DAYS OF COMBUSTION 2004 Proceedings of the International conference

DNY SPALOVÁNÍ 2004 Sborník příspěvků z mezinárodní konference

Brno, 2. – 3. 6. 2004

Fakulta strojního inženýrství VUT v Brně, Energetický ústav Odbor energetického inženýrství

Brno University of Technology, Faculty of Mechanical Engineering, Institute of Power Engineering, Department of Thermal and Nuclear Power Plants


DAYS OF COMBUSTION 2004 Proceedings of the International conference

Brno, Česká republika 2. – 3. 6. 2004 -1-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Publikace je sborníkem příspěvků z mezinárodní konference Dny spalování 2004, která se konala ve dnech 2. a 3. června 2004 na Fakultě strojního inženýrství VUT v Brně. Články jsou dílem jednotlivých autorů, nebyly obsahově pozměňovány, ani neprošly jazykovou úpravou.

Editor: Ing. Pavel Slezák Vysoké učení technické v Brně, 2004

ISBN 80-214-2650-0 -2-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Cíl konference Konference se věnovala koncepčním problémům v oblasti spalování fosilních paliv, biomasy a komunálního odpadu s těmito tématickými okruhy: • • •

spalování v kotlích na fosilní paliva spalování biomasy spalování komunálního odpadu

Konference byla pořádána pod záštitou ministra životního prostředí České republiky, RNDr. Libora Ambrozka, rektora Vysokého učení technického v Brně, Prof. RNDr. Ing. Jana Vrbky, DrSc. a ČEZ, a.s.

Organizátor Fakulta strojního inženýrství VUT v Brně, Energetický ústav Odbor energetického inženýrství

Spoluorganizátor CzFRC – Český komitét pro výzkum plamene, Fakulta strojní Českého vysokého učení technického v Praze, EIC, spol. s r. o. Praha.

-3-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Přípravný výbor Doc. Ing. Jaroslav Hyžík Prof. Ing. Ivan Imriš, DrSc. Ing. Jiří Jiránek Prof. Ing. František Jirouš, DrSc. Prof. Ing. Pavel Kolat, DrSc. Doc. Ing. Jaroslaw Kozaczka, CSc. Doc. Ing. Zdeněk Kadlec, Ph.D. Ing. Miroslav Krebs Prof. Ing. Pavel Noskievič, CSc. Doc. Ing. Ladislav Ochrana, CSc. Ing. Josef Průša, Ph.D. Doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc. Doc. Ing. Dr. Jiří Teyssler, CSc.

EIC, s.r.o. Praha FSTU Košice MŽP ČR FS ČVUT v Praze TU-VŠB Ostrava AGH Krakow TU-VŠB Ostrava ČEZ, a. s. TU-VŠB Ostrava VUT v Brně IVELT SERVIS, s.r.o. Praha VUT v Brně CzFRC Praha

Ing. Pavel Slezák Ing. René Karásek

VUT v Brně VUT v Brně

-4-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

PODĚKOVÁNÍ Organizátoři mezinárodní konference vyslovují svoje poděkování

ČEZ, a. s., za významnou pomoc při grafické přípravě a vydání tohoto sborníku

-5-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obsah Dalibor STRÁSKÝ Nová energetická legislativa ve vztahu k životnímu prostředí......................................8 Jaroslav ORAL, Petra ŠIKULOVÁ, Ladislav BÉBAR, Petr STEHLÍK Nová a účinná technologie pro bezpečné a spolehlivé snižování emisí dioxinů a furanů ze spaloven odpadů a dalších provozů ...............................................13 František JIROUŠ Příspěvek k návrhu teplosměnných ploch parních kotlů ..............................................17 G.T. LEVIT Zdokonalené řízení spalovacího pochodu........................................................................23 Zdeněk NĚMEC, Zdeněk SKÁLA Stabilizace provozu bubnového kotle dokonalejším řízením napájecí vody................30 Kamil STÁREK, Rostislav MALÝ, Pavel JURIGA Využití plazmové technologie při zapalování a stabilizaci práškových hořáků ..........37 Stanislav VESELÝ Ekologická modernizace turbin GT 750-6 a GTK 10 ....................................................47 Jarosław KOZACZKA Chemical & Process Engineering Approach to the Analysis of Power Systems with the Combustion Reaction ........................................................................................60 Jarosław KOZACZKA On the Real Energy Value of Simple Gaseous Fuels CH4 and H2.................................66 Pavel STŘASÁK, Josef PRŮŠA Porovnání výsledků numerické analýzy programem FLUENT s měřením emisí NOx pro granulační kotel K11 ...............................................................................71 Marek PRONOBIS, Andrzej GAŃCZARCZYK, Krzysztof WASA The Boiler OPF 230 in Thermal - Electric Centre of Zakłady Azotowe w Tarnowie Mościcach SA - Modernizations and Operating Experiences .......................................77 Ion OPREA, Lucian MIHAESCU, Tudor PRISECARU, Gabriel NEGREANU, Nicolae PANOIU Experimental Results of a New Premixed Gas Burner Model For An Aeroderivative Turbine ..............................................................................................82 Zdeněk VLK Nový kotel 100 t.h-1 v Elektrárně Kolín...........................................................................88

