M., KRIŽAN, P., ONDRUŠKA, J., BIATH, P.: Expertná analýza
energetického zhodnotenie trávnatého odpadu pre spoločnosť Letisko Košice-Airport Košice, a.s.;
Bratislava : STU SjF v Bratislave; 2011; 86 s.
[6] POŽGAJ, A.; CHOVANEC, D.; KURJATKO, S.; BABIAK, M.: Štruktúra a vlastnosti dreva, Vydavateľstvo Príroda a.s., Bratislava, 1997, ISBN 80-07-00960-4, s.485
92
Energetika a životní prostředí 2011
DIFFERENT CONCEPTS AND VARIANTS OF THE USE OF WASTE HEAT
RECOVERED FROM THE BOILER EXHAUST GASES FOR AN IMPROVEMENT
IN THE EFFICIENCY OF A SUPERCRITICAL COAL-FIRED POWER UNIT
dr hab. inż. Henryk ŁUKOWICZ, Professor of the Silesian University of Technology
mgr inż. Marcin MRONCZ
mgr inż. Andrzej KOCHANIEWICZ
Institute of Power Engineering and Turbomachinery
Silesian University of Technology
Konarskiego 18
44-100 Gliwice
Abstract
The strict restrictions concerning reduction in greenhouse gas emissions necessitate the search
for new solutions in energy technologies. One of the fundamental ways to meet the new requirements
is to maximally improve the efficiency of power units. Moreover, the latest technologies aiming at the
reduction in the consumption of energy of the CO2 separation should be developed, as the process
results in a fall in the total efficiency of the power unit of approx. 10 percentage points [1]. The basic
methods leading to an improvement in the power unit efficiency are as follows [2]:
• raising the live steam parameters and increasing the reheated steam temperature,
• decreasing the pressure in the condenser, and optimising the turbine outlets,
• improving the cycle structure,
• optimising the cycle parameters,
• improving the machinery and equipment operating in the cycle.
An additional method is the recovery of waste heat from the boiler exhaust gases. The paper presents
three concepts concerning the recovery of waste heat from the boiler exhaust gases. Their application
will contribute to an improvement in the basic indices of the power unit operation. The concepts under
consideration are:
• the use of waste heat from exhaust gases in order to heat the main cycle condensate,
• the use of waste heat from the boiler exhaust gases in the Organic Rankine Cycle (ORC) with a
low-boiling agent,
• the use of waste heat from exhaust gases for drying brown coal.
The analysis will be focused on a 900 MW supercritical coal-fired condensing power unit.
Key words: waste heat recovery, brown coal drying, Organic Rankine Cycle (ORC), efficiency
of electricity generation, supercritical parameters.
Introduction
O
The temperature of the boiler outlet exhaust gases from hard coal combustion is about 120 C;
the temperature of exhaust gases from brown coal combustion is by approx. 50K higher (approx.
170OC).
The use of waste heat recovered from the boiler exhaust gases can only be applied if there is a wet
exhaust gas desulphurisation system. Before exhaust gases are directed to the desulphurisation
system, it is beneficial to cool them to approx. 85oC for hard coal-fired units and approx. 120oC for
those fired with brown coal [3]. For a 900 MW power unit the exhaust gas mass flow resulting from the
combustion of brown coal is much greater than for hard coal: approx. 1252 kg/s and 898 kg/s,
respectively. Due to the low temperature of the exhaust gases after the recovery exchanger, they can
only be carried away through a cooling tower. The exhaust gas parameters mentioned above were
used in the considered concepts as the heat input. The system analysed in this paper is shown in Fig.
1. It corresponds to supercritical power units which are now designed and constructed. The fuel
adopted for the analysis was hard and brown coal with a known elemental composition.
93
Energetika a životní prostředí 2011
Fig. 1. Structure of the initial power unit
Characteristics of the possible variants of waste heat recovery from the boiler exhaust gases
1. The use of waste heat from exhaust gases in the turbine regeneration system
The method is widely used in existing power units, e.g. the power plant in Niederaußem,
Germany, and Łagisza in Poland. In such systems, the exhaust gases from before the air heater are
also frequently used. This method makes it possible to heat both the feed water flowing in the turbine
high-pressure regeneration system and the air supplied into the boiler.
Due to the difference in the temperature of exhaust gases resulting from the combustion of hard and
brown coal, it is possible to install the recovery exchanger in various places of the low-pressure
regeneration (Fig. 2). The location of the exchanger will depend also on the difference in temperatures
in the exhaust gas-water and water-water exchangers.
To degasser
Exhaust gases from
LUVO
FGD
ESP
Cooling tower
option for coal
Exhaust gases heat
exchanger
option for lignite
Fig. 2. The concept of heat recovery from exhaust gases in a low-pressure recovery system for types of fuel
under consideration
Table 1 presents the calculation results of the use of the waste heat from exhaust gases to reheat the
condensate of the low-pressure regeneration. Systems operating under various operation conditions
were considered. If there is a constant mass flow of steam generated in the boiler, an increase in
power arises. In the case of the variant for constant power capacity, there is a decrease in the amount
of steam generated in the boiler and – consequently – a lower consumption of coal.
Unit
Table 1.
Calculation results of the power unit operation indices for cycles with and without heat recovery from the boiler
exhaust gases
Hard coal
Brown coal
Without
Without
Value
With heat
With heat
heat
heat
recovery
recovery
recovery
recovery
Electric power Nel
[MW]
900
904.838
900
915.628
[%]
51.019
50.373
51.019
49.896
Cycle efficiency ηob
[%]
94.206
95.927
88.411
91.970
Boiler efficiency ηB
[%]
47.476
47.732
44.556
45.329
The power unit efficiency ηEL
Heat Qin fed into the cycle in
[MW] 1785.833
1785.833
1785.833
1785.833
the boiler
94
Energetika a životní prostředí 2011
2. The use of waste heat from the boiler exhaust gases in ORC's
The Organic Rankine Cycle operates on the same principle as the conventional Rankine cycle.
The only difference is a different working agent. In this case, it is a fluid with a low-boiling point. ORC's
allow electricity generation from low-temperature sources, where the conventional cycle with water
could not be executed. The thermodynamic properties of organic agents are first of all a low-boiling
point and a low evaporation enthalpy, which is a desired feature in cooling cycles, as well as in those
which make use of low-temperature heat. An essential issue in such cycles is the appropriate
selection of the low-boiling agent. The low-boiling agent should meet some general criteria, e.g. it
should be stable, free from impurities, non-corrosive, non-toxic, non-flammable, and with desired
physical and chemical characteristics [4].
A schematic diagram of waste heat recovery from exhaust gases in an ORC is presented in Fig. 3.
The calculations of the turbine efficiency and power capacity for this type of cycles are shown in Table
2.
exhaust gas
geothermal energy
biomass boiler
...
heat exchanger
T
G
C
Feed Pump
Fig. 3. A schematic diagram of waste heat recovery from exhaust gases in an ORC
Table 2.
Results of cycle efficiency and turbine power capacity in ORC's.
Hard coal
Value
Unit
R717
(ammonia)
Cycle efficiency
Steam turbine
internal power
capacity
[%]
10.8
11.9
11.4
R245ca
(HFC245ca)
12.2
[MW]
3.7
3.9
3.8
R123(HCFC-123)
(freon)
R601a
(isopentane)
R600a
R236ea
10.8
12.7
4.1
3.8
4.3
Brown coal
R717
(ammonia)
R123(HCFC-123)
(freon)
R601a
(isopentane)
R245ca
(HFC245ca)
R600a
R236ea
Value
Unit
Cycle efficiency
[%]
10.9
15.9
17.2
15.9
14.5
14.7
Steam turbine
internal power
capacity
[MW]
8.3
11.8
12.8
11.9
11.5
11.4
3. The use of waste heat from exhaust gases for drying brown coal
The drying of the coal fed into a boiler is a very effective method to increase electricity
generation efficiency in power units. This mainly concerns brown coal, which contains approx. 50% of
moisture that has to evaporate during the combustion process in the boiler. The heat absorbed by the
water evaporating from fuel decreases the amount of heat transferred to the cycle agent in the boiler.
The paper presents an analysis of the use of waste heat from exhaust gases for partial drying of coal.
The concept of coal drying with the boiler exhaust gases is shown in Fig. 4. The calculation results for
the variants with and without drying of brown coal are presented in Table 3.
95
Energetika a životní prostředí 2011
exhaust gases 2
+
vapour
drier
fuel 1
3
4
fuel 2
2
1
B
T
G
C
exhaust gases 1
Fig. 4. The concept of brown coal drying with the boiler exhaust gases
Table 3.
Calculation results of operation indices for a unit with and without a coal drier
WF
ηB
ΔηB
ηEL
ΔηEL
GEG
GF
[kJ/kg]
[%]
[%]
[%]
[%]
[kg/s]
[kg/s]
7962
88.41
0.00
44.55
0.00
1252.70
253.70
Unit without a drier
8715
91.74
3.33
46.23
1.68
1185.81
227.23
Unit with a drier
Conclusions
The paper presents three methods of heat recovery from the boiler exhaust gases to
increase the efficiency of electricity generation. The aim of the analysis is to show the
potential of exhaust gases which in fact constitute the boiler exhaust loss. The calculations
showed that for exhaust gases which heated the water in the turbine regeneration system, the
potential increase in the power capacity was 4.8 MW and 15.6 MW for a hard coal- and
brown coal-fired power unit, respectively. The increase in efficiency for a hard coal- and
brown coal-fired unit was 0.256 and 0.773 percentage points, respectively.
In the case of brown coal drying, the potential increase in the power unit efficiency is
about 1.7 percentage points.
Heat recovery from exhaust gases in ORC's allows an additional generation of
electricity. For hard coal exhaust gases it is possible to obtain an extra power capacity of
approximately 4 MW, whereas for brown coal exhaust gases – approx. 12.5 MW.
References
[1]
Łukowicz H., Chmielniak T., Mroncz M., „Badanie wpływu sorbentu (amina, amoniak) na zakres
modernizacji turbiny zintegrowanej z instalacją separacji CO2”, Conference on "Research
Problems of Thermal Power Industry 2009”, Warsaw 8–11 Dec. 2009 r., Zeszyty naukowe –
Konferencje, Book 26, pp. 113–122.
[2]
Chmielniak T., Łukowicz H., Kochaniewicz A.: Kierunki wzrostu sprawności współczesnych
bloków energetycznych, Rynek Energii Number 6(79) pp.14–20, 2008
[3]
Pronobis M., Modernizacja Kotłów Energetycznych, WNT, Warsaw 2002.
[4]
Guo T, Wang H X, Zhang S J. Working fluids of a low-temperature geothermally-powered
Rankine cycle for combined power and heat generation system. Sci China Tech Sci, 2010, 53:
3072−3078, doi: 10.1007/s11431-010-4102-5
96
Energetika a životní prostředí 2011
HIGHLY EFFICIENT, "ZERO-EMISSION" TECHNOLOGIES OF COAL-FIRED
POWER UNITS INTEGRATED WITH CO2 CAPTURE FROM EXHAUST GASES
dr hab. inż. Henryk ŁUKOWICZ, Professor of the Silesian University of Technology
mgr inż. Marcin MRONCZ
mgr inż. Andrzej KOCHANIEWICZ
Institute of Power Engineering and Turbomachinery
Silesian University of Technology
Konarskiego 18
44-100 Gliwice
Abstract
The paper presents a cycle adopted as the initial cycle in the strategic research programme
"Advanced technologies for energy generation" Task 1 – "Development of a technology for highly
efficient zero-emission coal-fired power units integrated with CO2 capture". The power unit operation
indices were determined for two different kinds of fuel (hard and brown coal). The possibility of
integration of the system of CO2 capture from exhaust gases was analysed for various sorbents. The
demand for heat needed for the sorbent regeneration process was defined.
Key words: capture ready, CCS, carbon dioxide, zero-emission power unit
Introduction
In recent years worldwide research was started on the process of CO2 separation from power
engineering systems based on fossil fuels. In the Polish power sector the problem gains particular
importance due to the dominant role of coal. The fundamental condition for a further development of
coal-fired power plants is a substantial increase in the efficiency of the use of the coal chemical
energy, while meeting the more and more stringent requirements concerning allowable carbon dioxide
emissions [1].
Within the framework of international agreements, Poland is obliged to make efforts to achieve
a sustainable and low-emission economy. The commitments are part of the provisions of the
Accession Treaty, and they are the basis of the "climate and energy package". According to the EU
guidelines concerning CO2, from the year 2013, among others, the following standards will enter into
force:
– as the ultimate target, from the year 2020, entrepreneurs owning power engineering systems
will be obliged to purchase at auctions 100% CO2 emission allowances;
– entrepreneurs owning power engineering systems operating as of 31 December 2008 (as well
as electricity generation system investors for which the investment process was initiated as of
the end of the year 2008) will purchase at auctions only a part of the allowances; the part will
grow systematically until 2020.
Under the CCS Directive a requirement was established for the possibility of introducing CCS
facilities in newly built power engineering structures (the "CCS ready" requirement), including the
reservation of space for the CO2 capture facilities (the "capture ready" requirement). According to the
"capture ready" requirement, power engineering structures with a capacity of at least 300 electrical
MW have to be executed as ready to be extended with CO2 capture and compression systems. At
present there is no commercially available CCS technology. This situation, however, is supposed to
have changed by the year 2020. Also, there are no localised potential CO2 storage areas or transport
infrastructure. Currently in Poland, within the strategic research programme announced by the
National Centre of Research and Development, Task 1 "Development of a technology for highly
efficient zero-emission coal-fired power units integrated with CO2 capture", works are being carried out
with a view to the introduction of commercial technologies for the reduction in carbon dioxide
emissions into the atmosphere.
Project objectives
The following objectives of the project were formulated:
– development and verification of new concepts of the improvement in the cycle efficiency of
condensing power stations (including those with the highest ultra-supercritical steam
parameters),
– development and testing on a pilot scale the processes of CO2 capture from exhaust gases,
– finding technological solutions to reduce efficiency losses related to the separation of CO2
from exhaust gases.
97
Energetika a životní prostředí 2011
The achievement of these objectives should significantly accelerate and facilitate the introduction of
the highly efficient almost zero-emission coal-fired unit into the Polish system of electricity generation.
The objectives are consistent with the EU's energy policy and Poland's Energy Policy until 2030. They
are included in the area of fundamental challenges that the organic fuel power industry has to face,
and which comprise:
– improvement in the efficiency of the processes of fuel energy conversion into final forms of
energy,
– optimal use of fuel resources,
– reduction in the burden on the natural environment.
The assumed objectives will be achieved through the solution to tasks included in VII thematic groups:
I.
Development of a set of algorithms and programmes for a full and plausible simulation of the
operation of a power unit with a complex technological structure under various loads, with
consideration given to the processes of CO2 separation.
II.
Identification, examination and testing of new concepts of improvement in efficiency of coal
technologies of electricity and heat generation.
III.
Development of new methods and systems of operational supervision, methods of risk
assessment, and planning the diagnostic-repair management of new-generation power units
and other power engineering systems.
IV.
Optimisation analyses, systemic and techno-economic studies laying foundation for the
introduction of the 50+ power unit (unit with efficiency exceeding 50%) into the Polish power
industry.
V.
Pilot testing of the processes of CO2 capture from exhaust gases for various classes of
sorbents.
VI.
Research and technological designs for the integration of CO2 capture systems with coal-fired
thermal power stations (power- and heat & power plants).
VII.
Determination of the technical and economic feasibility of the improvement in the efficiency of
crude oil extraction with partial retention of CO2 in geological structures – with a considerable
financial commitment of industrial partners.
Selection of the initial cycle
The most important goal of the research done so far was to determine the initial cycle structure.
A diagram of the cycle is presented Fig 1.
K
WP
NP
SP
SCH
WP3
WP2
WP1
~
NP4
NP3
NP2
NP1
Fig. 1. Diagram of the initial cycle
The parameters which characterise the boiler were determined by the boiler manufacturer
RAFAKO S.A., which is a co-contractor of the strategic research programme, Task 1 [2]. The number
of steam outlets from the turbine was determined on the basis of the outlet velocity from the last stage
of the LP part; the cross-section of the stage was assumed at 9.7 m2. The main components of the
cycle are as follows:
98
Energetika a životní prostředí 2011
– low-pressure regeneration – 4 exchangers,
– high-pressure regeneration – 3 exchangers and a steam attemperator,
– feed water pumps driven by electric motors,
– parallel cooling of condensers,
– steam turbine – HP part, IP part and two double-flow LP parts.
Table 1 presents the basic parameters of the initial cycle. The analysis was made for two types of fuel:
hard and brown coal with calorific values of 23 MJ/kg and 7.75 MJ/kg, respectively. Table 2 presents
the indices of the power unit operation.
No.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
No.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
Value
Electric power (gross)
Live steam pressure
Live steam temperature
Reheated steam temperature
Pressure in the condenser
Feed water temperature
Efficiency of the boiler fired with:
hard coal (exhaust gas temperature – 120°C)
brown coal (exhaust gas temperature – 170°C)
Table 1.
Basic parameters of the initial cycle
Unit
Value
MW
900
MPa
30.3
°C
653
°C
672
kPa
5
°C
310
%
%
94.5
90.0
Table 2.
Indices of the 900 MW power unit operation
Value
Unit
Hard coal
Brown coal
MW
900.19
MW
28.75
MW
1.18
%
50.92
%
49.06
46.32
%
45.38
42.85
kJ/kWh
6927.30
Value
Electric power (gross)
Internal power of the feed water pump
Internal power of all condensate pumps
Cycle efficiency
Electricity generation efficiency (gross)
Electricity generation efficiency (net)
Unit heat consumption
Unit consumption of the fuel chemical
energy
Outlet velocity from the last stage of the
LP part
Exhaust gas mass flow
CO2 mass flow in exhaust gases
kJ/kWh
7337.40
m/s
kg/s
kg/s
7771.50
251.24
833.36
176.34
1104.53
217.70
Possibility of integration of the CO2 separation system
A preliminary analysis was also conducted of the possibility to reduce CO2 emissions into the
atmosphere by integrating a system of CO2 separation from exhaust gases. It seems that chemical
absorption is at the moment the best of all post-combustion separation methods. Unfortunately, it is a
rather energy-consuming procedure, as the system has to be continuously supplied with heat needed
in the sorbent regeneration process. The temperature of the heating agent brought to the stripper
depends on the sorbent used for the CO2 absorption process. The aqueous solution of MEA has to be
heated before the stripper to the temperature of 125°C, and the aqueous solution of ammonia to
approx. 157°C [3].
The most important task is to determine the place of steam extraction. For large amounts of
steam it is impossible to extract it from existing bleeds. Therefore, the only place is the outlet from the
IP part. It was assumed that the amount of heat [4] that had to be brought into the carbon dioxide
capture system was:
– for MEA – 4.7 MJ/kg CO2,
– for NH3 – 2.45 MJ/kg CO2.
Tables 3 and 4 present the indices of the power unit operation for the sorbents used in the CO2
separation system.
Table 3
99
Energetika a životní prostředí 2011
Indices of the power unit operation with the use of MEA as sorbent
No.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
Value
Unit
CO2 mass flow
Heat flux needed to separate 100% CO2
Total heat flux in outlet steam from the IP part
Steam mass flow directed to the LP part of the
turbine
Steam mass flow needed to separate 100%
CO2
Content of steam directed to the CO2
separation system
kg/s
MW
MW
Value
Hard coal
176.3
828.8
Brown coal
217.7
1023.2
1064.0
kg/s
437.0
kg/s
340.4
420.3
%
77.9
96.2
Table 4
Indices of the power unit operation with the use of ammonia as sorbent
No.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
Value
Unit
CO2 mass flow
Heat flux needed to separate 100% CO2
Heat flux directed to the CO2 separation
system
Steam mass flow directed to the LP part of the
turbine
Steam mass flow needed to separate 100%
CO2
Content of steam directed to the CO2
separation system
kg/s
MW
Value
Hard coal
176.3
432.0
Brown coal
217.7
533.4
MW
1064.0
kg/s
437.0
kg/s
177.5
219.1
%
40.6
50.1
Further analyses concern the necessary reconstruction of the turbine in order to achieve appropriate
steam parameters in the air-chamber between the IP and LP parts.
Conclusion
For a hard coal-fired power unit integrated with a capture system where MEA is the sorbent,
the heat flux needed to separate 100% CO2 is 829 MW; for ammonia – 432 MW. For brown coal and
MEA, the heat flux is 1023 MW; for NH3 – 533 MW.
The integration of the CO2 separation system with the thermal cycle of a 900 MW power unit
calls for a significant reconstruction of the turbine (the IP and LP parts), and especially – the lowpressure regeneration, as well as an adjustment to the turbine cooling system to meet the new
conditions.
References
[1]
Łukowicz H., Chmielniak T., Mroncz M., „Badanie wpływu sorbentu (amina, amoniak) na zakres
modernizacji turbiny zintegrowanej z instalacją separacji CO2”, Conference on "Research
Problems of Thermal Power Industry 2009”, Warsaw 8–11 Dec. 2009 r., Zeszyty naukowe –
Konferencje, Book 26, pp. 113 – 122.
[2]
http://energetyka.projektstrategiczny.pl
[3]
Chmielniak T., Łukowicz H., Wójcik K, Kochaniewicz A.: Analiza konsekwencji
termodynamicznych i ekonomicznych wprowadzenia analizowanych opcji wychwytu CO2 (w
etapie 1) dla podsektora wytwórczego elektryczności. Research project ordered by the Ministry
of National Education "Supercritical coal-fired power units" Task 1.2.2/2, Gliwice 2008,
unpublished work.
[4]
Chmielniak T., Ziębik A.: Obiegi cieplne nadkrytycznych bloków węglowych. Joint publication.
Wydawnictwo Politechniki Śląskiej Gliwice 2010.
The results presented in this paper were obtained from research work co-financed by the National
Centre of Research and Development in the framework of Contract SP/E/1/67484/10 – Strategic
Research Programme – Advanced technologies for energy generation: Development of a technology
for highly efficient zero-emission coal-fired power units integrated with CO2 capture.
100
Energetika a životní prostředí 2011
METODIKA MĚŘENÍ DOBY SETRVÁNÍ SPALIN T2S VE SPALOVACÍ
KOMOŘE SPALOVENSKÝCH KOTLŮ
METHODOLOGY OF T2S MEASURING INSIDE THE BOILER CHAMBER
Ing.Jan Matoušek,Ph.D.
Ing.Michal Stáňa,Ph.D.,Ing.Zbyszek Szeliga,Ph.D.
VŠB TU Ostrava, tř.17.listopadu ,Ostrava - Poruba
Abstract
While putting a new incineration plant into operation a supplier of the system must guarantee
one of the principal parameter - dwell time of 2s flue gases inside of the boiler combustion chamber.
The Department of Energetics has been in cooperation with suppliers of technology of harmful
substances reduction in incineration plants. Recently a tight cooperation with a supplier of the overall
technology of municipal waste combustion has been established. In cooperation with the supplier of
the technology the methodology of T2s determination was used on its system for put out of operation
and put on of operation of the boiler.
Abstrakt
Při uvádění do provozu nových spaloven je jeden s hlavních garantovaných parametrů , které
musí dodavatel zařízení splnit, doba setrvání 2s spalin v prostoru spalovací komory kotle.Katedra
energetiky již řadu let spolupracuje s firmami, které dodávají technologie na redukci škodlivin ve
spalovnách a v poslední době byla i navázána úzká spolupráce s dodavatelem celé technologie
spalování komunálního odpadu. Ve spolupráci s dodavatelem této technologie byla metodika
stanovení T2s aplikována na jeho zařízení při najíždění a odstavení kotle.
Klíčová slova: doba setrvání T2s, měření teploty, chlazená sonda
Metodika měření a vyhodnocení , výběr měřicích míst
Pro výpočet doby setrvání ve spalovací komoře kotlů je nutné měřit a stanovit tyto veličiny :
• Průměrné teploty spalin v jednotlivých zónách kotle. Zóny jsou stanoveny tak, že první zóna
začíná u středu zapalovacího hořáku na plyn. Výška mezi začátkem zóny č.1 a stropem kotle
se rozdělí na dvě části označené jako zóna č.1 a 2 ( Schéma jednotlivých zón je uvedeno na
Obr.č.2 )
• Průtok primárního vzduchu do kotle – provozní měření
• Průtok sekundárního vzduchu do kotle – provozní měření
• Průtok spalovacího vzduchu do hořáku – provozní měření
• Průtok zemního plynu do hořáku – provozní měření
Měření teploty v měřícím otvoru č.1 – zóna č.1
Měřící místo je dáno konstrukčním provedeném prostupů do spalovací komory daného kotle.
Pro měření teplot ve spalovací komoře kotle jsou použity dva termočlánky „K“. Průměr
termočlánků je 3 mm a délka 5000 mm. Jeden termočlánek je vysunut před keramickou hlavici a je
označen jako „nestíněný“. Druhý termočlánek je vsunut do keramické hlavice ze slinutého korundu
(Al2O3) s garantovanou teplotní odolností do 1600 °C (výrobce Elektroporcelán Louny). Tento
termočlánek je označen jako „stíněný“. Oba termočlánky jsou umístěny v chlazené odběrové sondě.
Studené konce termočlánků jsou kompenzačními vedeními připojeny na vhodnou měřicí ústřednu, kde
jsou tyto teploty monitorovány a zapisovány v intervalu 1s.Při měření teplot jsou intenzivně prosávány
spaliny přes keramickou hlavici, tak aby tato hlavice měla stejnou teplotu jako spaliny. Tímto
způsobem se eliminuje sálavá složka přenosu tepla a „stíněný“ termočlánek měří skutečnou teplotu
spalin v místě měření. Tato sonda byla zasunuta v měřicím místě cca 1,5 m do spalovací komory
kotlů.Schéma prosávacího pyrometru je na Obr.č.1.Z naměřených hodnot byly provedeny 1 minutové
průměry.
Měření se provádí v ústí plynového hořáku a to při třech výkonových provozních stavech.
Minimální , střední a maximální tepelný výkon plynového hořáku po dobu 5-ti minut. Z takto měřených
hodnot se stanoví křivka poklesu nebo nárustu teplot v ústí plynového hořáku. Z této křivky se pak
odečítají průměrné teploty v jednotlivých časových řezech, ve kterých se vyhodnocuje doba setrvání
spalin T2s.
101
Energetika a životní prostředí 2011
Měření teploty v měřicím otvoru č.2 – zóna č.2
Měřící místo je dáno konstrukčním provedeném prostupů do spalovací komory daného kotle. Pro
měření teplot ve spalovací komoře kotle jsou použity dva termočlánky „K“. Průměr termočlánků je 3
mm a délka 5000 mm. Jeden termočlánek je vysunut před keramickou hlavici a je označen jako
„nestíněný“. Druhý termočlánek je vsunut do keramické hlavice ze slinutého korundu (Al2O3) s
garantovanou teplotní odolností do 1600 °C (výrobce Elektroporcelán Louny). Tento termočlánek je
označen jako „stíněný“. Oba termočlánky jsou umístěny v chlazené odběrové sondě. Studené konce
termočlánků jsou kompenzačními vedeními připojeny na vhodnou měřicí ústřednu, kde jsou tyto
teploty monitorovány a zapisovány v intervalu 1s.Při měření teplot jsou intenzivně prosávány spaliny
přes keramickou hlavici, tak aby tato hlavice měla stejnou teplotu jako spaliny. Tímto způsobem se
eliminuje sálavá složka přenosu tepla a „stíněný“ termočlánek měří skutečnou teplotu spalin v místě
měření. Tato sonda byla zasunuta v měřicím místě cca 1,5 m do spalovací komory kotlů.Schéma
prosávacího pyrometru je na Obr.č.1.Z naměřených hodnot byly provedeny 1 minutové průměry.
Metodika vyhodnocení teplotního pole spalin a doby setrvání T2s
Měření vyhodnocení teplotního pole spalin ve spalovací komoře kotlů
Pro vyhodnocení průměrné teploty spalin v jednotlivých zónách byl proveden aritmetický
průměr z naměřených teplot v jednotlivých měřicích otvorech.
Tyto veličiny slouží k výpočtu vzniklého množství spalin v normálním stavu, které se vypočte tak,
že se provede součet průtoků jednotlivých vzduchů a průtoku zemního plynu. Tento součet se
vynásobí hodnotou 1,2 a získáme průtok spalin v normálním stavu v určitém časovém okamžiku.(
minutový průměr ).
Množství spalin ve spalovací komoře kotle přepočtené na provozní podmínky v jednotlivých zónách (
teplotu spalin ve spalovací komoře ) je dáno rovnicí :
V&SP , SK , PP , zi = V&SP ,SK ⋅
Tsp − 273,15
273,15
[mN3·s-1]
Pro výpočet doby setrvání ve spalovací komoře je spalovací komora rozdělena na dvě samostatné
části označené jako jednotlivé zóny č.1 a 2. Zóna č.1 je dlouhá H1 m a zóna č.2 H2 m. Pro tyto
jednotlivé zóny je vypočítaná rychlost spalin v závislosti na průměrné teplotě spalin v jednotlivých
zónách otvorech. ( viz Obr.č.2 ).
Rychlost spalin v jednotlivých zónách je dána rovnicí :
wSP , zi =
VSP , SK , PP , zi
[m·s-1]
S
Čas spalin potřebný k překonání zóny č.1 je daný rovnicí :
t zi =
H1
wSP , zi
[m]
Čas spalin potřebný k překonání zóny č.2 je daný rovnicí :
t zi =
H2
wSP , zi
[m]
Součet jednotlivých časů ( tcelkové ) pro překonání jednotlivých zón se porovnává s časem 2s
Jestli-že bude t celkové ≥ 2 s pak je garantovaná hodnota splněna.
102
Energetika a životní prostředí 2011
Zóna č.2
Měřicí otvor č.2
Měřicí otvor č.1
Zóna č.1
Obr. 2. Rozmístění měřicích bodů po spalovací komoře kotle a umístění jednotlivých zón
Obr. 1. Vodou chlazená sonda pro stanovení skutečné teploty spalin
Literatura
[1]
Štrofek, E., Kolat,P.,Kaminský, J.: Čerpacie a vzduchotechnické zariadenia, 1.vyd. Bratislava:
Alfa, 1991. 320 s. ISBN 80-05-00704-3.
103
Energetika a životní prostředí 2011
DETERMINATION OF THE QUALITY PARAMETERS OF LIQUID BIOMASS.
Roksana Muzyka, Teresa Topolnicka, Blanka Wilk
Institute for Chemical Processing of Coal, 41-803 Zabrze, Zamkowa 1, Poland
Summary
Increase of methyl esters production from the plant oils results in creation of large amounts of
the glycerin fraction. Its main constituent is glycerin itself. Apart from glycerin the fraction comprises
also: soaps, methanol, esters, residues of plant oils, catalysts, water and mechanical impurities. One of
the methods of glycerin fraction management has been its utilization as fuel. At present there exists no
standards, no commonly accepted analytical procedures that allow for making proper characteristics of
this fuel from the energy parameters point of view, that can be applied by the users of such fuels for
proper accounting of renewable energy. Taking into account a variable quality of glycerin depending on
its origin, parameters and method of running the transesterification process-the standardised test
methods should be introduced-for the wide energy utilization of glycerin. At the Institute for Chemical
Processing of Coal in Zabrze Poland were developed and validated methods of research that allow for
the best characteristics of the glycerins as potential biogenic fuels available on the Polish market.
Key words: glycerin, energy-quality parameters, energy sector, district heating.
Introduction
Energy production from combustion of the fossil fuels causes significant emissions of the
greenhouse gases, especially of carbon dioxide. At present in the most developed countries the
emission reduction policy promotes energy from renewable energy sources. This is in conformity with
the legislation concerning support of energy production from the renewable sources. [1]. It is also
required in the transportation sector to utilize biofuels and other fuels originated from the renewable
sources with the specified concentration of bio-components [2]. Higher production of the liquid biofuels,
mainly from plant pressed oils, results, apart from the production of the basic product which are the
methyl esters, in increased waste glycerin. Problems with the not complete management of the waste
glycerin coming from the transesterification process had spurred development of research on using
this triol as the carrier of „green energy” at power and combined heat and power stations in the
processes of co-combustion with the basic fuels ( e.g. with coal ) and as fuels for partial substitution of
the light up fuels. Application of the glycerin as the liquid biofuel requires to determine basic
technological parameters ( e.g. of ignition, viscosity ) and to continuously monitor of its quality-energy
parameters.
Objective of this work
The objective of this work has been to present methods that determine contents of water, ash,
ultimate analysis, gross calorific value and net calorific value for samples of clean, technical grade and
waste grade glycerins devoted for combustion as liquid biofuels.
The adopted program of analyses within the research/tests presented is in compliance with the scope
of research of the PCA ( Polish Accreditation Center ) Laboratory of Industrial Gases and Coal Derived
Products for the conformance with the standard PN–EN ISO\IEC 17025: 2005 ( with later
amendments) and of the Laboratory of Fuels and Activated Carbons both being part of the Institute for
Chemical Processing of Coal, ICHPW. List of the utilized methods and research procedures applied in
the laboratory investigations is presented in table 1.
Table 1. Lists of standards and procedures applied in glycerins testing
Testing
Water content determination by the Karl Fischer method
Water content determination by the distillation method
Determination of ash content
Liquid biomass– glycerin for combustion. Determination of gross
calorific value and calculation of net calorific value.
Density determination
Determination of the ignition temperature
Determination of viscosity by means of the rotational viscosimeter at
the specified velocity of shear.
104
Technical procedure/standard
Q/LG/14/A:2011
Q/LG/13/A:2011
Q/LG/12/A:2011
Q/LP/43/A:2011
PN–C–82057:2000
Q/LG/10/A:2011
PN-EN ISO 3219:2000
Energetika a životní prostředí 2011
Ultimate analysis, determination of the N,C,H,S i O contents.
Own ICHPW’s procedure
Pysical chemistry and energy tests
Waste glycerin samples used in tests originated from the Polish market of the producers of the
fatty acid methyl esters. Taking into account quality of the glycerins depending on their origin ( i.e.
producer), their parameters, method of running a transesterification process in order to widely utilize
glycerin as a fuel, at the Institute for Chemical Processing of Coal were developed and validated
methods to determine contents of water, ash, make ultimate analysis, determine gross calorific value
and net calorific value for the clean, technical and waste grade glycerins. The aforementioned
parameters have significant impact on the glycerin combustion process and allow to correctly calculate
the amount of electricity produced with the CO2 emission coefficient equal zero [6-7].
Correctness of the applied research/tests methods regarding evaluation of the glycerin ( liquid
biofuel) energy parameters was confirmed through analysis of the clean glycerin and through
comparison of the results with the values from the quality certificate of this ( i.e. clean ) glycerin.
Compatibility of the achieved tests results attested the researchers proficiency in conducting these
tests.
One of the most important parameters deciding on the rheological characteristics of the „fuels
–liquid biomass” responsible for resistance to flow in the combustion-fuel injection system, has been
dynamic viscosity. Rheological measurements were conducted by means of the rotary rheometer type
CR ( with the controlled shear velocity ), model Haake VT550. Experiment planning, controlling its
course and mathematical processing of the results was achieved by using software RheoWin 4.30.
To conduct viscosity measurements of clean glycerin as well as fractions of the waste glycerins was
used the measurement system comprised from the coaxial cylinders type NV, which is devoted to
measurement of liquids with small variability range of viscosity with temperature. [8].
Ignition temperature was determined in an open crucible by the Marcuson method. The point of this
method lies in heating up of the tested product in an open crucible in a steady-state conditions
established ( earlier ) in the procedure and in approaching the crucible towards the flame. Temperature
at which vapors of the tested product enflame ( gets on fire ) is taken as the ignition temperature.
Ultimate analysis of establishing chemical composition and contents of: N, C, H, S i O was made by the
assistance of the automatic analyser Vario Macro Cube CHNS, O and Cl of the Elementar
Analsensysteme GmbH company.
Density of the tested samples was determined by the aerometer. Principle of the method lies in a free
immersion of the aerometer in the liquid being tested and in reading out on its reading face the density
at the temperature of the test. Water content was determined by two methods: by distillation method
with utilization of the azeotropic carrier (xylene) and by the Karl-Fischer method, point of which lies in
a gradual addition of titrant containing iodine to the sample comprising water until the moment at
which all the water has been displaced entirely. The end point of titration is established by the
bipotentiometric method. Signal of the end point ( of titration ) is appearance of the free iodine in the
solution being titrated.
Ash content of the glycerin samples was conducted by using method of slow incineration. This method
lies in degasification of the glycerin sample in a muffle furnace by the gradual increase of the furnace
temperature, and its ( i.e. sample ) total combustion and roasting in temperature 600±15ºC, and after
cooling the residue – and in weighing of the remaining mass. Gross calorific value was determined by
the total combustion of the weighed amount of glycerin in a capsule ( with known value of the higher
heating value ) in oxygen atmosphere, under pressure in the calorimeter ( at fixed volume) and in
isothermic or adiabatic system and measurement of the water temperature rise in the calorimetric pot
and also in establishing allowance for heat being released during combustion of wire, thread and
capsule.
After the measurement has been finished the allowances should be applied that are connected with:
heat of sulphuric acid creation, total sulphur content, water content and hydrogen content in order to
calculate of net calorific value.
Results of the physical chemistry and energy tests.
Results of the physical chemistry and energy tests are presented in table 2.
105
Energetika a životní prostředí 2011
Table 2. Review of the selected parameters of technical, chemical and physical chemistry analyses for
clean glycerin and waste glycerins from Polish producers.
Determination of density,
d20, [kg/m3]
Determination of water
content by Karl-Fischer
method, W, [%]
Determination of water
content
by
distillation
method, W, [%]
Determination
of
ash
d
content, A , [%]
Determination
of
the
ignition temperature, Tzap.,
o
[ C]
Ultimate
N
analysis
C
H [%]
S
O
pH
Determination of the gross
a
calorific value, Qs , [kJ/kg]
Calculated net calorific
value, Qia, [kJ/kg]
Sample 1
clean
glycerin
Sample 2
waste
glycerin
Sample 3
waste
glycerin
Sample 4
waste
glycerin
Sample 5
waste
glycerin
Sample 6
waste
glycerin
Sample 7
waste
glycerin
1261
1274
1277
1257
1278
1272
1271
0,08
7,62
3,05
10,31
3,11
11,71
7,18
<0,01
8,3
4,7
13,7
4,7
13,0
-
0,005
5,66
2,98
4,54
3,26
7,78
4,89
176
147
180
118
146
134
156
0
39,09
8,54
0
52,29
5,0
17062
0,15
34,26
7,70
0,05
47,30
5,0
15730
0,08
36,88
8,63
0,98
51,74
4,0
16806
0,06
33,29
7,46
1,46
45,88
5,0
15262
0,09
36,70
8,23
1,05
52,18
5,0
16816
0,02
32,08
7,23
0,04
42,29
5,0
14676
0,09
34,89
8,22
0,03
48,92
5,0
15944
15231
13863
14847
13382
14943
12812
13974
Results of the rheological measurements are presented in the form of the temperature
dependent flow curves. Flow curves were established for the increased and decreased shear
velocities. The range of the shear velocities applied was equal to 10 – 500 s-1. For some of the
glycerins at the initial temperatures the shear velocities applied were lower than the maximum from the
given range. Dependences of the shear stress from the shear velocity for the clean glycerin and
exemplary waste glycerin are presented in figures 1 and 2.
Fig. 1. Flow curves for clean glycerin established
in temperature range 25 - 100 oC.
Fig. 2. Flow curves for waste glycerin
established in temperature
range 25 - 100 oC.
Discussion of the results
Basic physical chemistry analyses allow for possibly wide characteristics of the potential
biogenic fuel.
When analysing the results of the physical chemistry test it can be noted that the ignition temperatures
oscilate from 130oC to 180 oC, which indicates a low content of easily flammable constituents. It is not
favorable characteristics because there may occur problems with lighting up ( ignition ). Too low
amount of the easily flammable constituents causes interruptions of flame continuity and creation of
soot.
Densities of the samples of the waste glycerins range from 1257 to 1278 kg/m3, for the clean glycerin
however it is equal to 1261 kg/m3. This indicate for the presence ( in waste glycerins ) of other
106
Energetika a životní prostředí 2011
constituents such as water, ash and residues of other organic and inorganic substances. Ash content
determined oscilates around 0,005 to about 10 %.
The pH of the samples delivered was oscilating around 4 to 5 values, which indicates for the presence
of the acidic constituents. This piece of information is important from the design point of view, when
materials for tanks or heating installation are to be selected.
Based on water content determination by the Karl-Fischer method, scattering of water content was
noticed up to about 12 %. Because not all industrial laboratories are equipped with the semi-automatic
analyzers to determine water content by the Karl–Fischer method, this water content was also
determined by means of the distillation method with utilization of xylene as the azeotropic agent.
In case of using this method ( i.e. distillation ) it was noticed in each case that water content
established in this way was higher. This was connected with the fact of overheating the glycerin
fraction, its decomposition ( temperature cracking phenomenon ) and subsequent creation of water.
Nevertheless, each of the glycerins contained 85% ( on a weight basis ) of glycerin. Such high content
of glycerin still makes this fraction attractive as the liquid biomass. The resulting ultimate analysis was
compared with that of clean glycerin. The gross calorific value for the samples tested was determined
and it was equal to: from 14650 to 16800 kJ/kg. These figures indicate possibility of using this fuel as
high energy content biogenic fuel – liquid biomass.
Based on the flow curves presented in figures 1 and 2, it was found that the glycerins presented
o
exhibit at temperature of about 30 C the Newtonian flow. Character of this flow does not change with the
temperature rise at which it was measured and that it does not depend on the shear velocity and time. This
is typical behavior for the rheostable fluids, that can, with some approximation, satisfy the Newton’s law.
Insignificant variability of the dependence of the shear stresses from the shear velocity, achieved at both
the increasing and decreasing values of the shear velocities at temperatures from 40oC to 100oC, indicates
for presence of the gel structure an deriving from it of the thixotropy. This thixotropy can be observed by
the appearance of the characteristic “tear-drop”.
Conclusions
1. The aforementioned test were conducted for the 7 samples of glycerins, that originated from
the Poland’s market of producers of the methyl esters from the fatty acids.
2. At present glycerin as the biogenic fuel is available in large quantities, and additional amounts
of waste glycerin should be expected on the market. These amounts will come from the small
processing factories of plant oils that would produce biodiesel fuel.
3. Utilization of glycerin as the neutral to environment (carbon dioxide emission: CO2 = 0) fuel,
mainly as the light up fuel, seems, in the opinion of the majority of experts, to be a safe
alternative to the potential investors as well as to the environment.
4. The procedures created allow to correctly determine characteristics of this fuel from the
evaluation of energy parameters point of view and can be applied by the users for proper
accounting ( i.e. taking into account ) of the renewable energy produced.
5. Decreasing value of the shear stress occurring in temperature range of 25oC – 100 oC for the
materials tested indicates for the reduced influence of the structural interactions between particles
of glycerin, water and inorganic salts that manifest as pollutants.
6. With the temperature rise follow the changes in the course of the flow curves of the glycerins
tested from typical rheostable up to flow corresponding approximately to slightly elastic fluids that
could satisfy the Bingham’s law.
Literature:
[1]
Directive of the European Council 2001/77/EC from 2001 r. on the promotion of electricity
produced from the renewable energy sources on the internal electricity market.
[2]
Directive of the European Parliament and of the Council 2003/30/EC of 8 May 2003 on the
promotion of the use of biofuels or other renewable fuels for transport.
[3]
Zuwała J., Matuszek K., Topolnicka T., Współspalanie biomasy ciekłej w energetyce – od
badań laboratoryjnych do praktycznych aplikacji. Archiwum Spalania, Vol. 9 (2009), Nr 1-2, ISSN 16418549. Co-combustion of liquid biomass in the energy sector – from the laboratory tests to practical
applications . Archieve of Combustion ( in Polish )
[4]
Topolnicka T., Tomaszewicz G., Świeca-Fabjańska G,: Badania nad wykorzystaniem
gliceryny do produkcji biopaliw, Prace ICHPW, sprawozdanie z realizacji tematu 1.19/2009.
Research on using glycerin for the biofuels production. ICHPW works, report from execution of the task
1.19/2009 – in Polish.
107
Energetika a životní prostředí 2011
[5]
Rosiński M., Furtka L., Łuksa A., Stępień A.: Właściwości fizykochemiczne gliceryny
odpadowej pochodzącej od różnych producentów. Materiały konferencyjne I Międzynarodowej
Konferencji Energii Słonecznej i Budownictwa Ekologicznego, Solina 2006.
Physical chemistry characteristics of waste glycerin originated from different producers. Proceedings of
the I International Conference of Solar Energy and Ecological Construction, Solina, Poland 2006 - in
Polish.
[6]
Wcisło G., Określenie właściwości reologicznych oleju napędowego oraz biopaliw
uzyskanych z lnianki, Inżynieria Rolnicza, 5(114)/2009
Determination of the rheological characteristics of diesel oil and of biofuels extracted from Camelina
Sativa. Agricultural Engineering 5(114)/2009 – in Polish
[7]
Furtak L., Rosiński M., Łuksa A., Stępień A., Problematyka wykorzystania frakcji glicerynowej
jako paliwa w ciepłownictwie, Ciepłownictwo, Ogrzewnictwo, Wentylacja nr 1/2006.
Problems of utilization of the glycerin fraction as fuel in the district heating sector. Ciepłownictwo,
Ogrzewnictwo, Wentylacja nr 1/2006. ( District Heating, Space Heating, Ventilation nr 1/2006 )-in
Polish.
[8]
Schramm G., Reologia. Podstawy i zastosowania, HAAKE, GmbH, Karlsruhe 1994,
Tłumaczenie z języka angielskiego RHL Service, PWN PAN Poznań 1998. Rheology – translation from
English – in Polish
[9]
Instrukcja użytkownika Haake ViscoTester VT550. – Instruction for the user
Wyniki badań przedstawione w prezentowanej pracy zostały dofinansowane przez Narodowe Centrum
Badań i Rozwoju w ramach Umowy nr NR06-0015-10/2010 na projekt rozwojowy „Opracowanie i
wdrożenie technologii energetycznego wykorzystania odpadowej gliceryny technicznej”.
The research results presented in this paper were supported by the Poland’s National Centre for
Research and Development within contract nr NR06-0015-10/2010 for the developing project:
“Development and implementation of technology for energy utilization of the waste, technical grade
glycerin”.
108
Energetika a životní prostředí 2011
SPHERICAL PELLETING PRESS- MICROWAVE HEATING
GUĽOVÝ PELETOVACÍ LIS – MIKROVLNNÝ PREDOHREV
Ing. Juraj Ondruška PhD.
Ing. Peter Križan PhD.
Ing. Peter Biath
Ústav výrobných systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality, Strojnícka fakulta STU
v Bratislave, Nám. Slobody 17, 812 31 Bratislava
Abstract
Our department is interested in development of machines for biomass compacting and waste
recovery since 1995. This article describes current status in development of spherical pelleting
machine concept. Construction of machine is protected by patent. Pellet production is very energyintensive. Pellets are produced despite production disadvantages, because of its important
advantages comparing with other energy carriers. Pellets are advantageous at combustion,
automation, transportation, storage and for their high energetic value. Their producing will be more
effective if we use appropriate compression principle. Best for pressure generating is contact of two
surfaces in one point. When the sphere is in contact with plane this type of contact arises. This
physical phenomenon is applied in our patent principle for energy saving compression. If we use this
principle to design of pelletizing machine construction, machine will be smaller, easier and more
energy efficient. The same principle is used in hand mortar, which was used by our ancestors in the
past and it’s still used. The main aim is to generate the high pressure with small force. Last inovation
in this resarch is develop of microwave heating unit.
Abstrakt
Cieľom tohto príspevku je prezentovať najnovšie ambície v oblasti výskumu orientovaného na
experimentálne zariadenie PLG 2010. Príspevok prierezovo opisuje priebeh vývoja zariadení na
výrobu peliet z biomasy. Konštrukcia zariadení vychádza z patentovo chráneného princípu, ktorý bol
vyvinutý na našom ústave. V poslednom období sme zahájili čiastkový výskum orientovaný na vplyv
teploty a vlhkosti vstupnej suroviny v procese kontinuálneho lisovania na PLG 2010. Bol zahájený
vývoj modulu mikrovlnného predohrevu suroviny.
Keywords: Sphere pelleting press, biomass, pellets, heating equipment, microwave heating.
Kľúčové slová: Guľový peletovací lis, biomasa, pelety, výhrevný modul, vplyv teploty, mikrovlný
ohrev.
Úvod
Vývoju strojov pre zhutňovanie biomasy a zhodnocovanie ďalších odpadov sa náš ústav
venuje už od roku 1995. Výroba peliet sa považuje z hľadiska vstupných energetických nárokov za
jeden z najnáročnejších spôsobov zhutňovania biomasy. Na druhej strane sú pelety veľmi vhodným
ekologickým palivom aj z hľadiska dopravy, skladovania a automatizovaného spaľovania. Na základe
týchto faktorov vznikla potreba vyvinúť novú nízkoenergetickú koncepciu peletovacieho lisu. Prvá
myšlienka s novým princípom lisu vznikla už v roku 2005 [1]. Bola založená na vedeckom fakte, že
maximálny tlak „bodový“ kontakt vzniká pri styku gule s plochou. Tým je možné dosiahnuť vysoký
lisovací tlak pri relatívne nízkej
okamžitej lisovacej sile vyvolanej
n
zhutňovacím mechanizmom. Takýto
σ
spôsob lisovania vedie ku menej
masívnym
konštrukciám
strojov
nižšieho príkonu ako v súčasnosti
vyrábané
stroje
využívajúce
„priamkový“ kontakt, ktorý vzniká
dotyku valca s rovnou plochou. Tento
princíp je od nepamäti využívaný
Obr. 1 Starodávny ručný mažiar
Obr. 2 Pôsobenie gule na
napríklad pri drvení ručným mažiarom
rovinu.
F = k.σ
109
Energetika a životní prostředí 2011
(Obr. 1). Už naši predkovia vedeli ako vyvinúť potrebný tlak pri čo najmenšej námahe.
Stručný prierez vývoja v danej oblasti problematiky
Tento fyzikálny jav je tiež využívaný pri aplikácií guľkových ložísk, ktoré majú nižšie valivé
odpory, ako ložiská s iným ako bodovým stykom, čoho dôsledkom môže byť zvýšenie energetickej
účinnosti mechanizmu. Vhodný tvar je teda guľový nástroj a rovinná matrica. Pri takýchto tvaroch
plôch nastáva v ideálnom prípade dotyk v bode (Obr. 2). Tým dosiahneme vysoko efektívne
pôsobenie sily pre dosiahnutie požadovaného tlaku, čiže aj menšie požiadavky na príkon zariadenia.
Pre dosiahnutie synchronizovaného odvaľovania lisovacieho priestoru sa považovalo za vhodné
využiť princíp kardanovej spojky (Obr. 2). Návrhová koncepcia stroja pozostávala z dvoch axiálno–
rotačných valcov s rôznobežnými osami otáčania, medzi ktorými bola umiestnená guľa. Vzájomným
pohybom vytvárajú tieto tri členy lisovací priestor, v ktorom je materiál strhávaný a komprimovaný na
princípe kontinuálnej zmeny geometrie lisovacieho priestoru, čiže aj jeho objemu (Obr. 3).
Obr. 3 Prvotná koncepcia princípu lisovania
V roku 2002 bola na našom ústave obhájená diplomová práca [2], ktorej súčasťou bol aj prvý
funkčný model zariadenia (Obr. 4). Tento stroj poslúžil na overenie navrhovaného princípu. Zariadenie
má priemer gule 71,6mm, motor 1kW, hodinový výkon 40 až 50 kg/h, počet otvorov v matrici 21 x
Ø7mm a patrí do skupiny malých peletovacích lisov. Výroba častí peletovacieho lisu je technologicky a
finančne primerane náročná, čoho dôsledkom môže byť cenovo dostupná konštrukcia peletovacieho
lisu s vysokým stupňom finančného zhodnotenia odpadovej biomasy. Správnosť navrhnutej
konštrukcie bola overená skúškami funkčných a technických parametrov, ako je - overenie vťahovania
suroviny do lisovacieho priestoru, overenie schopnosti peletovania, overenie výkonu lisovania a
overenia kvality výliskov. V rámci skúšok boli lisované materiály ako drevný odpad, odpad z MDF,
slama, čečina, rašelina, čierne luhy, odpad z ČOV – kalov, repka olejná, humus z Kalifornských
dážďoviek (Enzymmix), otrava na potkany, odpad z kakaa, kremelina. Princíp bol v roku 2006
patentovaný autormi práce [3] a následne bol vytvorený základ pre modifikovanie konštrukcie a výrobu
prototypu peletovacieho lisu.
Obr. 4 Prvý funkčný model peletovacieho lisu (variant - V1)
V nasledovných rokoch sa vývoj uberal dvomi cestami. Od roku 2006 do 2007 bola riešená
koncepcia vysoko výkonného variantu stroja [4]. Navrhovaný prototyp bol s priemerom gule Ø 122mm,
260 x Ø 8mm otvorov základnej matrice s predpokladaným výkonom 250-300 kg/h a príkonom motora
18,5 kW. Vývoju tohto prototypu sa venoval kolektív pod vedením Ing. Ivana Kopeckého. Žiaľ, s
predčasnou smrťou vedúceho kolektívu sa zastavili aj práce na výrobe prototypu.
110
Energetika a životní prostředí 2011
Druhú konštrukčnú líniu predstavoval stroj navrhnutý Ing. Grmanom, ktorý bol aj spoluautorom
prvého vyrobeného stroja. Konštrukčne predstavoval väčšiu verziu variantu V1 s drobnými
konštrukčnými inováciami. Jednalo sa o stroj s priemerom gule Ø 90 mm s počtom otvorov v základnej
matrici 30 x Ø 7,5 mm, príkonom motora 4 kW a predpokladaným množstvom spracovanej biomasy
80-100kg/h.
V roku 2009 bol vyrobený prototyp tohto stroja. Nanešťastie, vzhľadom na len čiastočne
ozrejmené konštrukčné problémy sa ho nepodarilo nikdy sprevádzkovať.
Obr. 5 Guľový peletizér strednej triedy (variant - V2)
V súčasnosti stroj nie je majetkom nášho ústavu, a preto nebolo možné spraviť potrebné konštrukčné
analýzy pre úplné odhalenie príčin. Konštrukcia bola podrobená len čiastočnej virtuálnej analýze,
ktorej výsledkom bolo niekoľko závažných poznatkov potrebných pre výrobu nového funkčného
prototypu.
Obr. 6 Vysoko vykoná koncepcia guľového peletizéra (variant -V3)
Vývoj modulárnej konštrukcie peletovacieho stroja PLG 2010
Od roku 2010 sa zahájil vývoj nového prototypu stroja. Projekt komplexnej analýzy a vývoja
nového prototypu bol zadaný Ing. Jurajovi Ondruškovi PhD., ktorý bol v tom čase novým
zamestnancom ústavu. Kolektív konštruktérov pod jeho vedením po štyroch mesiacoch vývojovej
práce odovzdal kompletnú výkresovú dokumentáciu modulárnej štruktúry stroja (Obr.7) do výroby.
V prvej fáze projektu bola konštrukcia predchádzajúcich variant stroja podrobená detailnej
analýze. Boli prehodnotené všetky získané skúsenosti (Obr.8). Konštrukcia funkčného verifikačného
modelu bola skúmaná aj z hľadiska tribológie a mechanického poškodenia jednotlivých častí
konštrukcie.
111
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 7: Inovovaný guľový peletovací stroj novej generácie (súčasný variant - V4)
Niektoré zmeny boli verifikované výpočtom, ako aj softvérovou pevnostnou či kinematickou
analýzou. Príkladom je pevnostná analýza nástroja matrice. Výsledné porovnávacie napätia podľa
Misesa zdôvodňujú reálne opotrebovanie pozorovateľné na obrázku. Po preverení veľkého množstva
alternatív z hľadiska komplexnej vyrobiteľnosti, zmontovateľnosti, tvarovej funkčnosti a iných
vplývajúcich faktorov bola snaha vybrať optimálnu koncepciu.
Obr. 8 Dôležité súčiastky zariadenia V1 po dlhodobej skúšobnej prevádzke, MKP matrice
V súčasnosti sme prebrali zmontovaný lis (V4) a v krátkom čase chceme spustiť skúšky prototypu.
Predpokladáme, že získané informácie budú veľkým prínosom pre ďalšiu optimalizáciu stroja
a prípravu sériovej výroby zo zreteľom na minimalizáciu výrobných nákladov pri zachovaní pôvodných
parametrov stroja.
112
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 9 Montáž guľového peletizéra novej generácie - (súčasný variant - V4)
Obr. 10 Nový peletovací lis PLG 2010 (súčasný variant - V4)
Hlavné výhody súčasnej konštrukcie
Koncepcia zabezpečuje možnosť výmeny nástroja z hľadiska lisovaného materiálu a
požadovaných parametrov výrobku. Zmena tvaru kanálu uľahčí lisovanie rôznorodých materiálov.
Podávacie zariadenie dáva možnosť riadeného plnenia alebo až preplňovania.
Finálne riešenie je modulárne a postavené na rovnakej platforme. Na základe správnej kombinácie
modulov je možné zostaviť štyri základné kombinácie modulov:
- prechodný variant („kardánový lisovík“ v „bezkardanovej“ zostave),
- bez kardanu s ozubenými nástrojmi,
- bez kardanu s drážkovaným nástrojom,
- s kardanom a drážkovaným nástrojom.
Zariadenie je možné použiť aj bez núteného plnenia.
Končtrukcia modulu ohrevu lisovacieho priestoru
Proces lisovania biomasy je z fyzikálneho hľadiska vysoko komplexný a ťažko empiricky
opísateľný. Vieme, že na kvalitu výlisku a množstvo energie potrebnej na spracovanie suroviny
vplývajú rôzne faktory. Zásadný vplyv na proces lisovania má geometria lisovacieho priestoru a jeho
konštrukčné parametre, ďalej lisovací tlak, chemické zloženie materiálu, makroskopická štruktúra
suroviny (frakcia, tvar zŕn) a lisovacia teplota. Výskumy realizované na našom ústave, ako aj názory
odbornej verejnosti pojednávajú, že vplyv teploty na proces lisovania biomasy pri výrobe peliet je
zásadný. Poznatky z praxe ukazujú, že ak sú ostatné parametre procesu konštantné a zvýši sa teplota
zariadenia, tak poklesnú lisovacie odpory a tým klesne potrebný výkon motora stroja. Z hľadiska
predpokladanej metodiky experimentov realizovaných na zariadení PLG -2010 vznikla potreba
zabezpečenia tepelnej regulácie, v tomto prípade ohrevu. Išlo o zariadenie aplikovateľné vo fáze
predprípravy experimentu. Následne bol skonštruovaný a vyrobený prototyp výhrevného modulu,
ktorého základnou funkciou je uviesť zariadenie do vhodnej operačnej teploty, dôsledkom čoho je
skrátenie času potrebného na experiment, obmedzenie potrebného množstva spracovanej suroviny
(dĺžky zábehového chodu) a možnosť experimentov pri rôznych prevádzkových teplotách. Ďalším
prínosom ohrevu lisovacieho priestoru je možnosť opätovného uvedenia zariadenia do prevádzky bez
čistenia, pretože v niektorých prípadoch dôjde k zablokovaniu stroja práve v dôsledku zle nastavených
parametrov lisovania, z ktorých jeden je teplota lisovacieho priestoru. Pri prevádzke sa predpokladá
ustálenie teploty na určitej hodnote vplyvom tepla mechanicky vytváraným pri procese lisovania
113
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 11: Modul ohrevu pre PLG 2010 (súčasný variant - V4)
Končtrukcia modulu mikrovlnného predohrevu
Na základe vedeckých poznatkov v tejto oblasti, ako aj praktických skúseností vieme, že okrem
iných vstupných parametrov v procese zhutňovania biomasy ma zásadný vplyv aj teplota a vlhkosť
lisovanej suroviny. Preto sme zahájili vývoj nového zariadenia ako prídavného modulu,
prostredníctvom ktorého bude možné surovinu ohrievať pred vstupom do lisovacieho piestoru, a tak
zefektívňovať proces výroby peliet. Zariadenie bude primárne určené pre experimentálny peletovací lis
PLG 2010. Pri výskume predpokladáme získanie cenných informácií o vplyve teploty pri kontinuálnom
procese výroby peliet. Pre podporu tejto čiastkovej aktivity bol podaný a v súčasnosti schválený
projekt v rámci programu na podporu mladých výskumníkov na STU v Bratislave.
Predohrev bude sekvenčný alebo plne kontinuálny. Určenie optimálneho variantu je predmetom
ďalších štúdií. Pre určenie optimálnych procesných parametrov budeme vychádzať z konštantného
výkonu zariadenia PLG 2010 a z výkonových parametrov vybranej konvenčnej kuchynskej mikrovlnnej
rúry. Požadovaná teplota bude riadená prietokom, respektíve časom trvania, počas ktorého je
ohrievaná surovina vystavená vplyvu mikrovĺn. Ďalšia možnosť čiastkovej regulácie je prostredníctvom
nastavovania voliteľného výkonu mikrovlnnej rúry vo výrobcom určených hraniciach. Teplota výstupnej
suroviny bude teda úmerná spracovanému množstvu za určitý čas. Zásadný vplyv na proces ohrevu
prostredníctvom mikrovĺn má vlhkosť suroviny, ktorá bude taktiež zohľadnená.
Na základe vypočítaného výkonu pre kontinuálnu alebo sekvenčnú prevádzku bude vytipovaná
vhodná mikrovlnná rúra, ktorá bude následne vhodne konštrukčne upravená. Úprava bude zameraná
hlavne na vhodné umiestnenie vstupného násypného konštrukčného uzla a výstupného výsypného
konštrukčného uzla. Dôležité bude minimalizovať únik mikrovĺn do okolitého priestoru a súčasne
umožniť materiálu bezproblémový prechod procesom ohrevu. Jednou z konštrukčných variant je aj
vyhotovenie s možnosťou premiešavania suroviny počas ohrevu.
Jedným s experimentálnych výstupov budú poznatky získané zo série meraní teplôt a vlhkostí
daného prietočného množstva materiálu za určitý čas pri určitom výkone ohrevu, posudzovanie kvality
peliet pri rôznych stupňoch ohrevu a vlhkosti vstupnej suroviny, určenie vplyvu teploty na príkon
elektromotora pri procese zhutňovania a iné.
Obr. 12: Schematicky nákres zariadenia pre mikrovlnný ohrev biomasy, konštrukčná príprava
114
Energetika a životní prostředí 2011
Záver
Optimalizácia nového princípu zhutňovacieho stroja je veľmi zdĺhavý a náročný proces,
ktorého hybnou silou sú aj predchádzajúce omyly alebo neúspechy. Tak zložitý proces, ako je
zhutňovanie biomasy je v súčasnosti veľmi náročné komplexne simulovať či už pomocou MKP alebo
analyticky. V mnohých prípadoch sa odrážame len od predchádzajúcich skúseností a konštruktérskej
intuície alebo využívame tak obľúbenú metódu pokusov a omylov. Preto je dôležitý každý jeden krok,
aj keď nie vždy správnym smerom.
Zariadenie V4 bolo ocenené ako konštrukčný návrh roka (KRR 2010 – 6. ročník) firmou SCHIER
TECHNIC. Je dôležité zdôrazniť, že ak by sa potvrdili spomínané predpoklady a stroj by prešiel
prototypovými skúškami hlavne v bezkardanovom prevedení, bol by to výrazný krok k sériovej výrobe
malých a stredných peletovacích strojov novej generácie vhodných pre menšie prevádzky
a domácnosti, schopných zhutňovať široké spektrum biomasy vrátane dreva. Zariadenie by bolo
cenovo dostupné, s vysokou životnosťou a prevádzkovým výkonom. Ďalším dôležitým faktorom je
vývoj podporných technológií pre riadenie a zefektívňovanie procesu výroby ušľachtilých palív ako je
napríklad modul mikrovlnného ohrevu.
Aj keď naše pracovisko dosahuje v tejto oblasti veľmi dobré výsledky, proces realizácie myšlienok
do reality je pomalý a zdĺhavý. Žiaľ dĺžka riešenia je nepriaznivo ovplyvňovaná aj nedostatkom
finančných prostriedkov na realizáciu týchto progresívnych myšlienok. To sa potom prejavuje na počte
zamestnancov, ktorí tieto myšlienky rozpracovávajú, ako aj na rýchlosti výroby jednotlivých prototypov.
Škoda, že kompetentné inštitúcie nemajú pochopenie pre riešenie týchto myšlienok a neuvoľnia na
realizáciu projektov viac finančných prostriedkov.
Poďakovanie
Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu „Vývoj progresívnej technológie zhutňovania
biomasy a výroba prototypov a vysokoproduktívnych nástrojov“ (ITMS kód Projektu: 26240220017),
na základe podpory operačného programu Výskum a vývoj financovaného z Európskeho fondu
regionálneho rozvoja.
Použitá literatúra
[1]
Šooš, Ľ. - Grman, M.: Lis na pelety. - , 2006. - Číslo úžitkového vzoru: SK 4554. - Dátum
nadobudnutia: 19.6. 2006.
[2]
Grman, M.: Diplomová práca 2002 - Progresívna konštrukcia zhutňovacieho stroja
[3]
Šooš, Ľ. - Grman, M.: Spôsob lisovania peliet zo sypkej organickej a/alebo anorganickej
suroviny alebo surovinovej zmesi a lis na pelety. - 2009. - Číslo patentu: SK 286877. - Dátum
udelenia: 4. 5. 2009.
[4]
Šooš, Ľ.: Návrh, vývoj a výskum nových konštrukcií zhutňovacích strojov. Pro-Energy
magazín č. 4. s. 56--60. ISSN 1802-4599.
[5]
ŠOOŠ, Ľ.: Projekt vedy a výskumu číslo 2003 SP 26 028 0C 04. KVT SjF STU, Bratislava
2003
115
Energetika a životní prostředí 2011
POMIAR STRUMIENIA POWIETRZA LUB SPALIN W KRÓTKICH KANAŁACH MEASUREMENT OF AIR OR FLUE GAS FLOW IN SHORT DUCTS
dr inż.Piotr OSTROWSKI, doc. w Pol.Śl.
prof. dr hab. inż. Marek PRONOBIS
dr inż. Leszek REMIORZ
SILESIAN UNIVERSITY OF TECHNOLOGY
Institute of Power Engineering and Turbomachinery
Poland 44-100 Gliwice ul.Konarskiego 20
Abstract
In the present article provides an overview of the measuring system of the gas stream (air or flue
gas), provided especially for use in rectangular channels with short straight sections and a large
lateral dimensions (over 1m). The measurement is conducted in a narrow channel, using singlepoint sensor (eg Prandtl tube). The measuring method can be used both in the newly designed and
operated air and flue gas ducts in systems such as HVAC and boilers
Abstrakt
V článku je prezentována měříci soustava měření průtoku plynu (vzduchu nebo spalin) určená
především pro čtvercové kanály s malými rovnými úseky a velkými rozměry (nad 1m). Měření je
prováděno
v
zužení
kanálu,
jednobodovým
čidlem
(např.
Prandtlovou
trubicí).
Měřicí metodu je možno použít jak pro nově projektované kanály tak i stávající, v kanálech
vzduchových a spalinových, v systémech klimatizací a ventilací a taktéž energetických kotlů.
Introduction
Measurements of gas flux in pipelines belong to the basic operation in manufacturing or
processing technologies [1, 2, 3] and can be carried out by means of various methods. In particular,
velocity of gas flow in pipeline with diameters below 1.0m can be assessed indirectly, by measurement
of pressure differential across a standardized throttling piece. Based on acquired experience and
normative documents, such as [4, 5] it is well known that the gas velocity profile down the pipeline
directly upstream the flow meter is the result of 3D layout of the pipeline and the installed fittings and
fixtures, consequently it is asymmetric but with a continuous surface. It is why flow meters need to be
installed in between straight pipeline sections both upstream and downstream the point of
measurement that is defines in standards that apply to flow measurements.
In case of closed-loop channels with rectangular cross-sections or for pipelines with diameters
above 1.0m a built-up pressure tube (Prandtl tube) is recommended in standards to measure fluid flow
at n*m points of the flow cross-section, which is a non-steady method and virtually unsuitable for
practical applications. The inconvenience of measurement unsteadiness has been partially resolved
by development of averaging pitot tubes [6], whereas some studies, for instance [7], outline
applicability of that measurement technique to power engineering. Due to the fact that average linear
velocity in low-pressure air and flue gas pipelines ranges from 5 to 15 mn/s, the averaging pipes
feature with relatively low measurements overpressure of gases (e.g. for cold air the maximum
overpressure is only 135Pa) need straight pipeline sections both upstream and downstream the
measurement locations. Such measurement conditions lead to permanent pressure drops from 2 to
10% of the rated value and may bring about resonance circumstances [6], [8].
The paper presents a concept how to design a gas flow meter together with the associated
measuring method so that the device would be applied to large size ducts with both rectangular and
circular cross-sections and would enable installation on short straight segments of ducts with low
116
Energetika a životní prostředí 2011
velocities of conveyed utilities. Such a flow meter can be applicable to air and flue gas pipeline
systems in power engineering and HVAC systems.
1. DESCRIPTION OF THE GAS FLOW METER
The idea for measurement of gas flux is based on the fact that for a uniform and quasi-flat velocity
profile that is very near the average flow rate of the utility
BB
across the duct cross section the linear velocity of the fluid
9
can be measured across the duct cross-section with use of
a spot sensor, e.g. a Pitot (Prandtl) tube or
A
A
a thermoanemometer, where the velocity is measured at
a single, discretionally selected point of that section. Then
1 11 2 3 4 6 7
8 5 10
the gas flux is to be calculated as a product of the measured
AA
average velocity and the cross-section area of flow with a
B
B
flat profile. Another benefit from such a measurement
method is the possibility to achieve a substantial growth of
the linear velocity, thus the measured value of overpressure
is also increased. The next advantage of the proposed
Rys.1
Schemat
przepływomierza
gazu
Fig. 1 Diagram of a gas flow meter method, which is decisive for operational benefit of the
device, is its capability to maintain pressure loss at the
acceptable level of only several percents, which can be achieved by appropriate selection of
geometrical dimensions for the flow meter.
2. RESULTS OF TEST MEASUREMENTS
Prior to construction of the measurement workbench it was practicable to carry out a wide series
of model tests with use of the ANSYS
180
50
50
software with the aim to simulate various
105
100
470
150
design profiles and shapes of the
measurement orifice constriction. The
170
200
considerations comprised confusor nozzles
(converging cones) and combined flow
constrictors made up of a converging cone
and a diffuser. Adhering to two basic criteria,
i.e. the criterion of the minimum pressure
1,5o
drop across the constriction nozzle and the
12,5o
30o
criterion of the design simplicity, the nozzle
Materiał zwężki : blacha ocynk 1,0 mm
was designed as combination of three
Material of the orifice constriction: galvanized plate 1.0 mm
components, namely the first confusor with
Fig. 2 Shape and dimensions of the throttling piece the converging angle of 30º, the confusor
o
with the converging angle of 1.5 and the diffuser with the flare angle of 12.5o, where the flow
restriction factor of the orifice was β =(0,3..0,4)B. For a radial fan the dimension of the window
AxB=170*300mm and the assumed flow
Cross‐section of the duct profiles where measurements were taken: Cross-section of profiles measurements:
1. Straight sections – 4 pcs. 1 stright sections 4pcs
restriction factor β=0.333, determined
2 stright section 1pc+ quasi-Venturi tube+stright sections 3pcs
2. Straight section 1 pc. + quasi‐Venturi tube + straight sections 3 pcs. dimensions of the throttling piece (quasi3 stright section 1pc+ baffle plate + quasi-Venturi tube +stright sections 3pcs
3. Straight section 1 pc. + baffle plate + quasi‐Venturi tube + straight sections 3 pcs. Venturi tube) (Fig. 2).
frequency I-st
Measurements were carried out on the
II-nd
confusor
converter
dedicated test bench (Fig. 3), that was
III-rd
radial fan baffle
gate
diffuser
plate A
valve
provided with a radial fan, a feeding ducts
B
C
with the rectangular cross-section 170 x
B
C
A
300 mm made up of a galvanized plated
Inlet cross-section
profile measurement
and the flow meter nozzle designed and
A-A option
B-B
C-C
constructed according to Fig. 2. The
100
300
300
300
system for local measurements of air
170
170
170
117
Fig. 3. Test bench for measurements of flow velocity Energetika a životní prostředí 2011
velocity was provided with Pitot (Prandtl) tube) φ 3.18mm from DWYER with the differential pressure
converter of the EJA120 type from YOKOGAWA capable to measure differential pressure from 0…0.1
to 1 kPa. Areas of cross-sections where split into 36 mutually equal elements and values of local flow
velocities were measured in geometrical centers of each element. Measurement results made it
possible to calculate the average velocity w4 for 4 central elements and that velocity was compared
against the w36 average velocity calculated for the full cross-section. The calculated ratio κ=w36/w4 is
used to assess whether measurements of flux according to the presented concept are really correct.
Results of velocity measurements were processed with use of the MATLAB software and are shown in
Fig. 4 as velocity maps.
250
250
15
15
14.5
14
13.5
13
12.5
12
11.5
11
10.5
10
9.5
9
8.5
8
7.5
7
80
6.5
6
5.5 60
5
14
13
200
12200
11
10
9
8
150
7
150
6
5
4
100
3 100
2
1
0
50
40
50
20
40
39.5
39
38.5
38
37.5
37
36.5
36
35.5
35
34.5
34
33.5
33
32.5
32
31.5
31
30.5
30
80
60
40
20
45
44.5
44
43.5
43
42.5
42
41.5
41
40.5
40
39.5
39
38.5
38
37.5
37
36.5
36
35.5
35
Fig. 4 Profiles (maps) of air velocity across Inlet I, II and III measurement planes (2nd configuration) 50
100
150
50
100
150
20
40
60
80
100
120
140
20
40
60
80
100
120
140
The table below summarizes w36 average values for measurements of air velocity for the full
measurement profile (36 measurement points) as well as the w4 average values for 4 central
measurement points together with the calculated pattern ratio κ=w36/w4.
Configuration
Location
Average velocity,
m/s
Ratio
κ= w36/w4
3. RESULTS FROM MODELING
OF VELOCITY PROFILES
Selection of geometrical
parameters with the aim to achieve
2 without
Cross-Section II 33.602 33.577
1.029
quasi-flat (uniform) velocity profile
a baffle plate
across the measurement plane with
Cross-Section III 39.916 39.802
1.003
low values of local pressure drops
were carried out with use of the
3 with a
Cross-Section II 21.876 20.616
1.061
baffle plate
ANSYS software. The same software
SCross-ection III 26.611 26.486
1.035
package was also used to verify
correctness of calculations when
results of measurements on the test bench were used for modeling.
w36
w4
Fig.5 Results from modeling – velocity profiles across the measurement planes I, II and III (configuration 3) 118
Energetika a životní prostředí 2011
The MATLAB software was used to calculate pressure drops for the 2nd and 3rd configurations
Pressure drop Δp=92Pa /velocity 10.17m/s Pressure drop Δp =70Pa / velocity 6.84m/s Fig. 5‐3 Results from modeling – section across the flow part of the normalizing segment and the chart for pressure drops down the flow meter. 4. UNCERTAINTY OF MEASUREMENTS WITH USE OF A PITOT (PRANDTL) TUBE
for a volumetric flow of gas with constant composition
Flux of the gas volume is calculated as a product of the cross-section area
(the round cross-section was assumed) and the flow velocity [4]:
where:
where: α − normalization coefficient of Prandtl tube,
d – internal diameter of the pipeline, m
Ku – uncertainty for settings of Prandtl tube,
K’ – uncertainty of the measuring converter
d
mm
0.929%
250
0.889%
500
0.511%
1000
0.510%
2000
Δpd – differential pressure, kPa,
pS – static gas pressure, kPa
Rg – individual gas constant
T = tc + 273.16 – gas temperature, K
Example for calculation of uncertainties (when the standard deviation is used as the measure) for the
flux of gas volume with constant composition (for Δp=200Pa and ps=105Pa).
5. EXAMPLES OF INDUSTRIAL APPLICATIONS
The method of single-point measurements was used for air conditioning ducts at an automotive
manufacturing plant (on-line measurements for thermal balance carried out in accordance with
requirements of the ISO:50001:2011 standards [9]), on a test bench at an Accredited Laboratory as
well as within the system of secondary (reheated) air distribution of a steam boiler (pendant).
6. CONCLUSIONS
The study presents the method for single-point measurements of air or flue gas flow in a central
point of a flat cross-section. Shapes and dimensions of the measuring section were initially examined
with use of numerical models and results from modelling were use to design a test bench.
Measurements for air velocity profiles were carried out across selected planes of the duct and the
results were shown in the form of velocity isolines and the normalization coefficient κ. The
normalization coefficient for the throttling piece without a baffle plate ranged from κ=1.003 to κ=1,029,
119
Energetika a životní prostředí 2011
whilst for the throttling piece with a baffle plate was κ=1.035..1,061. The measurements results were
also substituted as boundary conditions for the numerical model where velocity profiles were
determined for the entire measurement segment together with calculation of pressure drops. For the
duct with the dimensions of 300 x 170 mm down the pressure drop down the measurement segment
without a baffle is Δp=92Pa (for the velocity of 10.17m/s), whilst for the arrangement with a baffle plate
Δp=70Pa / (for the velocity of 6.84m/s). In addition, the uncertainty of the single-point measurements
with use of the Pitot (Prandtl) tube was evaluated for an equivalent pipeline with round cross-section.
For diameters d ≥ 1000mm the measurement uncertainty is about 0.5%.
The obtained results enable to state that the proposed method for single-point measurements of
air (or flue gas) flow, after introduction of the correcting factor κ, meets requirements imposed to
operative on-line measurements and my be applied to short ducts with rectangular ducts with the
equivalent diameter > 1000 mm. It should be also added that the measuring kit can be installed on
both new ducts and the ones that already have been in use with really modest investment expenses.
The authors anticipated further experiments, field tests and model examinations of the proposed
flow-meter.
REFERENCES
[1] PRONOBIS M.: Modernizacja kotłów energetycznych. (Upgrade of power engineering boilers) WNT
Warszawa, 2002.
[2] GRAMATYKA F., PRONOBIS M.: Badanie możliwości ograniczenia emisji NOx z kotłów VKW
do standardów obowiązujących od 2008 r. Opracowanie niepublikowane. Gliwice, 2006. (Exmination of
feasibility to reduce emission NOx from VKW boilers to meet standards that are to be in force from 2008). The
non-published study.
[3] GRAMATYKA F., OSTROWSKI P.: Opracowanie dokumentacji technicznej systemu dysz OFA dla kotła
VKW nr 2 w EC Marcel. (Development of technical documentation for the system of OFA nozzles installed on
the VKW boiler No. 2 at the thermal power plant ‘Marcel’.) Gliwice – Radlin, 2007.
[4] PN-ISO 5221 edition XII 1994 “Air distribution and air diffusion – Rules to methods of measuring air flow rate
in an handling duct”
[5] PN-EN ISO 5167-1…4 eddition VI/VII 2005 „Measurement of fluid flow by means of pressure differential
devices inserted in circular cross-section conduits running full. Part. 1 .. 4”
[6] PITOBAR Averaging Pitot Tube for flow measurement – Brochure Emco Controls [email protected]
[7] STAŃDA, J. ; GÓRECKI, J. ; ANDRUSZKIEWICZ, A. ; KUBAS, K „Przepływomierz strumienia masy
powietrza w kanale prostokątnym”. PAR r.7 mr7-8 str.46-49 (A flow meter for measurements of air mass flux
through rectangular ducts. PAR r.7 mr7-8 pp.46-49
[8] OSTROWSKI P., WENCEL D.: Patent P 379723 Rurka uśredniająca do ciągłego pomiaru strumienia płynu
zwłaszcza w rurociągach. (An averaging tube for continuous measurements of fluid flow, specifically in
pipelines)18.05.2006
[9] OSTROWSKI P., PRONOBIS M., KALISZ S., REMIORZ L. WEJKOWSKI R.: Zgłoszenie Patentowe
P.393836 Sposób pomiaru i miernik strumienia gazu w krótkich kanałach zamkniętych o dużej powierzchni
przekroju zwłaszcza w obiegach powietrzno-spalinowych kotłów i wentylacji. (Patent application P.393836:
The method for measurements and the gas flow meter for short closed ducts with large cross-section areas,
in particular for air and flue gas circulations systems in boilers as well as ventilation circuits) 03.02.2011r.
[10] ISO 50001:2011 edition VI 2011 „Energy Management Systems – requirements with guidance for use”.
120
Energetika a životní prostředí 2011
ZKUŠEBNÍ SPALOVACÍ ZAŘÍZENÍ PRO TESTY PALIV A HOŘÁKŮ
COMBUSTION FACILITY FOR TESTING OF FUELS AND BURNERS
Ing. Radim Paluska
Ing. Martin Kolebač
* IVITAS, a.s., Ruská 83/24, Ostrava – Vítkovice, 706 02, Czech Republic, www.ivitas.cz
Abstract
The paper deals particularly with gained experiences in building and first combustion tests of
combustion testing facility which serves to testing pulverized fuels and new designed burners. The aim
of the tests in this unit is to find optimum in combustion parameters setting in combustion chamber of
current steam boilers. Main purpose of complete analysis is providing the low NOx and CO emissions
with use of primary measures and excluding expensive secondary intervention. Main advance of new
unique testing facility is ability to set conditions close to real operation through injection of compressed
CO2, water steam and recirculated flue gas. Further possibilities are air staging - OFA (over fire air)
injection, reburning and secondary burner with lower power output as described in the text.
Abstrakt
Příspěvek popisuje zkušenosti získané při zprovozňování a při prvních testech na novém
unikátním zkušebním spalovacím zařízení, které slouží k testování práškových paliv a nově vyvíjených
hořáků. Cílem testů je nalezení optima pro spalování v ohništích práškových kotlů vedoucí
k minimalizaci vzniku emisí NOx a CO. Technologické vybavení zařízení umožňuje nastavit, řídit
a sledovat všechny podstatné parametry spalovacího procesu. Výsledkem je úplné nebo částečné
vyloučení provozně drahých sekundárních opatření. Hlavní výhodou nového zkušebního zařízení je
možnost přiblížení se provozním podmínkám v ohništích uhelných bloků o výkonu v řádu stovek MWe.
K tomu je využívána směs recirkulovaných spalin, syté vodní páry a stlačeného oxidu uhličitého
v primární směsi na vstupu do hořáku. K možnostem snižování emisí škodlivých látek slouží
pásmování vzduchu a recirkulovaných spalin po výšce spalovací komory a možnost připojení
přídavného hořáku jak je popsáno dále v textu.
Klíčová slova: testování paliv, nízkoemisní hořáky, spalování, uhelný prášek, CFD
Popis technologie
Zkušební spalovací zařízení (dále ZSZ) se skládá ze spalovací komory, kterou lze osadit
práškovými hořáky různých typů do výkonu 160 kW pro kvalitativně různé druhy uhlí. ZSZ je dále
vybaveno potřebným doprovodným zařízením, zařízením na snižování emisí tuhých znečišťujících
látek a podrobným rozsáhlým měřením parametrů spalování a emisí znečišťujících látek a ASŘ.
K vyhřátí spalovací komory na teplotu pro bezpečné zapálení uhelného prášku slouží plynový hořák
o výkonu 180 kW. Předpokládaná doba testovacího provozu spalování uhelného prášku je po nahřátí
zemním plynem 12 hodin za den, podle toho je zásobník dimenzován na 450 kg paliva.
Vlastní spalovací komora je svislý válec o výšce 8 m. Je složená z 8 jednotlivých válcových
článků (sekcí) každý o vnitřním průměru 600 mm a výšce 1 000 mm (obr. 1 a obr. 4). Jednotlivé
články jsou za provozu chlazeny vodou se samostatnými přívody a odvody a vnitřní recirkulací.
Poslední horní článek spalovací komory je v případě potřeby změny funkce stabilizace plamene
vyměnitelný za článek vnitřního průměru 900 mm dole zakončený přechodovou částí na průměr
spalovací komory tj. 600 mm. Mezi spalovací komorou a vodou chlazeným mezipláštěm je vyzdívka
tvořená dvěma vrstvami keramického žáruvzdorného materiálu. Každý článek je opatřen teploměrnou
jímkou pro měření teplot termočlánky. V dolní části spalovací komory je odnímatelná výsypka.
ZSZ je vybaveno pásmováním vzduchu po výšce spalovací komory kdy na 5 sekcí (5 metrů od
druhého článku směrem dolů) připadá 15 pásmovacích úrovní, z toho každá úroveň má tři vstupy do
komory po obvodě s roztečí 120°. Každou úroveň lze samostatně regulovat a průtok je měřen v rámci
jedné sekce.
V článcích 1 až 7 jsou uzavíratelné otvory pro odběr vzorků spalin. Do těchto vstupů lze vkládat
odběrovou sondu vzorků spalin spojenou s analyzátorem. V horních 3 článcích lze zavést hořák
přídavného spalování uhelného prášku případně jiných paliv dimenzovaný na výkon 20 kW.
121
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. č. 1 Zkušební spalovací zařízení v provozu a řez spalovací komorou
Možnosti využití ZSZ
Zařízení bylo vyvinuto za účelem zkoušení různých druhů paliv, které lze spalovat za běžných
spalovacích podmínek panujících v ohništích bloků provozovaných tepláren a elektráren spalujících
uhelný prášek. Toho lze dosáhnout přimícháním recirkulovaných spalin, vodní páry a oxidu uhličitého
do primární směsi. Další možností je nastavení poměrů spalovacích a dohořívacích vzduchů tak, aby
byly splněny koncentrace NOx a CO ve spalinách v souvislosti s blížícím se termínem platnosti nových
emisních limitů (Nařízení vlády 146 a 372/2007).
Režimy zkoušek lze volit podle nejrůznějších požadavků na různá nastavení pásmování
spalovacího vzduchu nebo recirkulovaných spalin do spalovací komory a využít široké možnosti
nastavení výkonového rozsahu, reburning a testování účinků sekundárních opatření na tvorbu emisí.
V kombinaci s přídavným hořákem a výhledově jinak uspořádaným víkem, které umožní přidání
dalšího hořáku o jiném průměru či tvaru dává nepřeberné množství variant pro testování. V hlavním i
přídavném hořáku lze testovat i jiná než uhelná paliva. Zařízení umožňuje sledovat po výšce průběh
spalování jak opticky mobilním kukátkem tak pomocí mobilní sondy s analyzátorem O2, CO2, CO, NO
a SO2. Lze také odebírat vzorky pro stanovení míry obsahu spalitelných látek v popílku. Dalším
důležitým parametrem je sledování tvorby nánosů na stěny komory případně standardizovaný
odběrový kus v souvislosti se sledováním míry struskování paliva při spalování.
Obr. č. 2 Umisťování mobilní sondy analyzátoru spalin do spalovací komory
122
Energetika a životní prostředí 2011
Zkušenosti ze zprovozňování ZSZ
Začátek stavebních prací byl v lednu 2010. Oživování technologie ZSZ bylo započato v říjnu
2010, od kdy se postupně ověřuje funkčnost jednotlivých dodaných částí rozsáhlé technologie. První
zapálení práškového hořáku proběhlo 16. března 2011. V květnu 2011 proběhla kolaudace celé
stavby což umožňuje provádění spalovacích zkoušek jak pro vlastní potřebu, tak pro další firmy a
instituce.
Během zprovozňování technologie byly zjištěny některé nedostatky vzniklé ze strany
dodavatelů, které zapříčinily značné časové ztráty, úpravy na zařízení a výměnu některých součástí.
Provozní měření ukázalo, že je nutno zajistit přesné měření i na takových "drobnostech", které v
běžných provozních podmínkách není potřeba řešit. Například ofuky hlídačů plamene u plynového
hořáku s výkonem 12 MWt mají zanedbatelný vliv na celkovou bilanci vzduchů. V případě ZSZ tvořily
tyto vzduchy dle nastaveného výkonu až 10 % celkového spalovacího vzduchu.
Obr. č. 3 Čištění spalovací komory ZSZ a provozní měření
Obr. č. 4 Modely částí ZSZ v z období vzniku projektu (chlazení s vnitřní recirkulací),vpravo model hoření v ZSZ
123
Energetika a životní prostředí 2011
Vývoj nových hořáků s využitím ZSZ
Zkušební spalovací zařízení lze v praxi využít pro testování nově navržených hořáků spalujících
uhelný prášek s nízkým přebytkem vzduchu. V následujících měsících zde bude odzkoušen prototyp
vyvíjeného nízkoemisního hořáku, vznikajícího za využití poznatků experimentálního výzkumu
termokinetických vlastností uhelného prášku a moderních metod matematického modelování. Projekt
je řešen ve spolupráci s Výzkumným energetickým centrem při VŠB a s firmou MORE, s.r.o. Model
hořáku bude ověřen při reálných zkouškách na ZSZ a na základě výsledků měření bude upraven
a zpřesněn. Validovaný model lze poté použít pro návrh nového hořáku, který bude splňovat
nejpřísnější požadavky na účinnost spalování při plnění nových emisních limitů.
Hořák bude vyvinut jak pro hnědouhelný tak černouhelný prášek a bude poté budou oba typy
vyrobeny v měřítku 1:1 a odzkoušeny na vybraných elektrárnách v ČR.
Obr. č. 5 Testovaný hořák na ZSZ, vpravo dílčí CFD model hořáku
Závěr
Nově vybudované Zkušební spalovací zařízení bylo s úspěchem zkolaudováno a byla provedena
první zkušební proměření celého systému. Bylo dosaženo stabilního hoření uhelného prášku v celém
výkonovém rozsahu od 0 do 160 kW. Na základě těchto ověřovacích zkoušek byly zjištěny nedostatky
na zařízení ze strany dodavatelů, které se podařilo a daří při dobré spolupráci s dotčenými dodavateli
odstraňovat. ZSZ tedy testuje nejen paliva, ale také jednotlivé komponenty výzkumného zařízení v
nestandardních situacích, které přináší nové zkušenosti pro všechny zúčastněné. V současné době se
připravujeme na spalovací zkoušky pro Ruského partnera.
Poděkování
Tento článek vznikl za podpory projektu „Moderní práškový hořák“ – FR-TI3/140 resortního
programu TIP ministerstva průmyslu a obchodu a projektu 4.2 PT02/059, který je spolufinancován
z fondu EU.
124
Energetika a životní prostředí 2011
PASIVNÍ DŮM: DŮSLEDKY PRO ENERGETICKOU BILANCI STÁTU
PASSIVE HOUSE: CONSEQUENCE TO COUNTRY ENERGY BALANCE
Ing. Milan Raclavský, CSc.
Abstract
Paper describes results of energy consumption measurements in passive house and some
comments of chosen technical solutions. There are shown results of calculated and real consumption
of electricity. Dynamic model shows influence of sunshine on surface wall temperature. At the end of
paper there is described a consequence of full houses electrification on country energy consumption.
Abstrakt
Článek popisuje výsledky měření spotřeby pasívního domu a komentuje některá technická
řešení. Jsou zde ukázány praktické výsledky modelovaných a skutečných spotřeb elektrické energie.
V dynamickém modelu je ukázán vliv slunečního osvitu na průběh povrchových teplot. V závěru
článku je komentován důsledek plné elektrifikace domů pro spotřebu energií v celostátním měřítku.
Klíčová slova: pasivní dům, spotřeba energie, energetické zisky, praktická měření
Úvod
Popisovaný dům vychází ze základního konceptu pasivního domu. Provozně je dům členěn
na dvě části – obytná část, tvořená masivní obvodovou konstrukcí, splňující parametry pasivního
domu, a část hospodářská – garáž a dílna, která je řešena jako lehká dřevěná konstrukce. Tvar domu
je jednoduchý, jižní fasáda domu je přes terasu s pergolou otevřená do zahrady. Vstup do objektu se
nachází na severní fasádě, stejně jako provozní místnosti – koupelna, kuchyň, technická místnost a
šatna. Celková plocha domu je 136 m2. Střecha je řešena jako pultová, což umožňuje větší světlou
výšku v obytných místnostech – dvě ložnice, pracovna a obývací pokoj, orientovaných na jih.
Významným prvkem pasivního konceptu je krytá venkovní terasa po celé délce domu, která poskytuje
v letních měsících dokonalé zastínění všem obytným místnostem a v zimě umožňuje jejich proslunění.
Základy tvoří základové pasy s ŽB věncem. Pro svislé konstrukce v obytné části je použit
systém VELOX s 30 cm polystyrenu. Strop je železobetonový, Izolaci stropu tvoří dřevěný rošt
vyplněný minerální vlnou (40 cm), hydroizolace modifikovaným asfaltovým pásem s posypem,
oplechování.
Uvnitř domu je nosná betonová akumulační stěna o tloušťce 300mm.Vnitřní příčky jsou zděné
z plných cihel. Okna jsou dřevěná EURO, zasklení U = 0,4 W/m².K - trojsklo. Plocha oken
orientovaných na jih je asi 35 m2. Vnější dveře jsou jednokřídlové dřevěné plné, EURO, boční zasklení
- bezpečnostní sklo U = 1,1 W/m².K - dvojsklo.
Dům je vybaven rekuperační jednotkou s recirkulačním ohřevem vzduchu.
Příprava stavby
Na počátku byl vytvořen základní koncept rozměru a charakteru domu, který byl definován
takto: bezbariérový dům s velkými okny směrem na jih. V rámci přípravy stavby a výběru stavebních
materiálů byly vytvořeny dva modely. Jeden model vychází z průměrných měsíčních hodnot pro
celkovou roční teplotní bilanci. Druhý model složí pro předpověď krátkodobého chování domu a to
zejména pro ocenění vlivu slunečních zisků na teplotu v domě.
Z modelů vyplývá, že zvolené parametry izolačních materiálů nestačí pro dosažení standardu
2
2
15 kWh/m /rok. Spotřeba domu podle modelu je 23 kWh/m /rok. což je zhruba o 50% více. Zlepšování
konstrukčních parametrů se ukazuje jako ekonomicky neopodstatněné. Změnu charakteru domu
z jednopodlažního na dvoupodlažní jsme z hlediska pohodlí užívání domu odmítli. Tendence
zvětšovat tloušťku izolací [1] považuji za neopodstatněné.
Celková tepelná bilance domu
Bilanční model (tab.1) zahrnuje jednotlivé ztráty domu a počítá se zisky, přičemž předpokládá,
že pro ohřev jsou v daném měsíci použitelné jen využitelné části zisků. Přednost má příprava TUV.
Celková teplotní ztráta domu je 11689 kWh. Od této hodnoty jsou odečteny zisky od osob, slunce a
elektrospotřebičů. Celková spotřeba domu byla předpovězena na 7612 kWh. V domě od 21. 1. 2009
byla měřena celková spotřeba elektrické energie. Do této bilance je zahrnuta i spotřeba čistírny
odpadních vod, která podle štítkových hodnot činí 980 kWh/rok. Tuto spotřebu nelze zahrnou do
tepelných zisků z elektrických spotřebičů. Pro ohřev domu byly v zimních měsících příležitostně
125
Energetika a životní prostředí 2011
používány rovněž krbová kamna se spotřebou 1,5 m3 dřeva /rok. Praktická měření ukazují, že model
předpověděl chování domu celkem dobře. Zjištěné hodnoty spotřeby jsou uvedeny na obrázku 1.
V roce 2009 byla spotřeba 7168 kWh a v následujícím roce 8386 kWh. Podstatný nárůst spotřeby
elektřiny byl způsoben poruchou solárního systému v rozmezí mezi 100 a 200 dnem v roce 2010.
Velmi nízké spotřeby z roku 2009 kolem 130 dne se již nepodaří zopakovat, protože v domě přibyly
další elektrospotřebiče.
9000
Spotřeba elektřiny (kWh)
8000
7168
7000
80
70
6000
60
5000
50
4000
40
3000
30
2000
20
1000
10
0
Celková spotřeba domu (kWh/den)
90
8386
0
420
390
360
330
Celk 2010 (kWh)
Spotřeba (kWh/d) 2010
Slunovraty
300
270
240
210
180
150
120
90
60
30
0
Celk 2009 (kWh)
Spotřeba (kWh/d) 2009
Rovnodennosti
celk 2011 (kWh)
Spotřeba 2011
Obr. 1. Měřené hodnoty celkové spotřeby a průměrné denní spotřeby v průběhu roku
24
40000
23
30000
22
20000
21
10000
20
0
19
-10000
18
0,00
3,00
t prům
6,00
9,00
12,00
15,00
tpovrch Čast (hod)
vnější
Q
18,00
21,00
Příkon domu (W); Akumulace (Wh)
Teplota (°C)
Dynamický model
Velké obavy jsme měli z velkých oken orientovaných k jihu. Dům podle modelu vystačí
v nejchladnějších dnech v roce s příkonem pod 2,5 kW. Tepelný příkon přes okna činí až 20 kW.
Podle modelu stačí toto teplo při omezené akumulaci pro ohřev vnitřního vzduchu o 100 °C/hod. Tato
hodnota je natolik veliká, že jsme zvolili masivní konstrukci domu s dobrým součinitelem tepelné
vodivostí vnitřních stěn a stropu. Modelový výpočet je ukázán pro zvolenou konstrukci domu na
obrázku 2. Obrázek ukazuje, že teplota v době intenzivního slunečního svitu nevzroste o více něž 2,2
°C a že po snížení příkonu solárního záření teplota rychle klesá. Tento průběh teplot je ve shodě se
skutečné změřenými hodnotami průběhu vnitřní teploty během slunečného mrazivého dne viz obrázek
3.
-20000
24,00
Akumulace (Wh)
Obr. 2. Výsledky modelu teplot stěny a akumulace energie v domě během zimního slunečného dne
126
Energetika a životní prostředí 2011
25
24,8
24,6
Teplota (°C)
24,4
24,2
24
23,8
23,6
23,4
23,2
23
22,8
6:00
9:00
12:00 15:00 18:00 21:00
0:00
3:00
6:00
9:00
12:00
Obr. 3 Průběh vnitřní teploty během slunečného mrazivého dne
Optimalizace zdroje energie a důsledky pro bilanci ČR
Zdokonalování konstrukce domů a omezování teplotních ztrát vede řadu stavebníků při volbě
energetického zdroje k výběru jen elektrické energie. Tato tendence je patrná na spotřebách
domácností. Tato spotřeba roste prakticky nepřetržitě od roku 1981. Růst je dán velkým uživatelským
komfortem elektřiny a přes všechny připomínky k cenové politice ČEZu je elektřina stále
konkurenceschopná s ostatními zdroji energie. Naopak spotřeba zemního plynu v domácnostech
postupně klesá.
Nárůst spotřeby elektrické energie v pasivních domech by nemusel mít negativní dopad na
situaci v zásobování elektrickou energií. Pasivní domy jsou vesměs vybaveny moderní technologií,
která umožní omezovat spotřebu v době velkých spotřeb elektrické energie. Pro pohodlí domu je třeba
jen uvažovat o potřebě akumulace tepla. Tato akumulace stačí pro dobu cca 4-8 hodin, což
představuje 12-24 kWh, část této energie je již akumulována ve stavebních konstrukcích. Stavby
z těžkých materiálů jsou zde zvýhodněny.
Situace v zásobování rodinných domů se dle mého názoru změní buď zlevněním
fotovoltaických zdrojů, nebo levnými kogeneračními zdroji tepla a elektřiny například Stirlingovým
motorem. Cena elektřiny pro domácnosti je již blízko tohoto zlomového bodu.
Závěr
Článek popisuje výsledky měření spotřeby pasivního domu v období od počátku roku 2009 do
poloviny srpna 2011. Výsledky měření jsou v plné shodě s prezentovanými matematickými modely.
Růst celkové spotřeby elektrické energie v pasivních domech se vzhledem k moderním technologiím
nemusí negativně projevit ve stabilitě sítě.
Literatura
[1]
Šmola, J.: Nízkoenergetické a pasivní domy očima architekta, Nízkoenergetické a pasivní domy,
Inženýrská komora 2009, s.35.
127
128
kWh
kWh
kWh
kWh
kWh
kWh kWh
Elektrospotřebiče
Osoby
Solar pro topení
Získané teplo okny
Využitelné teplo solaru
Spotřeba domu na topení var 1 Dům celkem včetně TUV
solar var 1
1 665
1 057 0
55,8
0
388
250 1 065
564 0
250
50,4
0
708
431
368
0 0
250
55,8
0
1144
478
250
0 18
250
54
18
886
462
250
0 62
250
55,8
62
458
478
13
2
31
169
98
78
198
142
86
44
250
0 25
250
54
198
221
462
20
10
30
20
12
9
128
91
63
5
15
ZISKY 478
7
-5
30
286
166
131
213
152
115
74
13
kWh
2
-10
31
400
232
184
220
157
151
104
10
15
TUV
-3
-15
28
457
265
210
219
156
146
119
-4
-20
31
527
306
242
220
157
162
137
7
12
kWh 1751,1 1571,9 1449,4 1136,8 813,67 328,56
6
6
11
Teplotní ztráta var1 10
11
11
250
0 0
250
55,8
242
119
145,51
478
21
15
31
0
0
0
66
47
32
0
18
18
250
0 0
250
55,8
212
412
194
478
20
15
31
21
12
10
66
47
32
5
18
18
Březen Duben Květen Červen Červenec Srpen
kWh
kWh
kWh
kWh
kWh
kWh
kWh
Únor
průměrná teplota půdy
pod domem
Průměrná teplota půdy v
hloubce 0,7m
Průměrná teplota
vzduchu
Minimální teplota
dnů
Okna var 1
Stěny var1
Střecha var 1
Podlaha var1
Vnitřní stěny var 1
základy var 1
Větrání var1
Leden
Tabulka 1 Výsledky modelu tepelné bilance domu
Energetika a životní prostředí 2011
7
0
31
295
171
136
110
79
65
77
15
16
Říjen
2
-5
30
388
225
178
149
107
83
101
13
14
250
0 138
250
54
138
1054
308
0 0
250
55,8
0
857
1 083
551 0
250
54
0
375
1 624
1 016 0
250
55,8
0
213
1535,6
478
-2
-10
31
485
281
223
176
126
118
126
10
13
23 13 11 13 9 8 6 7 612 3 188 5 623 3 000 657 871 6 835 243 54 23 40 21 5 6 49 2 11 689 83 3 231 1 875 1 485 1 849 1 323 1 084 841 7,917
-1,5
365
12,417
13,833
Listopad Prosinec Celkem
599,65 932,13 1230,56
462
478
462
12
5
30
184
107
84
85
61
31
48
18
17
Září
kWh
/m2/r
ok
Energetika a životní prostředí 2011
THERMOACOUSTIC COOLING – A PRELIMINARY ANALYSIS
Dr inż. Leszek Remiorz, mgr inż. Sebastian Rulik, dr hab. Inż Sławomir Dykas
Silesian University of Technology, Institute of Power Engineering and Turbomachinery, ul.
Konarskiego 18, Gliwice, Poland
Abstract
The article presents preliminary numerical and experimental studies of a simple thermoacoustic
cooling device. The thermoacoustic tube was modelled in the ANSYS 13 system. The tube adopted
for modelling was one with a rectangular cross section and with assumed initial and boundary
conditions. The real tube was made of glass, with a metal regenerator, and it was fitted with an
acoustic inductor and a measuring system recording the changes in temperature near the regenerator.
In the course of experimental studies, a number of thermographic pictures were taken illustrating the
effect of the device operation.
Key words: thermoacoustics, thermoacoustic engine, thermoacoustic cooler
Introduction
The Stirling cycle has been known since 1816, when Robert Stirling [2, 3] patented his engine
hoping that it would be applied on a wide scale as a safe alternative for then rather imperfect steam
engines which posed explosion hazard. However, the engine did not get much recognition, especially
after the invention of internal combustion engines. But the Sterling cycle is still used in a number of
devices which, in addition to engines, also include coolers. A special kind of a cooler is the
thermoacoustic cooling device which makes use of the Sterling cycle. The device is usually based on
the concept of the standing wave, and it allows a two-way conversion of acoustic energy into thermal
energy. The most characteristic feature of such devices is their simplicity and reliability of operation.
An elementary device which makes it possible to observe the phenomenon of thermoacoustic cooling
is a tube which is closed at one end and which, at its other end, is made to oscillate with a resonance
frequency by a respective inductor. The diagram of the device is shown in Fig. 1.
Fig. 1. Diagram of an elementary thermoacoustic cooling device
The device is composed of a tube filled with working gas, in this case – air, two heat exchangers, hot
and cold, a heat regenerator and an inductor, in this case – an acoustic loudspeaker. Driving the
working gas column with resonance frequency, a simultaneous compression or expansion of individual
parcels of gas is obtained as they move along the tube axis. The process occurs periodically and the
realised cycle is the Sterling cycle. The task of the regenerator (the stack) is both heat regeneration
and delivery of a specific amount of heat to the whole volume of the flowing gas. It is usually built of
parallel plates, with a strictly determined thickness, between which the working gas flows, absorbing
and giving up heat alternately to and from the regenerator (stack). It is important that this component
is built of a material with a relatively low conductivity but with a high heat capacity. Low heat
conductivity prevents the axial heat flow and makes it possible to obtain a high gradient of temperature
between the regenerator ends. High heat capacity makes it possible to store large amounts of heat in
the regenerator material. The task of the resonance tube is the correct amplification of the amplitude
of the thermoacoustic oscillations. The phenomenon is reversible. If heat is supplied in the hot area
and collected in the cold area, the device induces a thermoacoustic wave [4, 5].
129
Energetika a životní prostředí 2011
Diagram of thermodynamic changes
The diagram of thermodynamic changes for a separated parcel of fluid between the plates of
the regenerator (stack) is presented in Fig. 2. The parcel – due to the effect of the acoustic wave – is
compressed (1-2) and at the same time it moves to its extreme position (2). Then, because its
temperature is higher than the local temperature of the regenerator, it gives up heat to the regenerator
walls, becoming cooler in the process. After that, it expands (2-3). As a result of the expansion, its
temperature falls below the local temperature of the regenerator and the parcel is able to absorb the
heat from the regenerator walls (4), increasing its volume at the same time [1].
Fig. 2. The Sterling cycle realised inside a thermoacoustic tube by a gas parcel [1]
Numerical studies
A numerical verification of the phenomenon described above was conducted using the software
ANSYS 13.0. The numerical model adopted for the calculations is presented in Fig. 3.
Fig. 3. The numerical model adopted for the calculations
The model is composed of a 1 m rectangular tube divided into 2 equal parts. The computational
domain comprises only a fragment of one component of the regenerator (stack). The tube on the right
of the division place is the driving part of the cooler, i.e. small changes in the cover position are forced
at the closed end of the tube to generate an acoustic wave inside it. The frequency of the coercion is
130
Energetika a životní prostředí 2011
the resonance frequency for the whole tube. In the other part of the tube, control points are located, at
which the average temperature is monitored.
Fig. 4. Temperature distribution depending on time increment for individual control points
The results including the temperature distribution depending on time increment for two individual
locations are presented in Fig. 4. Point L was situated at the left end of the regenerator, whereas Point
P – on the opposite side. The temperature distribution at both locations shows clearly that the left side
of the regenerator cools down below the average temperature assumed at 300K, whereas the right
part of the regenerator heats up. At the same time, the increase in the temperature on the right side of
the regenerator is much larger than the decrease in the temperature on its left side. The values are
about 2.5 K and 0.3 K, respectively.
Fig. 5. Distribution of averaged temperature around the regenerator components
Figure 5 presents the distribution of averaged temperature in the regenerator components and around
it. The right side of the area is definitely cooler. The same applies to both the regenerator components
and to the working gas in this place. The experimental verification of the numerical model was carried
out with the use of a testing device built according to the scheme presented in Fig. 1. The view of the
131
Energetika a životní prostředí 2011
stand is shown in Fig. 6. The left side of the picture presents an elementary thermoacoustic cooling
device which makes it possible to observe the thermoacoustic cooling phenomena. The device is
composed of a glass tube (Fig. 6) which is closed at one end with an immovable cover, and which, at
the other end, is fitted with an inductor, in this case – an acoustic loudspeaker, which allows the
generation of a proper acoustic wave. Inside the tube, on both sides of the regenerator, 1-wire
DS1820 sensors were mounted to make it possible to record changes in temperature. The recorded
courses are presented on the right side of Figure 6.
Fig. 6 View of a simple thermoacoustic cooling device. The recorded courses of changes in
temperature on both sides of the regenerator are presented on the right side.
During the device operation, a number of pictures were taken with a thermographic camera which
illustrate the course of temperature changes inside the thermoacoustic device. Looking at Fig. 7 from
left to right, a gradual increase in the temperature of the tube with a simultaneous cooling under the
heating area can be observed, which is in accordance with the measurements presented in Fig. 6. The
cooling effect is not lasting and fades after a certain time. The reason for the disappearance of the
cooling effect is too high a coefficient of thermal conductivity of the glass which the tube is made of. As
a result, after a certain time, the cooling effect is wasted and a levelling of temperatures occurs, which
can be seen on the right side of Fig. 7.
Fig. 7 Thermographic pictures of an operating acoustic tube
The convergence of the form of the curves obtained in numerical modelling (Fig. 4) and during
measurements (Fig. 6) should be noted. The differences which occur in the values of the obtained falls
in temperature result from too simplified a model of the regenerator which was adopted for numerical
modelling. The model assumed that the regenerator was a stack of metal plates, but in fact the
regenerator was performed as a series of turns of winding of steel wire with a diameter of approx.
132
Energetika a životní prostředí 2011
0.1mm. And this essentially changed the conditions of the heat exchange between the working gas
and the regenerator structure in the numerical model and in the real thermoacoustic tube.
Conclusions
The paper presents numerical calculations and results of experimental studies of a simple
thermoacoustic cooling device demonstrating the thermoacoustic cooling effect. The commercial code
ANSYS 13 was used for the numerical modelling. The modelling resulted in the course of the curves
of the changes in temperature inside the modelled tube on both sides of the regenerator. After the
measurements were made at the test stand, concordance was found between the forms of the course
curves of the temperature modelled numerically and the temperature recorded at the test stand. In the
course of the measurements, a number of thermographic pictures were taken to illustrate the effect of
the device operation. The measured temperature values differed, however, from the numerical model,
which resulted from the simplifications adopted in the numerical model of the regenerator. Further
research should focus on a better numerical mapping of this component.
Acknowledgements
The investigations presented in this paper have been conducted within the framework of research
project no NN512316938 of Polish Ministry of Science and Higher Education.
References
1. J.Newman, B.Cariste, A.Queiruga, I.Davis, B.Plotnick, M.Gordon, S.Martín: „Thermoacoustic
Refrigeration“, http://www.osd.rutgers.edu/gs/06papers/Thermoacoustic.pdf
2. http://en.wikipedia.org/wiki/Stirling_engine
3. 3. Żmudziński S.: „Silniki Stirlinga“, WNT, Warsaw 1993
4. Bill Ward, John Clark, Greg Swift: Design Environment for Low-amplitude Thermoacoustic
Energy Conversion. Los Alamos National Laboratory 2008 (www.lanl.gov/thermoacoustics)
5. S. Backhaus and G. W. Swift: „A thermoacoustic-Stirling heat engine: Detailed study“, Los
Alamos National Laboratory, Los Alamos, New Mexico 87545
6. Zink F., Vipperman J., Schaefer L (2010), „CFD simulation of thermoacoustic cooling“
International Journal of Heat and Mass Transfer 53, pp. 3940–3946
7. Wheatley, J., T. Hofler, G. W. Swift, A. Migliori, A. (1985). Understanding some simple
phenomena in thermoacoustics with application to acoustical heat engines, American Journal
of Physics, vol. 53, No 2, pp 147-62.
133
Energetika a životní prostředí 2011
NÁVRH VYUŽITIA TRIGENERÁCIE PRE VÝROBU CHLADU
THE PROPOSAL OF USING TRIGENERATION FOR THE PRODUCTION
OF COLD
Ing. Eva Schvarzbacherová, PhD.
TU v Košiciach, Strojnícka fakulta, Letná 9, 042 00 Košice, SR
Abstract
This article presents a proposal for the use of trigeneration energy production method for the
object and appropriate refrigeration equipment for the production of commercially produced cold. In
conclusion, comparing the efficiency of free methods for producing cold.
Abstrakt
V príspevku je prezentovaný návrh využitia výroby energií trigeneračným spôsobom
pre zvolený objekt a vhodné chladiace zariadenia priemyselne vyrábané pre výrobu chladu. V závere
je porovnaná efektivita troch spôsobov výroby chladu.
Kľúčové slová: výroba chladu, trigenerácia, chladiace zariadenia
Úvod
Vzhľadom na rôznorodé klimatické podmienky a lokálne meteorologické podmienky nastáva
v súčasnosti potreba a dopyt zvýšenej výroby elektrickej energie, tepla a chladu v celosvetovom
meradle. Pre optimálne využitie zdrojov (paliva), je vhodné spojiť práve tieto tri požiadavky na výrobu
energií, aby bolo využitie paliva čo najefektívnejšie a to je možné dosiahnuť využitím veľkovýroby
energií trigeneračným spôsobom [1].
Výrobu chladu pre veľkoodber je možné realizovať tromi spôsobmi. Prvým z týchto spôsobov
výroby chladu je centralizované zásobovanie chladom, to znamená výroba chladu priamo
u veľkovýrobcu. Pri tomto spôsobe výroby chladu ide o finančne veľmi náročnú investíciu z toho
dôvodu, že by bolo potrebné vytvoriť novú sieť chladiacich rozvodov. Investovanie do nových
chladiacich rozvodov s kvalitnou izoláciou a minimálnymi stratami chladu predstavuje finančne
náročnú úlohu.
Ďalšou možnosťou je chladenie decentralizovaným spôsobom. Decentralizované zásobovanie
chladom je vhodnejšou alternatívou nakoľko nie je potreba inštalovania siete chladiacich rozvodov.
Nové chladiace rozvody by bolo potrebné inštalovať lokálne od odovzdávacích staníc tepla (OST)
k odberateľom.
Riešením je decentralizovaná výroba chladu (DCZCH) v rámci OST v jednotlivých lokalitách
mesta. To znamená, že v oblasti, kde je záujem o dodávku tepla zo strany odberateľov, je možné
inštalovať do existujúcich OST absorpčné chladenie, alebo kompresorovú chladiacu jednotku aj
s celým systémom rozvodov, klimatizačnou jednotkou a reguláciou podľa požiadaviek odberateľov.
Absorpčné chladenie inštalované v rámci OST by zabezpečilo dostatok chladu potrebného
pre odberateľov a ich požiadavky. Jednou z alternatív je aj inštalovanie chladiaceho výkonu v OST,
čiže kompresorové chladenie. V rámci OST by sa podľa alternatívneho návrhu mohla zužitkovať mimo
sezónna výroba tepla premenou na chlad, ktorý by sa ďalej distribuoval odberateľom.
Návrh výroby chladu trigeneráciou
Pre porovnanie výroby chladu prostredníctvom absorpčného chladenia v rámci OST (DCZCH)
a kompresorovou chladiacou jednotkou v rámci OST (DCZCH je spracovaný fiktívny návrh objektu
(obr. č. 1) s celoročnou prevádzkou a tým je zabezpečený celoročný odber tepla, chladu a elektrickej
energie [5]. Výpočet tepelných strát a ziskov v navrhovanom objekte je realizovaný podľa STN EN
12831.
V rámci výroby chladu je potrebné prepočítať účinnosť klimatizačných zariadení pripojených
na chladiace zariadenie, ktoré je súčasťou absorpčného chladenia. Klimatizačné zariadenia musia byť
navrhnuté tak, aby spĺňali hygienické a technologické požiadavky na potrebu chladu
v jednotlivých miestnostiach podľa počtu osôb, ktoré sa tam zdržiavajú, alebo ktoré v daných
priestoroch vykonávajú náplň pracovnej činnosti [2].
134
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 1 Navrhovaný objekt
Potrebný výkon pre centralizované zásobovanie chladom (CZCH)
Množstvo vyrobeného chladu je závislé na množstve vyrobeného tepla, ktoré je potrebné
pre výrobu chladu. Z výpočtov vyplýva, že zo 100 % vyrobeného tepla počas zimnej vykurovacej
sezóny tvorí množstvo vyrobeného chladu počas leta približne 67 %. To znamená, že počas letnej
prevádzky je nutné vyrábať približne 1,32 násobok tepla pre výrobu požadovaného množstva chladu.
Aby bolo možné vyrobiť 1 WCH chladu je potrebné vyrobiť 1,32 Wt tepla.
Podľa príkladu by bolo potrebné pre letnú prevádzku chladenia vyrobiť 67 % podiel z CZT
281,58 MWt.h-1 tepla, čiže 188, 65 MWCH.h-1, pre ktorý je potrebné vyrobiť 1,32 násobok tepla, čiže
249,03 MWt.h-1 = 249030000 Wt.h-1 tepla pre CZCH. Tento prepočet je len teoretický výpočet na
základe parametrov získaných z výpočtu potreby chladu pre DCZCH a porovnania potreby tepla voči
potrebe chladu pre vzorový objekt.
Potrebný výkon pre decentralizované zásobovanie chladom (DCZCH)
Potrebný výkon chladu pre jednu OST je podľa výpočtov navrhovaného objektu
2708510WCH.h-1, to znamená, že pre toto množstvo chladu je potrebné dodať 1,32 násobok tepla, čiže
3575233,2 Wt.h-1=3,575 MWt.h-1 .
Tab. 1 Celková potreba chladu za hodinu mimo vykurovacej sezóny pre DCZCH
výkon (W.h-1) výkon (M W.h-1) výkon (GW.h-1)
hodinová
potreba
chladu
2708510
2,70851
0,02708
Energetická bilancia centralizovaného zásobovania chladom (CZCH) a decentralizovaného
zásobovania chladom (DCZCH)
Energeticky menej náročné a na množstvo paliva úspornejšie je zavedenie DCZCH.
Tab. 2 Porovnanie výroby chladu CZCH a DCZCH
CZCH
MWCH.h-1
188, 65
DCZCH
2,70851
Množstvo potrebného tepla pre tieto hodnoty možno odvodiť na základe percentuálneho
podielu, alebo pomerovým prepočtom 1 WCH = 1,32 Wt.
Tab. 3 Porovnanie výroby tepla pre potrebu chladu CZCH a DCZCH
CZCH
MWt.h-1
249,03
135
DCZCH
3,575
Energetika a životní prostředí 2011
Celková bilancia návrhu
Technicko-ekonomické porovnanie absorpčnej a kompresorovej technológie výroby chladu je
zamerané na:
- špecifikáciu a vyčíslenie investičných prostriedkov analyzovaných riešení,
- porovnanie fixnej a variabilnej ceny chladu,
- ekonomické analýzy možných riešení.
V príspevku sú posudzované dve alternatívy technického riešenia výroby chladu absorpčnou
technológiou v porovnaní s kompresorovou technológiou. Zdroj tepla pre absorpčný chladiaci agregát
je uvažovaná horúca voda 81 °C / 75 °C.
V porovnávacej analýze sa uvažuje s alternatívami:
Inštalovaný chladiaci výkon
Doba využitia max. chladiaceho výkonu
350
500
500
2000
1000 kW
hodín.rok-1
Samostatný zdroj výroby chladu výkonu 350 kW je pre potrebu klimatizácie navrhovaného
objektu.
Efektívnosť premeny primárnej energie
Hodnotenie efektívnosti premeny primárnej energie pri výrobe chladu býva vyjadrené
výkonovým číslom COP, ktorého hodnota udáva užitočný chladiaci výkon na jednotku príkonu
primárnej energie daného zariadenia. Hodnota 1/COP udáva potrebu príkonu primárnej energie
na jednotku chladiaceho výkonu. Výkonové číslo COP je možné použiť na porovnanie energetickej
efektívnosti aplikácií chladiacich obehov založených na rovnakom princípe premeny primárnej
energie.
Pri absorpčných technológiách výroby chladu, je hodnota COP výrazne ovplyvnená
parametrami (teplotou) primárnej energie. Pre posudzovaný konkrétny zdroj primárnej energie sú
hodnoty COP dané v tabuľke č.4.
Tab. 4 COP pre absorpčnú výrobu chladu
Teplota
primárneho
Primárne médium
COP
média
Horúca voda
81 °C
0,7
1/COP
1,43
Pri kompresorových technológiách výroby chladu, je hodnota COP ovplyvnená hlavne
účinnosťou kompresora. Pri skrutkových kompresoroch je hodnota 1/COP na úrovni cca 0,3.
Porovnanie hodnôt COP vzhľadom na cenu primárnej energie vyjadrujúcich efektivitu využitia
zdroja primárnej energie pri porovnaní absorpčného chladenia a kompresorového chladenia je
znázornené na obrázku č. 1.
POROVNANIE COP
1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
ABSORPČNÉ
CHLADENIE
1
Obr. 1 Porovnanie COP
136
Energetika a životní prostředí 2011
Záver
Z porovnania finančnej náročnosti centralizovaná výroba chladu sa javí ako neefektívna,
vzhľadom na skutočnosť, že samotný rozvod chladiacej vody pre odberateľov by bol neúmerne
nákladný a súčasne by dochádzalo aj k veľkým tepelným stratám na samotnom rozvode.
Podľa bilancie
efektívnosti výroby chladu DCZCH prostredníctvom kompresorového
chladenia a absorpčného chladenia najvyššiu efektívnosť má kompresorové chladenie pri väčšej
potrebe chladu.
V celkovom meradle nie je možné určiť, ktoré z typov chladenia má vyššiu efektivitu. Pre daný
návrh je efektívnejšie kompresorové chladenie aj napriek nižšej životnosti. Absorpčné chladenie má
vyššiu efektivitu pri dlhodobom chladení priestorov s vysokými tepelnými ziskami a nie je vhodné pre
prerušované chladenie priestorov občianskych budov, ale je vhodné pre chladenie priemyselných
priestorov a hál, pričom dosahuje vyššiu účinnosť a životnosť.
Poďakovanie
Publikácia vznikla v rámci riešenia čiastkového problému grantového projektu VEGA č.1/0006/11.
LITERATÚRA
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
Horbaj, P., Schvarzbacherová, E.: Využitie bioplynu v kogenerácii. TU v Košiciach, Strojnícka
fakulta 2011, ISBN: 978-80-553-0577-6.
Székyová, Marta - Ferstl, Karol – Nový, Richard: Vetranie a klimatizácia: 1. vyd. – Bratislava:
Jaga 2004 – ISBN 80-8076-000-4.
Rubinová, Oľga - Rubina, Aleš: Klimatizace a větrání: Brno: Era, 2004 – ISBN 80-86517-30-6.
Duka, Jaroslav: 2., přeprac. vyd. – Praha: Grada, 2005. – 128 s. :. – ISBN 80-247-1144-3
(brož.). – Terminologický slovník
http://www.kompresory-mark.cz/sroubove-kompresory-msa
http://www.intechenergo.sk/sekcie/kogeneracia/trigeneracia
http://spnz.sk/stara_stranka/Casopis/03_02/03_02_09.htm
http://www.szn.sk/Slovgas/Casopis/2003/2/2003_2_09.pdf
137
Energetika a životní prostředí 2011
ENERGY INTENSITY OF THE AMINE CARBON DIOXIDE CAPTURE AND
COMPRESSION INSTALLATION OF FLUE GAS FROM THE SUPERCRITICAL
320 MW COMBINED HEAT AND POWER PLANT
Anna Skorek-Osikowska
Institute of Power Engineering and Turbomachinery, Silesian University of Technology
Konarskiego 18, 44-100 Gliwice, Poland
Abstract
In the presented in this paper work, the analysis of the capture and compression installation of
carbon dioxide, coming from a supercritical coal-fired combined heat and power plant, was conducted.
The models of the installations were built in Aspen Plus software. Carbon dioxide capture proceeded
in the amine separation process, with the use of MEA. Energy intensity of the separation process was
equal to 3.85 MJ/kgCO2. Compression installation consisted of a four-section compressor. Power
demand of such a unit was equal to 0.888 kWh/kgCO2. In order to reduce the energy intensity of the
CO2 compression process before its transport, the possibility of replacement of the last section of the
compressor, after prior liquefaction of the stream, by the liquid CO2 pump was considered. It allowed
to decrease the energy demand of this installation by 17%.
Kewords: post-combustion, CO2 capture, chemical absorption, CO2 compression
Introduction
In the face of growing global energy demand it is necessary to install new power generation
capacities. On the other hand, existing international agreements and legal acts (e.g. [1]) impose the
need to reduce pollutants emissions to the atmosphere, including carbon dioxide. This is not an easy
task considering that more than 40% of world electricity is generated by burning coal. Therefore, much
attention is paid to such systems, which will enable to produce energy in almost emission-free manner.
One of the methods of reduction of CO2 emissions to the atmosphere is construction of the
installations for CO2 capture, transport and long-term storage of this gas in an environmentally safe
place. However, a significant disadvantage of this type of installation, is the fact that they cause an
essential reduction of the net efficiency of the whole system, because of the need to supply large
amounts of energy necessary to capture and compress the captured CO2 stream. They also cause an
increase in investment costs for the construction of a power plant. Therefore, it is important to look for
the methods to reduce energy consumption in the capture process through the application of new
techniques and integration of the various installations within the entire system. Although there are
many methods for separating carbon dioxide from the flue gas stream (e.g., absorption, adsorption,
membrane and cryogenic separation), currently the only commercially mature technology is chemical
absorption. In the future, an important role may play membranes for gas separation or other power
generation technologies, including integrated oxy-combustion systems and renewable energy sources.
The main aim of this paper is to build a mathematical model and to make the analysis of the
energy intensity of the capture and compression installation of carbon dioxide separated from the flue
gas from coal-fired heat and power (CHP) plant with a capacity of 320 MW.
Assumptions for the calculations
It was assumed in the calculations, that the CO2 capture from flue gas proceeds in the process
of chemical absorption with the use of 30wt% aqueous solution of monoethanolamine (MEA).
Parameters and composition of the flue gases at the entrance to the capture system were in
accordance with the assumptions made by the Coordinator of the project, under which presented in
this paper work is carried out. These data are summarized in Table 1. Flue gas stream corresponds to
the system of a supercritical coal-fired CHP plant with gross power equal to 320 MW.
138
Energetika a životní prostředí 2011
Table 1. Main parameters and flue gas composition assumed in the calculations
Parameter
Unit
Value
Temperature
°C
40
Pressure
bar
1.013
Flow rate
kg/s
301.47
%
Molar composition
14.16
- CO2
- SO2
0.09
- O2
3.29
- N2
73.78
- Ar
0.88
- H2O
7.80
Evaluation of the carbon dioxide separation process was made using three indicators, i.e. CO2
recovery rate, CO2 purity and energy intensity of the process. Recovery rate is defined as the ratio of
molar stream of carbon dioxide after the capture installation related to the stream in the flue gas before
the installation. Carbon dioxide purity is determined as molar fraction of this gas in the stream directed
from the capture installation to the compression installation, while the energy intensity determines the
power needed to separate the specific stream of CO2, which is equal to the energy flux necessary to
carry out the separation process from flue gas of the stream of one kg/s of CO2. Energy intensity of the
amine separation process is mainly due to the heat demand for desorption process (to reverse the
reaction of CO2 binding). Additional energy demand is a result of the need to drive auxiliary equipment
- primarily pumps (pump of the CO2-rich stream from the absorber to the stripper, make-up water and
solvent pump), and cooling of the flue gas and purified CO2 streams. Due to the relatively small value,
the power required to drive auxiliary equipment was not included in the calculations.
Results of the calculations
Models of the CO2 capture and compression system were built in Aspen Plus software. It was
assumed in the calculations that the absorber column consists of 10 stages. As a solvent 30wt%
aqueous MEA solution was used. Stripper consists of 15 stages. Both columns were modeled as
equilibrium columns. Equilibrium reactions for amine MEA absorption were adapted from [2,3]. In the
analysis the construction parameters of the columns were not taken into account. The model was
verified based on the literature data, including [2,4,5], primarily in terms of heat consumption in the
process. A more detailed description of the system operation can be found in another paper of the
authors [6].
In the model of the absorber-stripper a built-in Aspen Plus electrolyte NRTL model (non-random
two-liquid) (ELECNRTL) was used, allowing modeling of the vapor-liquid equilibrium (VLE) of the
electrolytes. In order to determine the thermodynamic properties of the compressed stream of the
captured CO2 real gas equation of state BERS (Benedict-Webb-Rubin-Starling) was implemented [7].
Separation process was conducted in such a way to obtain the CO2 recovery rate at 0.9, with
purity of not less than 0.9. The results of calculations for this assumptions are shown in Figure 1.
Figure 1. Scheme of the amine absorption CO2 capture installation together with the most important results for
the recovery rate equal to 0.9
139
Energetika a životní prostředí 2011
The required recovery rate is controlled by the amount of heat (in the form of steam) supplied to
the reboiler of the stripper column. For 90% CO2 recovery rate in the analyzed coal plant more than
218 MW of heat should be brought to the stripper, which corresponds to the demand of 3.85 MJ/kg of
captured CO2.
Basing on the calculated stream and the composition of the captured CO2-rich stream,
compression process of this stream to the pressure required for transport and storage was analyzed.
Basic parameters of this gas at the inlet to the compression installation are shown in Figure 1 (stream
denoted as PC). It was assumed in the analysis, that the pressure of carbon dioxide at the outlet of the
compression system is equal to 150 bar (literature gives the required pressure in the range from about
110 to 200 bar) and temperature to 30°C. Compression system model was built in Aspen Plus
software. For such assumptions the energy intensity of the compression process (power needed to
compress a particular stream of CO2) was determined. It was assumed in the calculations that it is not
necessary to condensate water from a stream of captured CO2, which, in relation to comparatively
high share of H2O in the stream (more than 4%) may, however, cause problems during the
exploitation, including corrosion of pipelines. Therefore, it might be needed to significantly dry the
exhaust gas, which increases energy demand of the capture process.
In the first stage of the calculation it was assumed that the compression installation consists of a
four-section compressor with interstage cooling. It was also assumed that the stream of gas is cooled
to 20°C (Figure 2). In accordance with [7], the compression efficiency of particular sections was set to,
respectively: 0.84, 0.8, 0.75, 0.56, and the mechanical efficiency of the generator 0.98. Each section
has the same compression ratio, calculated based on the formula:
೙
ߚൌ ඨ
‫݌‬୭୳୲
‫݌‬୧୬
(1)
where n is the number of sections, pout denotes the final pressure, and pin initial pressure. For a
compressor consisting of four sections, in the analyzed system the pressure ratio of each section was
equal to 3.021. The results of calculations for such a system are shown in Figure 2, and the
compression process on the enthalpy-pressure diagram is illustrated in Figure 4.
Figure 2. Scheme of the compression system in the four-section compressor
It results from the analysis, that for the assumptions made, the sum of power of all the
compressors was equal to 18.109 MW, which recalculated on the stream of CO2 captured gives the
energy intensity of the compression process equal to 0.888 kWh/kgCO2. Total amount of heat
received in the interstage coolers (Q1 to Q4), determined based on the difference of the enthalpy at the
inlet and outlet from the cooler of each section is equal to 34.211 MW, which recalculated on 1 kg/s of
the captured CO2 gives the heat of 604 kJ/kg of CO2.
In order to reduce the energy intensity of the process it was proposed to replace the last section
of the compression by a pump of liquid carbon dioxide. It was assumed that the stream of CO2 at the
inlet to the pump must be in liquid phase, temperature and pressure in this point were set equal to
20°C and 60 bar, respectively. Compression ratio of the particular sections, calculated according to
the equation (1), was in this case equal to 3.218. Pump efficiency was assumed at 0.8. The remaining
quantities were assumed as for four-section compressor described earlier. Basic results of the
calculations are shown in Figure 3, while the process in the h-p diagram is shown in Figure 4.
140
Energetika a životní prostředí 2011
Figure 3. Scheme of the CO2 compression in the three-section compressor and liquid CO2 pump
It results from the calculations, that thanks to the use of the liquid CO2 pump a decrease of the
energy intensity of the compression process by 3.143 MW can be obtained, thus by more than 17%.
Energy intensity for the case with a pump was equal to 0.073 kWh/kgCO2. Significantly, by more than
2.3 MW decreases also the amount of heat exchanged in the interstage coolers.
Figure 4. Compression process of the captured CO2 in the enthalpy-pressure diagram for the analyzed cases
In order to determine the energy intensity of the whole separation and compression
processes, the steam turbine power loss caused by the extraction of steam necessary for the
desorption process was determined. The relationship between heat for regeneration Qr and a
decrease in steam turbine power ΔNST can be determined from the formula:
ΔN ST = QR
(hu − hw )
η mg
(hu − hs )
(2)
where h is steam enthalpy, respectively, in the extraction point (index u), at the exit of the turbine
(index w) and enthalpy of a liquid at the saturation point for pressure at the extraction (index s), and
ηmg is mechanical efficiency of a generator. It was assumed in the calculations that for the
regeneration purposes steam is extracted from the low-pressure part of the steam turbine (p=250 kPa
and t=198°C), and in this system pressure and temperature of the steam at the outlet of the turbine
were equal to 5 kPa and 33°C, respectively. Mechanical efficiency of generator was assumed at 0.98.
Calculated, based on the equation (2), steam turbine power loss was equal to 27.94 MW,
which recalculated on the captured CO2 stream gives the value 0.137 kWh/kgCO2. It means, the total
energy intensity of the capture and compression process in the case of a four-section compressor is
141
Energetika a životní prostředí 2011
equal 0.226 kWh/kgCO2, while for the system with a liquid CO2 pump 0.210 kWh/kgCO2. The use of a
pump caused a decrease of energy intensity by more than 7%.
Discussion and conclusions
The use of carbon dioxide capture and storage is one of the methods for limiting emissions of
this gas to the atmosphere. Currently, the most mature technology for CO2 capture and, therefore,
most frequently considered for the use in existing or newly constructed power plants, is chemical
absorption of CO2 with the use of amines. The application of the absorption process causes, however,
significant efficiency loss of the system. In addition, a considerable amount of steam necessary to
reverse the process of absorption entails the need for intervention in the steam turbine system in order
to increase the amount of steam extracted in the steam turbine bleedings. This is a significant problem
especially when trying to implement a carbon dioxide capture installation to a system of a combined
heat and power plant, in which steam is already taken to district heating heat exchangers. It is,
therefore, important to determine the limit steam streams, which can be extracted for the purpose of a
CO2 capture installation and to look for new methods to reduce energy consumption in this plant
(together with the compression installation of CO2 to the required pressure before transport). One way
to reduce energy demand of the capture process is the search for new solvents for the absorption
process, which will reduce the heat demand to reverse the process of CO2 absorption. Such works are
currently ongoing, for example by Fluor or Mitsubishi concerns [8,9]. In the calculations presented in
this paper, the heat stream supplied to the reboiler of the stripper was equal to 218 MW, which
corresponded to the specific energy 3.85 MJ/kgCO2 (0.137 kWh/kgCO2).
Analyzed in this paper method to reduce the energy intensity of the compression process is the
use of liquid CO2 pump. Such treatment in the considered case allowed to reduce the energy
consumption of the compression process by nearly 20%. Further reduction of the energy intensity
could bring the use of more compressor section, in such a case, however, higher investment cost of
the more complex system has to be taken into account. Due to the large amount of heat generated in
the process, reduction of the energy intensity of the whole capture and compression system should
also be looked for in the integration of the installation with the steam-water cycle of the plant. Such
analyses will be conducted by the authors in further studies.
Acknowledgements
The results presented in this paper were obtained from research work co-financed by the
National Centre of Research and Development in the framework of Contract SP/E/1/67484/10 –
Strategic Research Programme – Advanced technologies for energy generation: Development of a
technology for highly efficient zero-emission coal-fired power units integrated with CO2 capture.
Bibliography
[1]
Directive 2009/29/EC of the European Parliament and of the Council of 23 April 2009 amending
Directive 2003/87/EC so as to improve and extend the greenhouse gas emission allowance
trading scheme of the Community. Official Journal of the European Union L 140/63 5.6.2009.
[2] Sanpasertparnich, T., Idem, R., Bolea, I., deMontigny, D., Tontiwachwuthikul, P.: Integration of
post-combustion capture and storage into a pulverized coal-fired power plant. International
Journal of Greenhouse Gas Control 2010;4:499-510.
[3]
Aspen Plus online documentation, 2008. (13) Aspen Properties Reference Manual; version
number: 2006, Aspen Technology Inc.: Burlington, MA, October, 2006.
[4]
Knudsen ,J.N,., Jensen, J.N., Vilhelmsen, P-J., Biede, O.: Experience with CO2 capture from
coal flue gas in pilot-scale: Testing of different amine solvents. Energy Procedia 1 (2009), p.
783-790.
[5]
Desideri, U., Paolucci, A.: Performance modelling of a carbon dioxide removal system for power
plants. Energy Conversion and Management 1999;40:1899-1915.
[6]
Skorek-Osikowska, A., Janusz-Szymańska, K., Kotowicz J.: Modeling and analysis of the
selected carbon dioxide capture methods in IGCC systems. Proceedings of the 24th
International Conference ECOS 2011, 4-7 lipiec 2011, Novi Sad, Serbia, s. 560-571.
[7]
Witkowski, A., Majkut, M. Sprawozdanie merytoryczne za okres 05.05.2010-30.04.2011. Prace
Instytutu Maszyn i Urządzeń Energetycznych Politechniki Śląskiej w Gliwicach w ramach
projektu SP/E/1/67484/10. Gliwice 2011.
[8]
Chmielniak, T., Ziębik, A.: Supercritical coal-fired power plants. Wydawnictwo Politechniki
Śląskiej. Gliwice 2010.
[9]
Exchange of Technology on CCS, IGCC and Advanced Power Generation between Poland and
Japan. 03-04 March 2011. AGH University of Science and Technology, Kraków, Poland.
142
Energetika a životní prostředí 2011
POZNÁMKY K NORMĚ ČSN EN 12952-15 VODOTRUBNÉ KOTLE A
POMOCNÁ ZAŘÍZENÍ-ČÁST 15: PŘEJÍMACÍ ZKOUŠKY
NOTES ON STANDARD ČSN EN 12952-15 VODOTRUBNÉ KOTLE A POMOCNÁ
ZAŘÍZENÍ-ČÁST 15: PŘEJÍMACÍ ZKOUŠKY
Ing. Michal Stáňa, Ph.D.
Dr. Ing. Bohumír Čech, Ing. Jan Matoušek, Ph.D.
VŠB-TU Ostrava, FS, KE DEZ, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava Poruba
Abstract
The article presents comments on some points of standard ČSN EN 12952-15 and DIN EN 1292-15,
that are, according to the authors point of view, unclear or wrong.
Abstrakt
V článku jsou uvedeny poznámky k některým bodům normy ČSN EN 12952-15 a DIN EN 129215, které jsou, dle názoru autorů, nejasné popřípadě chybné.
Klíčová slova: ČSN EN 12952-15, kotle, přejímací zkoušky, účinnost
Úvod
1.
2.
3.
V současné době jsou v ČR v platnosti 3 normy týkající se účinnosti kotlů.
ČSN 07 0305 Hodnocení kotlových ztrát (schválena 11. 3. 1983). Zpracovatel: První brněnská
strojírna, Brno - Ing. Otakar Deyl, CSc., PhDr. Pavel Mišustov. Pracovník pro normalizaci a
měření: Jan Škrdle
ČSN 07 0302 Přejímací zkoušky parních kotlů (říjen 1996). Zpracovatel: EKSTEP, inženýrská
kancelář, Ing. Dr. Doc. Jiří Teyssler, CSc. Pracovník Českého normalizačního institutu Ing. Jan
Dania
ČSN EN 12952-15 Vodotrubné kotle a pomocná zařízení - Část 15: Přejímací zkoušky (květen
2004). Zpracovatel: REMEŠ BRNO, Petr Remeš, Ivana Petrašová. Technická normalizační
komise: TNK 90 a TNK 101 Kotle. Pracovník českého normalizačního institutu: Ing. Jan Jokeš
Norma ČSN EN 12952-15 je českou verzí evropské normy EN 12952-15:2003. Jak je v záhlaví
uvedeno, má evropská norma EN 12952-15:2003 status české technické normy. Tato evropská
norma byla schválena CEN 2003-06-12. Členové CEN (Comité Européen de Normalisation) jsou
povinni splnit Vnitřní předpisy CEN/CENELEC, v nichž jsou stanoveny podmínky, za kterých se musí
této evropské normě bez jakýchkoliv modifikací dát status národní normy. Aktualizované seznamy a
bibliografické citace týkající se těchto národních norem lze obdržet na vyžádání v Řídicím centru nebo
u kteréhokoliv člena CEN.
Tato evropská norma existuje ve třech oficiálních verzích (anglické, francouzské, německé).
Verze v každém jiném jazyce přeložená členem CEN do jeho vlastního jazyka, za kterou zodpovídá
a kterou notifikuje Řídicímu centru, má stejný status jako oficiální verze.
Členy CEN jsou národní normalizační orgány Belgie, České republiky, Dánska, Finska, Francie,
Irska, Islandu, Itálie, Lucemburska, Maďarska, Malty, Německa, Nizozemska, Norska, Portugalska,
Rakouska, Řecka, Slovenska, Spojeného království, Španělska, Švédska a Švýcarska.
Každý (nejen) odborný text, ať už je to článek, skripta, nebo i technická norma, obsahuje
alespoň drobné nepřesnosti a překlepy (nepochybně i tento článek). Dle autorů tohoto článku je však,
vzhledem k významu, v normě ČSN EN 12952-15 nepřesností a chyb příliš. (Alespoň dle názoru
autorů.)
Níže jsou stručně uvedeny (vzhledem k omezenému prostoru) vybrané poznámky k odborným
termínům, vzorcům apod., které jsou dle autorů toho článku minimálně nepřesné.
Nepřesnosti a chyby vzniklé překladem
Nepřesnosti a chyby vzniklé překladem byly určeny porovnáním s německou verzi normy (DIN
EN 12952-15, Januar 2004).
Norma 12952-15 nepočítá se závislosti měrné tepelné kapacity tuhých látek na teplotě, ale
uvádí pouze konstantní hodnoty. Hodnoty z ČSN jsou uvedené v Tab. 1, v normě značené Tabulka
4.2-1.
143
Energetika a životní prostředí 2011
1.
2.
3.
Tab. 1. Měrné tepelné kapacity tuhých látek dle ČSN EN 12952-15
Je používán zastaralý pojem měrné teplo, namísto měrná tepelná kapacita.
V české verzi je nejednoznačně používán pojem popel. Jednak ve smyslu popeloviny (neboli
popel v palivu) s měrnou tep. kapacitou 0,84 kJ/(kg·K), jednak jako souhrnné označení škváry a
strusky.
Česká verze normy dává na výběr pouze ze dvou hodnot měr. tep. kapacity: pro topeniště s
pevným roštem a pro topeniště s vypouštěním strusky ve spodní části. Porovnání s německou
verzí normy (Tab. 2) naznačuje, že první hodnota 0,84 kJ/(kg·K) se uvažuje pro popelovinu
(popel v palivu) při výpočtu citelného tepla vstupujícího do kotle s palivem a dále jsou pro
výpočet měr. tep. kapacity uvedeny hodnoty pro škváru (Trockenfeuerung), nebo-li tuhé zbytky
které překročily maximálně teplotu měknutí a pro strusku (Schmelzfeuerung), nebo-li tuhé
zbytky které překročily teplotu tečení.
Tab. 2. Měrné tepelné kapacity tuhých látek dle DIN EN 12952-15
V kapitole 8.3.5.3 normy 12952-15, v které jsou uvedeny základní vztahy pro výpočet spalovacích
poměrů pro přímé odsíření (nazvané „Elementární rozbor“, vhodnější by asi bylo „Základní analýza“)
je v české verzi normy chybně uveden výpočet skutečného množství spalin z objemového podílu
kyslíku, viz. rovnice (1), v normě značena (8.3-93). V německé verzi je správně uvedena rovnice (2).
(1)
(2)
kde
VGdK
VGodK
y
y
y
yO2Ad
yO2d
objem spalin skutečných suchých připadajících na 1 kg spáleného paliva při přímém odsíření
objem spalin stechiometrických suchých připadajících na 1 kg spáleného paliva při přímém
odsíření
objemový podíl CO2 v suchém vzduchu [m3/m3]
objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3]
maximální objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3] při přímém odsíření
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchém vzduchu
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchých spalinách
V české verzi normy se vyskytují podobné nepřesnosti, jako jsou např. v popisu rovnic pro
výpočet ztráty citelným teplem spalin, rovnice (3) a (4), v normě (8.3-20N) a (8.3-20G).
(3)
(4)
V popisu rovnic dle normy je uvedeno:
144
Energetika a životní prostředí 2011
Přitom:
1. Toto nejsou rovnice pro výpočet výhřevnosti, ani spalného tepla
2. Pro veličinu J(N)G a J(N)Gr je uvedeno „pára se nebere v úvahu“, přičemž se ve vzorečku objevuje
µH2O – hm. podíl H2O ve spalinách a pST – střední měrná tepelná kapacita vodní páry
Správný popis těchto veličin by měl být:
entalpie spalin o teplotě tG při výpočtu účinnosti z výhřevnosti (bez kondenzace vodní páry)
J(N)G
J(N)Gr entalpie spalin o teplotě tr při výpočtu účinnosti z výhřevnosti (bez kondenzace vodní páry)
entalpie spalin o teplotě tG při výpočtu účinnosti ze spalného tepla (s kondenzací vodní páry)
J(G)G
J(G)Gr entalpie spalin o teplotě tr při výpočtu účinnosti ze spalného tepla (s kondenzací vodní páry)
V normě jsou uvedeny rovnice pro výpočet měrné tepelné kapacity spalin a spalovacího vzduchu.
(Opět jsou označovány zastaralým termínem měrné teplo.)
(5)
(6)
(7)
Kde
c
c
c
c
c
měrná tepelná kapacita vlhkých spalin mezi teplotou 0°C a teplotou spalin v kJ/(kg·K)
měrná tepelná kapacita vlhkého vzduchu mezi teplotou 0°C a teplotou vzduchu v kJ/(kg·K)
měrná tepelná kapacita suchého vzduchu mezi teplotou 0°C a teplotou vzduchu v kJ/(kg·K)
měrná tepelná kapacita suchých spalin mezi teplotou 0°C a teplotou spalin v kJ/(kg·K)
měrná tepelná kapacita mezi teplotou t1 a t2 v kJ/(kg·K)
(8)
(9)
(10)
(11)
V normě je uvedena tabulka s koeficienty rovnic pro výpočet měrných tepelných kapacit. Z české
verze normy je to Tab. 3, z německé verze Tab. 4. Ze srovnání tabulek je zřejmá chyba v ČSN kde je
posunutý řád u koeficientu a. Dle české verze normy pak vycházejí měrné tepelné kapacity o řád nižší
než dle DIN, v které je koeficient zřejmě uveden správně. V obou verzích je navíc ve třetím sloupci
(koeficienty rovnice pro výpočet P2m) zřejmě chybně označen koeficient ve třetím řádku (namísto c1
má být c2).
Tab. 3. Koeficienty rovnic (8), (9), (10) dle ČSN EN 12952-15
145
Energetika a životní prostředí 2011
Tab. 4. Koeficienty rovnic (8), (9), (10) dle DIN EN 12952-15
Vzhledem k tomu, že je výpočet veškerých spalovacích poměrů (objem nebo hm. vzduchu na
kg paliva, objem nebo hm. spalin na kg paliva) v normě 12952-15, vztažen k hmotnosti spáleného
paliva (hm. průtok spáleného paliva v normě značen m ), je nutné pro výpočet hm. přiváděného paliva
(hm. průtok přiváděného paliva v normě značen m ) definovat poměr nespáleného paliva ku
přivedenému palivu. Tento poměr je v normě značen Iu a v české verzi je definován rovnicí (12),
v normě označené (8.3-25). Tento poměr je nesprávně v ČSN označen jako poměr nespálených
prchavých složek k hmotnostnímu průtoku dodaného paliva.
(12)
kde
γAsh
ν
γH2O
m
m
uSL
uFA
podíl popela (popeloviny) v palivu
podíl prchavých látek v popelovině
podíl vlhkosti v palivu
hmotnostní průtok popela (značení dle ČSN)
hmotnostní průtok popílku
podíl nespálených prchavých složek v popelu
podíl nespálených prchavých složek v popílku
Přitom:
1. není to poměr (jen) nespálených prchavých složek k hmotnostním průtoků dodaného paliva,
ale buď je to možné nazvat poměr nespálené hořlaviny k přivedené hořlavině, nebo poměr
nespáleného paliva ku přivedenému palivu (podíl hořlaviny v palivu pořád stejný)
2. vzoreček je špatně, neboť správně má být vzorec ve tvaru (13), jak to uvádí i německá verze
normy.
(13)
Nepřesnosti a chyby vyskytující se v české i německé verzi
Následující nepřesnosti a chyby se, dle autorů článku, vyskytují v české i německé verzi normy.
Pro výpočet skutečného množství suchých spalin vzniklých spálením 1 kg paliva je v normě
12952-15 uváděna rovnice (14), v normě značena (8.3-48). V úpravě vzorce pro výpočet přebytku
z koncentrace kyslíku je patrně chyba a správně by měla být rovnice upravena na tvar (15).
(14)
VGd = VGod
y O 2 Ad
y O 2 Ad − y O 2d
(15)
kde
VGd
VGod
y
objem spalin skutečných suchých vzniklých spálením 1 kg paliva
objem spalin stechiometrických vzniklých spálením 1 kg paliva
objemový podíl CO2 v suchém vzduchu [m3/m3]
146
Energetika a životní prostředí 2011
y
y
yO2Ad
yO2d
objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3]
maximální objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3]
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchém vzduchu
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchých spalinách
V kapitole 8.3.4.1 (Poměr hmotnosti spalovacího vzduchu/spalin a hmotnosti paliva) je pro
výpočet hmotnosti vodní páry ve spalinách připadající na 1 kg spáleného paliva uvedena rovnice (16),
v normě (8.3-50) a pro výpočet hmotnosti skutečného vlhkého vzduchu pro spálení 1 kg paliva
uvedena rovnice (17), v normě značeno (8.3-51).
(16)
(17)
Kde
μH2O
μH2OF
μA
μAd
γAsh
ν
μAS
xH2OAd
hmotnost vodní páry ve spalinách připadající na 1 kg spáleného paliva (včetně vodní páry ze
spalovacího vzduchu)
hmotnost vodní páry vzniklé spálením 1 kg paliva (bez vodní páry ze spalovacího vzduchu)
hmotnost vlhkého spalovacího vzduchu skutečného pro spálení 1 kg paliva
hmotnost suchého spalovacího vzduchu skutečného pro spálení 1 kg paliva
hmotnostní podíl popela (popeloviny) v palivu
podíl prchavých látek v popelovině paliva
podíl vstřikované páry, v kg/kg
měrná vlhkost vzduchu
Česká i německá verze normy v popisu těchto rovnic označuje veličinu xH2OAd jako podíl vlhkosti ve
spalinách, v kg/kg (resp. Feuchtigkeitsgehalt des Rauchgases, in kg/kg), přičemž je ze vzorce (17) a
z dalšího kontextu normy zřejmé, že se nejedná o podíl vlhkosti ve spalinách, ale o veličinu
charakterizující vlhkost vzduch, pro kterou existuje v češtině odborný pojem měrná vlhkost, nebo-li
poměr hmotnosti vodní páry na kg suchého vzduchu.
V téže kapitole je uveden vztah pro výpočet hmotnosti CO2 ve spalinách připadající na 1 kg spáleného
paliva (18), v normě značeno (8.3-49). Ve výpočtu hmotnosti CO2 z přebytku určeného na základě
koncentrací O2 vypadl z české i německé verze člen xCO2AD (v další části normy značený xCO2Ad), což je
hm. podíl CO2 v suchém vzduchu. Chyba může zásadně ovlivnit výpočet složení spalin, tedy i měrné
tep. kapacity spalin a tím dominantní komínovou ztrátu. Značné komplikace může tato chyba způsobit
i v případě použití výpočtu pro stanovení emitovaného množství CO2 (povolenky atd.). Dle názoru
autorů je správný výpočet hmotnosti CO2 ve spalinách připadající na kg spáleného paliva (včetně CO2
z přebytku vzduchu) uveden v rovnici (19).
(18)
kde
μCO2 hmotnost CO2 ve spalinách připadající na kg spáleného paliva (včetně CO2 ze vzduchu)
μCO2o hmotnost CO2 vzniklého spálením 1 kg paliva
ρnAd hustota suchého vzduchu při normálních podmínkách
VGod
y
y
y
yO2Ad
yO2d
xCO2Ad
objem spalin stechiometrických suchých vzniklých spálením 1 kg paliva
maximální objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3]
objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3]
objemový podíl CO2 v suchém vzduchu [m3/m3]
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchém vzduchu
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchých spalinách
hmotnostní podíl CO2 v suchém vzduchu [kg/kg]
x
(19)
147
Energetika a životní prostředí 2011
V kapitole 8.3.5.3, v které je opět počítán hmotnostní podíl CO2 ve spalinách, tentokrát při použití
přímé odsiřovací metody, už je zohledněn podíl CO2 ve vzduchu. V české verzi však opět ne zcela
správně neboť se v rovnici (20) pro výpočet přebytku dle O2 chybně vyskytuje objemový podíl CO2
v suchém vzduchu, namísto hmotnostního podílu, tak jak je to správně uvedeno v německé verzi
normy – rovnice (21), v normě značeno (8.3-94)
(20)
(21)
V těchto rovnicích je
μCO2K hmotnost CO2 ve spalinách připadající na kg spáleného paliva (včetně CO2 ze vzduchu a
z přídavné látky) při přímém odsíření
μCO2oK hmotnost CO2 ve spalinách připadající na kg spáleného paliva (včetně CO2 z přídavné látky,
bez CO2 ze vzduchu) při přímém odsíření
maximální objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3] při přímém odsíření
y
xCO2Ad hmotnostní podíl CO2 v suchém vzduchu [kg/kg]
yCO2Ad objemový podíl CO2 v suchém vzduchu [kg/kg]
Hned v následující rovnici této kapitoly je v české i německé verzi normy chybně uvedena rovnice pro
výpočet hmotnosti vodní páry připadající na 1 kg spáleného paliva při přímé odsiřovací metodě –
rovnice (22), v normě značeno (8.3-95). Správný výpočet je uveden v rovnici (23)
(22)
(23)
kde
μH2OK hmotnost vodní páry ve spalinách připadající na 1 kg spáleného paliva (včetně vodní páry ze
μH2OFK
μAdK
xH2OAd
spalovacího vzduchu a H2O z přídavné látky) při přímém odsíření
hmotnost vodní páry připadající na 1 kg spáleného paliva (bez vodní páry ze spalovacího
vzduchu, včetně H2O z přídavné látky) při přímém odsíření
hmotnost suchého spalovacího vzduchu skutečného připadající na 1 kg spáleného paliva při
přímém odsíření
měrná vlhkost vzduchu
V kapitole 8.3.5.5 (Ztráty vlivem entalpie a nespálených prchavých složek při přímém odsíření) je
v české i německé verzi normy uveden vzorec pro výpočet podílu nespáleného a přiváděného paliva
při přímém odsíření ve tvaru (24), v normě značeno (8.3-115). Jedná se o výpočet analogický s rovnicí
(13), upravený pro výpočet při použití přímého odsíření. Člen v hranatých závorkách uvádí součet
nespálených prchavých složek v popelu (značení dle normy ČSN) a v popílku, vážený dle záchytu.
Vztah uváděný v normě předpokládá záchyt v popelu XSL a v popílku 1, tzn., že celkový záchyt by byl
1+XSL, tedy větší než 1 (norma 12952-15 předpokládá při spalování ve fluidní vrstvě 0% sublimace
popelovin). Dle autorů článku je správný výpočet podílu nespáleného a přiváděného paliva při přímé
odsiřovací metodě uveden v (25).
(24)
(25)
kde
γAshK podíl popela (popeloviny) připadající na kg paliva při přímé odsiřovací metodě
148
Energetika a životní prostředí 2011
γH2O
X
X
uSL
uFA
podíl vlhkosti v palivu
záchyt v popelu
záchyt v popílku
podíl nespálených prchavých složek v popelu
podíl nespálených prchavých složek v popílku
Norma 12952-15 nezohledňuje čistotu látky přidávané pro přímé odsíření, to znamená, že neuvažuje
s vlivem balastu v aditivu (což bude nejspíše voda a inert) na množství a složení popela, popílku a
spalin ani s citelným teplem balastu přiváděného do kotle.
V kapitole 8.3.4.4 (Měrné teplo spalin a spalovacího vzduchu) je uveden graf závislosti střední měrné
tepelné kapacity spalin a spalovacího vzduchu, viz. Obr. 1, v normě značeno Obrázek 8.3.2, určených
dle rovnic (5) ÷ (11).
Obr. 1. Střední měrná tepelná kapacita spalin a vzduchu
Pro vzduch si vzájemně odpovídají hodnoty určené dle rovnic a odečtené z obrázku. Pro střední
měrné tepelné kapacity spalin není uvedeno pro jaké podíly CO2 ve spalinách je graf sestrojen. Za
předpokladu že je hmotnostní podíl CO2 ve spalinách 0 odpovídají si hodnoty při vyšších teplotách,
objevuje se však odchylka u nižších teplot. Pro limitní hodnotu 0°C si odpovídají hodnoty vypočtené
s hodnotami uvedenými v grafu při hmotnostním podílu CO2 ve vlhkých spalinách 0,17 kg/kg.
V rozmezí teplot 120÷150°C se objevuje odchylka mezi vypočtenými hodnotami a hodnotami
odečtenými z grafu. Hodnoty stř. měr. tep. kapacit vypočtených jsou o cca 0,8% vyšší než hodnoty
odečtené z grafu (podle podílu H2O) . Nejedná se sice o velký rozdíl, ale vzhledem k významu
komínové ztráty a k nárokům na přesnost měření teploty spalin při přejímacích zkouškách je zbytečné
(při současných možnostech výpočetní techniky) zanášet do stanovení účinnosti kotle navíc další
chybu.
Závěr
Nelze vyloučit, že některé z „chyb“ v článku uvedených vycházejí pouze z nepochopení a špatné
interpretace normy autory článku. Vzhledem k významu normy ČSN EN 12952-15 a DIN EN 12952-15
149
Energetika a životní prostředí 2011
je cílem tohoto článku otevřít mezi odbornou veřejností diskuzi nejen k vlastní normě, ale i ke způsobu
vzniku a přejímání obdobných norem.
Použité značení
c
měrná tepelná kapacita mezi teplotou t1 a t2 v kJ/(kg·K)
c
c
c
c
m
m
m
m
y
y
X
X
y
y
pG
pST
tG
tr
uFA
uSL
VGd
VGdK
VGod
VGodK
xCO2Ad
xH2OAd
yCO2Ad
yO2Ad
yO2d
γAsh
μA
μAd
μAdK
μAS
μCO2
μCO2K
μCO2o
μCO2oK
μG
μH2O
μH2OF
μH2OFK
měrná tepelná kapacita vlhkého vzduchu mezi teplotou 0°C a teplotou vzduchu v kJ/(kg·K)
měrná tepelná kapacita suchého vzduchu mezi teplotou 0°C a teplotou vzduchu v kJ/(kg·K)
měrná tepelná kapacita vlhkých spalin mezi teplotou 0°C a teplotou spalin v kJ/(kg·K)
měrná tepelná kapacita suchých spalin mezi teplotou 0°C a teplotou spalin v kJ/(kg·K)
hmotnostní průtok spáleného paliva
hmotnostní průtok popílku
hmotnostní průtok přiváděného paliva
hmotnostní průtok popela (značení dle normy)
maximální objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3]
maximální objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3] při přímém odsíření
záchyt v popílku
záchyt v popelu
objemový podíl CO2 v suchém vzduchu [m3/m3]
objemový podíl CO2 v suchých spalinách [m3/m3]
střední měrná tep. kapacita spalin (vlhkých) mezi teplotou spalin tG a srovnávací teplotou tr
střední měrná tep. kapacita vodní páry mezi teplotou spalin tG a srovnávací teplotou tr
teplota spalin
srovnávací teplota
podíl nespálených prchavých složek v popílku
podíl nespálených prchavých složek v popelu
objem spalin skutečných suchých vzniklých spálením 1 kg paliva
objem spalin skutečných suchých připadajících na 1 kg spáleného paliva při přímém odsíření
objem spalin stechiometrických suchých vzniklých spálením 1 kg paliva
objem spalin stechiometrických suchých připadajících na 1 kg spáleného paliva při přímém
odsíření
hmotnostní podíl CO2 v suchém vzduchu [kg/kg]
měrná vlhkost vzduchu
objemový podíl CO2 v suchém vzduchu [kg/kg]
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchém vzduchu
objemový podíl [m3/m3] kyslíku v suchých spalinách
hmotnostní podíl popela (popeloviny) v palivu
hmotnost vlhkého spalovacího vzduchu skutečného pro spálení 1 kg paliva
hmotnost suchého spalovacího vzduchu skutečného pro spálení 1 kg paliva
hmotnost suchého spalovacího vzduchu skutečného připadajícího na 1 kg spáleného paliva
při přímém odsíření
podíl vstřikované páry, v kg/kg
hmotnost CO2 ve spalinách připadající na kg spáleného paliva (včetně CO2 ze vzduchu)
hmotnost CO2 ve spalinách připadající na kg spáleného paliva (včetně CO2 ze vzduchu a
z přídavné látky) při přímém odsíření
hmotnost CO2 vzniklého spálením 1 kg paliva
hmotnost CO2 ve spalinách připadající na kg spáleného paliva (včetně CO2 z přídavné látky,
bez CO2 ze vzduchu) při přímém odsíření
hmotnost spalin (vlhkých) z 1 kg spáleného paliva
hmotnost vodní páry ve spalinách připadající na 1 kg spáleného paliva (včetně vodní páry ze
spalovacího vzduchu)
hmotnost vodní páry vzniklé spálením 1 kg paliva (bez vodní páry ze spalovacího vzduchu)
hmotnost vodní páry připadající na 1 kg spáleného paliva (bez vodní páry ze spalovacího
vzduchu, včetně H2O z přídavné látky) při přímém odsíření
150
Energetika a životní prostředí 2011
μH2OK hmotnost vodní páry ve spalinách připadající na 1 kg spáleného paliva (včetně vodní páry ze
ρnAd
γAsh
γAshK
γH2O
ν
spalovacího vzduchu a H2O z přídavné látky) při přímém odsíření
hustota suchého vzduchu při normálních podmínkách
podíl popela (popeloviny) v palivu
podíl popela (popeloviny) připadající na kg paliva při přímé odsiřovací metodě
podíl vlhkosti v palivu
podíl prchavých látek v popelovině paliva
Literatura
[1]
ČSN EN 12952-15 Vodotrubné kotle a pomocná zařízení - Část 15: Přejímací zkoušky, květen
2004. ČESKÝ NORMALIZAČNÍ INSTITUT, Praha
[2]
DIN EN 12952-15 Wasserrohrkessel und Anlagenkomponenten Teil 15: Abnahmeversuche;
Deutsche Fassung EN 12952-15:2003, Januar 2004.
151
Energetika a životní prostředí 2011
OPTIMALIZACE ČPAVKOVÉ METODY ODSIŘOVÁNÍ
OPTIMIERUNG DER
AMMONIAKRAUCHGASENTSCHWEFELUNGTECHNOLOGIE
Szeliga Zbyszek, Čech Bohumír, Matoušek Jan, Stáňa Michal, Pumprla Oto
Míček Jiří
VŠB-TU Ostrava, katedra energetiky, 17. listopadu 15, Ostrava-Poruba
Abstrakt
V článku jsou diskutovány výsledky testů a optimalizace čpavkové metody odsiřování Deemis
ve vztahu k emisním limitům platným v ČR.
Abstrakt
In dem Artikel sind die Ergebnisse der Optimierung der Ammoniakrauchgasentschwefelung
nach der Methode De-emis nach den Gesetzen der Tschechischen Republik über die Luftreinhaltung
diskutiert.
Klíčová slova: čpavková metoda odsíření, pilotní testy, čpavkový skluz, optimalizace
Úvod
V současné době se již většina provozovatelů energetických zdrojů, máme zde na mysli především
střední zdroje spalující uhlí a to bez nutnosti v současnosti používat technologie odsíření, začíná
připravovat na situaci, jež bude vyvolána snížováním emisních limitů po roce 2016, samozřejmě
i emisních limitů pro oxid siřičitý. Zásadní rozhodnutím je zde volba technologie, způsobu odsířeni.
Zde se z mnoha odsiřovacích metod nabízí i čpavková metoda odsiřování, která je jednou z možných
alternativních variant k stávajícím metodam odsíření založených především na principu metod
vápenno vápenných. V současnosti metoda čpavková nenalézá širšího uplatnění, z historického
hlediska jeji rozmach i útlum je datován do osmdesátach let minulého století, kdy po několika i velkých
aplikacích byly tyto provozy utlumeny. Výzkum metody však na mnoha pracovištich probíhal dále, a
v současnosti lze tvrdit, že tato metóda, lze mluvit o dalších vývojových stupnich, začíná z hlediska
konkurenceschopnosti k metodam tradičním být již poměrně zajmavá. Pro provozovatele
energetického zdroje bude metoda čpavková samozřejmě zajmavá pouze za podmínky, jestliže bude
konkurenční a to především v otázce investičních nákladů, nákladů provozních a bude zajištěno
uplatnění produktu odsíření. Samozřejmě bude to metoda provozně spolehlivá a především bude
zaručovat splnění všech emisních limitů pro daný zdroj.
Autoři tohto příspěvku, zde prozentovaných výzkumných prací, se v současnosti domnívají, že
popisovaná čpavkova metóda má potenciál splnění výše zmíněných požadavků.
V tomto článku jsou popsány výzkumné práce autorů nad metodou čpavkovou, které byly vedeny
s cílem prokázání účinnosti dané metody v procesu odsíření, a dále pak eliminace negativních
průvodních vlivů metody, jako je čpavkový skluz.
Základní popis a reakční schéma zkoumané metody
Základní sumární rovnicí odsiřování zkoumanou čpavkovou metodou, metodou De-emis je rovnice
NH3 + SO2 + H2O → (NH4)2SO3 + ½ O2 →(NH4)2 SO4.
Podrobné reakční schéma pak viz dále.
Složení reagentu lze popsat jako vodní roztok amoniaku o koncentraci cca 24 %obj. s dopanty,
katalytickými promotory, kde jednu z důležitých roli hraje stabilizovaný peroxid vodíku a sloučeniny
železa (II), kde je předpoklad jejich zásadního vlivu na reakční rychlost oxidace S (IV) na S(VI)
Metoda DE-EMIS je polosuchý způsob odstraňování SO2 formou nástřiku vodního roztoku amoniaku
do proudu spalin do teplot v rozmezí 130 až 300°C.
Vstřikování reagentu do proudu spalin je prováděno tryskami, důležitým aspektem je zde rozstřik
reagentu, pokrytí průtočného průřezu kanálu.
V reakčním schématu procesu odsiřování metody De-emis lze definovat následující reakce procesu
probíhající ve spalinách
SO2 + 2NH3 + H2O = (NH4)2SO3
SO2 +(NH4)2SO3 + H2O = 2NH4HSO3
2NH4HSO3 = (NH4)2SO4 + H2O + SO3
152
Energetika a životní prostředí 2011
(NH4)2SO3 + 2NH4HSO3 + O2 = 2(NH4)2SO4 + H2O + SO2
(NH4)2SO4 = NH4HSO4 + NH3
Oxidace pak probíhá ve spalinách dle rovnic
(NH4)2SO3 + ½ O2 = (NH4)2SO4
2NH4HSO3 + ½ O2 = NH4HSO4
Zmíněná intenzifikace procesu je možná díky procesu dle Fentona:
Fe2+ + H2O2 → Fe3+ + OH* + OHpak sumou následných reakcí
O2 + H2O2 → O2 + OH* + OHSO2 + OH* = SO3 + H*
H*+ O2 =HO* + O2SO3 + NH3 + H2O = NH4HSO4
SO3 + 2NH3 + H2O = (NH4)2SO4
NH4HSO3 + OH* = NH4HSO4 + H*
(NH4)2SO3 + OH* →(NH4)2 SO4 + H*
Následně pak ve spalinách za přítomnosti popílku je možno očekávat následující chemické děje:
(NH4)2 SO4 + Ca(OH)2 → CaSO4 + 2NH3 + 2H2O
(NH4)2 SO4 + CaO → CaSO4 + 2NH3 + H2O
(NH4)2 SO4 + MgO → MgSO4 + 2NH3 + H2O
(NH4)2 SO4 + FeO → FeSO4 + 2NH3 + H2O
(NH4)2 SO4 + Al2O3 → Al2(SO4)3 + 6NH3 + 3H2O
Odsiřovací testy čpavkové metody Deemis
V průběhu zkoumání základních charakteristických znaků čpavkové metody Deemis byly provedeny
odsiřovací testy na reálných energetických zdrojích, kde byla ověřována především účinnost metody
v procesu odsíření a její další vlivy postihnutelné v průběhu krátkodobých testů.
Byly prováděny odsířovací testy metodou Deemis na Teplárně Přerov, kdy pozitivní výsledky byly
prezentovány na minulé konferenci, dále na kotlích K8 a K5 v Elektrárně Kolín, následně pak na
kotli K 10 v ArcelorMittal Energy Ostrava s.r.o. Provoz 4, 46 – Teplárna. Všechny testy prokázaly
účinnost metody v procesu odsiřování, odpovídající parametry v měrné spotřebě reagentu a dalších
sledovaných parametrech. Jako problematický se ale začal ukazovat čpavkový skluz, který byl
identifikován především metodou FT-IR. Legislativa ČR definuje limit, obsah čpavku ve spalinách jako
sumu volného čpavku a amonných soli viz „VYHLÁŠKA 205 ze dne 23. června 2009, o zjišťování
emisí ze stacionárních zdrojů a o provedení některých dalších ustanovení zákona o ochraně ovzduší“,
nutně tedy pro tento požadavek byly vedeny i vlastní měření čpavkového skluzu. Metoda FT-IR se
ukazuje jako vhodná metoda pro hodnocení tohoto emisního parametru.
Zásadní závěry z odsiřovacích testů
Výsledkem všech odsiřovacích zkoušek na reálných energetických zdrojích pak měly pozitivní efekt, tj
dosažení emisního limitu SO2 200 mg.mN-3 ve všech případech zkoumání metody DE-EMIS, negativní
efekt však ve formě prokázání výskyt zvýšených hodnot čpavkového skluzu, čpavkového skluzu
definovaného jako sumy volného čpavku a čpavkových soli. Jako příklad je uveden Graf.č.1, kde jsou
prezentovány výsledky kontinuálního měření čpavkového skluzu ve vztahu ke koncentraci SO2
v rovině měření za metodou odsiřování. Měření bylo prováděno metodou analýzy FT-IR.
153
Energetika a životní prostředí 2011
250
200
500
150
400
300
100
200
50
koncentrace NH3 a amonných soli [mg.mN-3]
600
přepočteno na normální podmínky a referenční obsah
kyslíku 6%
konvcentrace SO2 [mg.mN-3]
přepočteno na normální podmínky a referenční obsah
kyslíku 6%
700
SO2
amonné
soli + NH3
100
0
8:31
0
8:45
9:00
9:14
9:28
9:43
9:57
10:12
10:26
čas [hod:min]
Graf.č.1. Výsledky kontinuálního měření čpavkového skluzu a koncentrace SO2 v rovině měření
za metodou odsiřování
K problematice čpavkového skluzu metody odsiřování čpavkové je nutno pak přihlížet z pohledu
definice principu jednotlivých měřicích metod stanovování čpavkového skluzu. Nutno přihlédnout k
specifikám odběru vzorku a jeho vyhodnocení, všechny použité metody jsou v současnosti
certifikovány, lze říci ale, že metoda odběru vzorku a analýzy FT-IR však podává komplexní pohled na
danou problematiku.
V průběhu měření byly prováděny i kontrolní měření stanovování obsahu volného čpavku ve
spalinách, byla použitá i metoda identifikace čpavku Drägrovou trubičkou, kdy všechny tyto metody
vedly k závěru, že volný plynný čpavek se v odsávaném vzorku spalin se prakticky nevyskytoval.
I v subjektivním hodnocení plynného vzorku čichem, lidský čichový orgán bezpečně detekuje obsah
čpavku již při 5 ppm, nebyl subjektivně prokázán výskyt plynné formy čpavku ve spalinách v
odsávaném vzorku spalin.
Výsledkem měření pak samozřejmě byl závěr, že čpavkový skluz metody čpavkové DE-EMIS je dán
především amonnými solemi, které jsou přítomné ve spalinách.
Zde je možno hledat samozřejmě vysvětlení rozdílných úrovni koncentrací čpavkového skluzu pro
různé technologie, technologie vybavené rozdílnými odlučovači TZL.
Byly ve spalinách v rámci výzkumných prací identifikovány amonné soli, které pak tvoří čpavkový
skluz, a na základě jejich relevantní vlastnosti ve vztahu k možnostem jejich odloučení z proudu spalin
byla hledána možnost omezení čpavkového skluzu.
Jako důležitý a zásadní se jeví samozřejmě parametr odlučivosti dané složky ve daném, stávajícím
odlučovači TZL, který byl k dispozici, je zde nutno si uvědomit, že částice majoritního produktu
(NH4)2SO4 jsou velikosti řádu jednotek mikrometrů. Lze říci, že tuto problematiku do značné míry je
pak možno zvládnout. Neméně důležité jsou však zde další produkty bočních reakcí a to především
(NH4)2CO3, a CH6N2O2. Zde již musíme brát v potaz jejich stav při daných teplotách, tj. jejich fázi
plynnou nebo naopak pevnou, kdy pro (NH4)2CO3 se uvažuje teplota 58°C (!) kdy se již jedná o fázi
plynnou pro CH6N2O2 pak 125 °C a o záchytu pevné fáze již v daných podmínkách třeba již nelze
hovořit. Záchyt těchto produktů odsiřovací reakce a reakcí bočních je tedy základní otázkou řešení
čpavkového skluzu metody Deemis, pro podmínky dané technologie.
Vlastním řešením minimalizace čpavkového skluzu metody je dle autorů v odloučení produktu
majoritní reakce odsiřování (NH4)2SO4, žádaný produkt majoritní produkt reakce odsiřování v
látkovém filtru, vedlejších produktů bočních reakcí ve spalinách jako (NH4)2CO3 a CH6N2O2 v
mokrém absorbéru, kdy je využita velice dobrá rozpustnost těchto soli ve vodě.
Pilotní jednotka
Pro ověření zmíněných předpokladů byl navržen a postaven systém zařízení pilotní jednotky, která
byla instalována v prostorách ArcelorMittal Energy Ostrava s.r.o. Provoz 4, 46 – Teplárna, kdy spaliny
154
Energetika a životní prostředí 2011
byly odebírány z kouřovodů kotle K10, větve levé a vráceny byly do větve pravé. Průtok spalin
jednotkou byl dimenzován na hodnotu 2000 m3/hod. Technologie pilotní jednotky byla napojena na
kouřovody kotle K10 dle schématu na Obr.č.1. Pilotní jednotka se skládala, po proudu spalin, z úseku
dávkování reagentu De-emis do proudu spalin, látkového filtru, mokrého absorbéru amonných soli a
spalinového ventilátoru.
EO K10
levý
K10
EO K10
pravý
K.V. K10
levý
K.V. K10
pravý
Voda
Deemis
Absorbér
LF
Obr.č.1. Zjednodušené schéma zapojení pilotní jednotky
Systém byl provozován po dobu 10-ti dnů v nepřetržitém provozu, podmínky testů byly definovány
běžným provozem kotle K10, bez zřetele na probíhající testy a manuálním nastavováním množství
dávkovaného reagentu, a to na základě údaje koncentrace SO2 na výstupu z jednotky.
Byly měření relevantní plynné složky spalin, byly prováděny odběry vzorků relevantních látek s
minimálním nutným zásahem do technologie pilotní jednotky.
Výsledkem testů pak je prokázání účinnosti odsíření metody, kdy byla stabilně udržován koncentrace
oxidu siřičitého na úrovni cca 200 mg.mN-3, dále pak byla prokázána eliminace čpavkového skluzu
jednotkou pod hodnotu emisního limitu 50 mg.mN-3.
Jako příklad je prezentován Graf.č.2, kde je znázorněn časový úsek provozu technologie, kdy hladina
čpavkového skluzu za absorbérem je hluboce pod hranici 50 mg.mN-3, a dále je zde možno vidět
časový úsek, kdy je měření čpavkového skluzu prováděno před absorbérem, a kdy je hodnota
čpavkového skluzu nad hodnotou 60 mg.mN-3.
Během provozu jednotky byl získán soubor dat pro optimalizaci technologie, soubor dat cenných pro
výstavbu jednotky prekomerční resp. komerční, kdy je řešen i případný čpavkový skluz metody
Deemis pro podmínky dané technologie. Dále lze říci, že je zde i předpoklad pro případné řešení
čpavkového skluzu i jiných metod zatížených čpavkovým skluzem používaných v energetických
jednotkách, například metody SNCR.
Vlastní provoz absorbéru byl kontinuálně sledován v rozhodujících parametrech, byly odebírány
vzorky TZL, roztoků z absorbéru, které pak byly následně analyzovány.
155
Energetika a životní prostředí 2011
650
600
550
koncentrace SO2 a NH3 [mg/m3N]
500
450
měření před
absorbérem,
optimalizovaný provoz
400
350
optimalizovaný
provoz jednotky
otimalizovaný provoz jednotky
300
250
200
150
100
50
0
10:15
11:15
12:15
13:15
14:15
15:15
SO2
16:15
NH3
17:15
SO2 FTIR
18:15
19:15
20:15
21:15
22:15
23:15
SO2 vstup
Graf.č.2. Vybraný časový úsek provozu technologie pilotní jednotky
Závěr
Autoři v článku stručně prezentovali vývoj poznatků z aplikací metody De-emis na vybrané
energetické zdroje a její optimalizaci pro provoz v souladu s legislativou ochrany ovzduší v ČR na
jednotce pilotní. Výsledkem prací je pak skladba zařízení pilotní jednotky, zařízení, eliminace
relevantních škodlivin ze spalin, které byly vyvíjeny pro daný účel, a které poskytly zásadní podklady
pro další rozvoj metody do případných komerčních aplikací, v souladu s legislativními požadavky
ochrany ovzduší v ČR.
Výzkumné práce byly realizovány za podpory projektu TAČR „Optimalizace procesu aplikace
alternativních sekundárních metod odsíření na vybraných energetických zdrojích pro dosažení
emisního limitu SO2 200 mg.mN-3“ evidenční číslo projektu TA01021058
156
Energetika a životní prostředí 2011
DEMONSTRAČNÍ MODELY S PALIVOVÝMI ČLÁNKY
DEMONSTRATIONAL MODELS WITH FUEL CELLS
doc. Ing. Martin Vašina, Ph.D.1
doc. Dr. Ing. Lumír Hružík2
1
Univerzita Tomáše Bati ve Zlíně, Fakulta technologická, Ústav fyziky a materiálového inženýrství,
Nad Stráněmi 4511, 760 05 Zlín
2
Vysoká škola báňská – Technická Univerzita Ostrava, Fakulta strojní, Katedra hydromechaniky a
hydraulických zařízení, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava
Abstract
Fuel cells are applied for direct transformation of chemical energy into electrical energy. There
are a lot of fuel cell types. Silent running, minimum service and low emissions belong to advantages of
fuel cells. High investment costs, expensive fuels and low DC voltage of single fuel cells are ranked
among negative properties of the energy source. The aim of the paper is to describe laboratory
models, which demonstrate the working principle of fuel cells.
Abstrakt
Palivové články se používají k přímé transformaci chemické energie na elektrickou energii.
Existuje mnoho typů palivových článků. Tichý chod, minimální údržba a nízké emise škodlivin patří
k výhodám palivových článků. Vysoké investiční náklady, drahé paliva a nízké stejnosměrné napětí
jednotlivých článků se řadí mezi negativní vlastnosti tohoto zdroje energie. Předmětem tohoto
příspěvku je popsat laboratorní modely demonstrující princip činnosti palivových článků.
Klíčová slova: palivový článek, napětí, elektrický proud, fotovoltaický článek, elektrolyzér
Úvod
Palivové články jsou energetická zařízení, která transformují chemickou energii přímo na
elektrickou energii [1]. Existují různé druhy palivových článků. Jednotlivé palivové články se liší
materiálem elektrod, elektrolytem, palivem, okysličovadlem, pracovní teplotou a probíhajícími
chemickými reakcemi. Maximální účinnost palivových článků je 60 %, při využití energie odpadního
tepla až 85 %. K výhodám palivových článků patří tichý chod, nízké nároky na údržbu a obsluhu, nízké
emise škodlivých látek a schopnost snést značné přetížení. Nevýhodou palivových článků jsou
zejména vysoké investiční náklady, dále nízké stejnosměrné napětí jednoho článku, drahá paliva a
poměrně dlouhá doba uvádění článku do provozu. Palivové články jako zdroje elektrické energie
nachází široké uplatnění, např. v dopravních prostředcích, nemocnicích, bytových a rodinných
domech, kosmickém výzkumu a elektronických přístrojích.
Předmětem tohoto příspěvku je popis demonstračních modelů s palivovými články, na kterých
lze názorně pozorovat jejich princip a vyhodnocovat jejich vlastnosti. Tyto modely jsou umístěny
v laboratoři Ústavu fyziky a materiálového inženýrství UTB ve Zlíně a slouží studentům k snazšímu
pochopení této problematiky a tím i ke zkvalitnění výuky v předmětu Environmentální fyzika.
Vodíko-kyslíkový palivový článek
Na Obr. 1 je znázorněn princip činnosti vodíko-kyslíkového palivového článku [1]. Na anodu se
přivádí vodík jako palivo, okysličovadlem přiváděným na katodu je čistý kyslík. Elektrolytem u těchto
článků může být např. 40 % vodní roztok KOH. Elektrody jsou přitom porézní a umožňují difúzi plynu
do elektrolytu. Materiálem elektrod bývá platina, zinek, měď, nikl, stříbro nebo uhlík. Na anodě
dochází k oxidaci (tj. odevzdání elektronu) vodíku, jehož molekuly se katalyticky štěpí:
2 H 2 → 4 H + + 4e −
(1)
Vzniklé kationty H+ přejdou do elektrolytu a směřují ke katodě. Uvolněné elektrony z anody
směřují ke katodě vnějším elektrickým obvodem se zátěží Z (viz Obr. 1). Molekuly kyslíku na katodě
přijímají elektrony a reagují s částicemi vody:
O2 + 2 H 2 O + 4e − → 4OH −
(2)
Vzniklé ionty se s vodíkovými kationy slučují v molekuly vody:
H + + OH − → H 2 O
(3)
Vzniklá voda (včetně tepla) je následně odváděna z palivového článku. Celkovou reakci
v palivovém článku lze potom vyjádřit:
157
Energetika a životní prostředí 2011
2 H 2 + O2 → 2 H 2 O
(4)
Obr. 1. Princip vodíko-kyslíkového palivového článku
Demonstrační modely s palivovými články
Na Obr. 2 je znázorněno schéma zapojení měřicí aparatury pro měření voltampérové
a výkonové charakteristiky vodíko-kyslíkového palivového článku [2]. Solární modul slouží k přeměně
energie záření (od lampy) na elektrickou energii. V elektrolyzéru působením elektrického proudu
dochází k rozkladu destilované vody na vodík a kyslík, které vstupují do palivového článku.
V palivovém článku dochází ke spalování vodíku a následné výrobě elektrické energie. Kyslík je
okysličovadlem. K palivovému článku je připojeno měřicí zařízení (pro měření stejnosměrného napětí
U na voltmetru V a stejnosměrného proudu I na ampérmetru A) se zatěžovacím odporem R (viz
Obr. 3). Výkon palivového článku P je dán součinem naměřených hodnot napětí U a proudu I.
Fotografie elektrolyzéru a vodíko-kyslíkového palivového článku jsou uvedeny na Obr. 4. Příklady
naměřené voltampérové a výkonové charakteristiky vodíko-kyslíkového palivového článku jsou
znázorněny na Obr. 5. Tento demonstrační model umožňuje i další laboratorní měření, např. měření
voltampérové charakteristiky elektrolyzéru nebo účinnosti soustavy elektrolyzér-palivový článek.
Obr. 2. Schéma měřicí aparatury pro měření voltampérové a výkonové charakteristiky palivového článku
158
Energetika a životní prostředí 2011
Obr. 3. Elektrolyzér (vlevo) a palivový článek (vpravo)
Obr. 4. Elektrolyzér (vlevo) a palivový článek (vpravo)
Obr. 5. Voltampérová a výkonová vodíko-kyslíkového palivového článku
159
Energetika a životní prostředí 2011
Na Obr. 6 je uvedena fotografie názorného demonstračního zařízení s dvěma palivovými
články. Toto zařízení umožňuje měřit nejen podobné charakteristiky jako demonstrační zařízení
schematicky uvedené na Obr. 2, ale i vliv sériového a paralelního řazení palivových článků na tyto
charakteristiky. Pro měření stejnosměrných napětí a proudů je nutno připojit multimetry k příslušným
zdířkám. Výstupními spotřebiči u tohoto zařízení mohou být větrná turbína, žárovka nebo nastavitelný
elektrický odpor (viz Obr. 6).
Výhodou těchto demonstračních modelů s palivovými články, jejichž výrobcem je Heliocentris
AG (Spolková republika Německo), jsou názorné praktické ukázky principu činnosti palivových článků.
Jedná se o procesy fotovoltaické přeměny, elektrolýzy, spalování vodíku a pohonu výstupních
elektrických spotřebičů, které jsou poháněny elektrickou energií vyrobenou prostřednictvím palivových
článků. Demonstrační zařízení tedy přispívají ke zdokonalení výuky v této problematice.
Obr. 6. Demonstrační zařízení se dvěma palivovými články
Poděkování
Příspěvek vznikl díky podpoře ESF v rámci programu „Vzdělávání pro konkurenceschopnost“
(projekt OPVK CZ.1.07/2.2.00/07.143).
Závěr
Palivové články se používají k přeměně chemické energie na elektrickou energii. Jsou
alternativou k malým a středně velkým zdrojům na fosilní paliva, plynovým motorům, dieselagregátům
apod. Mají poměrně široké uplatnění v automobilovém průmyslu, nemocnicích, hotelech, při pohonu
přenosných počítačů apod.).
Tento příspěvek seznamuje s modely, které demonstrují činnost palivových článků a
vyhodnocují jejich vlastnosti. Tyto modely jsou názorné a přispívají ke snadnějšímu pochopení této
problematiky.
Literatura
[1]
Kaminský, J., Vrtek, M.: Obnovitelné a alternativní zdroje energie, 1.vyd. Ostrava: VŠB-TU
Ostrava, 1998. 102 s. ISBN 80-7078-445-8.
[2]
Berry, M., Macdonald, A.: Science through Hydrogen: Clean Energy for the Future, 5. vyd.
Berlin: Heliocentris Energiesysteme GmbH, Berlin, Germany, 2007. 110 s. ISBN 978-3-93516101-5.
160
Download

2011 - FS VŠB - Vysoká škola báňská