-6-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Franz WINGELHOFER Concept And First Operational Experiences of a Directly Wood Particle Fired Gas Turbine .............................................................................................................93 František VANĚK Využití fluidních kotlů s cirkulující vířivou vrstvou pro spoluspalování biomasy. ....99 Jiří KUBÍČEK Experimentální zplyňování biomasy ve fluidním zařízení – úskalí ..............................104 Martin DITTRICH Možnosti čištění energoplynu vyrobeného zplynováním alternativních paliv.............109 Pavel NOSKIEVIČ Energie z biomasy, doktorský projekt.............................................................................115 Jan NAJSER Kogenerovaná výroba elektrické energie a tepla zplyňováním biomasy .....................119 Stanislav VANĚK, Pavel JANÁSEK, Kamil KRPEC Výzkum řízeného spalování dřeva ...................................................................................123 Jiří TEYSSLER Spalování kontaminované biomasy..................................................................................132 Jan MIKOLÁŠ Víme, co chceme ? (ke koncepčním dokumentům o spalování komunálních odpadů) ...............................134 Oldřich BÍLÍK Energetické využití komunálního odpadu – současný trend.........................................138 Jaroslav HYŽÍK Energetické využívání odpadu v Evropské unii a ve Švýcarsku...................................144 Pavel SLEZÁK Analýza proudění v ohništi spalovenského kotle s využitím počítačového modelování .........................................................................................................................158 Jaroslav HUDEC Vyhodnocování obrazové scény spalování ......................................................................165 Jan BERKA Polutanty vznikající spalováním chloroformu se zemním plynem v hořáku...............170

-7-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Nová energetická legislativa ve vztahu k životnímu prostředí Dalibor Stráský1 Ministerstvo životního prostředí ČR Abstrakt Referát podává po úvodním přehledu základních právních předpisů z oblasti ochrany životního prostředí s vlivem na energetiku popis právní úpravy podpory využívání obnovitelných zdrojů elektřiny a tepla, kterou projednává Parlament České republiky. Úvod Ministerstvo životního prostředí nemá podle zákona přímou kompetenci v oblasti energetiky, která je přisouzena Ministerstvu průmyslu a obchodu. To ovšem neznamená, že by nemělo vůbec žádnou možnost o dění v tomto odvětví spolurozhodovat. Vždyť energetika se řadí k největším původcům negativních zátěží životního prostředí. Je proto přirozené, že zákon o posuzování vlivů na životní prostředí (č. 100/2001 Sb.) stanoví, že bez stanoviska Ministerstva životního prostředí není možné povolit stavby energetických zařízení. Týká se to jak spalovacích zařízení s tepelným výkonem nad 200 MW, tak zařízení jaderných a nadzemních přenosových vedení elektrické energie o napětí od 110 kV a délce nad 15 km. Ministerstvo životního prostředí dále provádí v rámci procesu posuzování vlivů na životní prostředí tzv. zjišťovací řízení, jehož cílem je zjištění, zda záměr nebo jeho změna bude podrobena uvedenému procesu, mj. pro spalovací zařízení o tepelném výkonu od 50 do 200 MW, vodní elektrárny se špičkovým výkonem nad 50 MWe. Vztahu energetiky a Ministerstva životního prostředí se týká též zákon č. 76/2002 Sb., o integrované prevenci, ve znění zákona č. 521/2002 Sb. Hlavním cílem je ochrana životního prostředí jako celku před průmyslovým a zemědělským znečištěním regulací provozu vybraných zařízení uvedených v příloze č.1 zákona. Tato příloha uvádí z energetických zařízení spalovací zařízení o jmenovitém tepelném výkonu větším než 50 MW, rafinerie minerálních olejů a plynu, koksovací pece a zařízení na zplyňování a zkapalňování uhlí. Termín "integrovaný" označuje skutečnost, že zatímco v již zavedených legislativních systémech je ochrana životního prostředí často rozdělena do sekcí podle složek životního prostředí (ovzduší, voda, půda, odpady) a řešena odděleně, integrovaná prevence znečištění vyžaduje komplexní hodnocení všech uvedených aspektů potenciálního ohrožení životního prostředí a zdraví obyvatel, zároveň i zhodnocení dané použité technologie. Ministerstvu životního prostředí zde připadá úloha mj. rozhodovat o žádostech o vydání integrovaného povolení pro zařízení, jehož provoz může významně nepříznivě ovlivnit životní prostředí dotčeného státu a provádět kontrolu integrovaného povolení nebo provozu zařízení, jehož provoz může významně nepříznivě ovlivnit životní prostředí dotčeného státu. Další kompetence Ministerstvu životního prostředí ve vztahu k energetice přisuzuje zákon č. 86/2002 Sb., o ochraně ovzduší. Podle něj ministerstvo mj. vykonává působnost ústředního správního úřadu v oblasti ochrany ovzduší, ozonové vrstvy a klimatického systému Země a na těchto úsecích řídí výkon státní správy a zaujímá stanoviska k záměrům, které mohou výrazně ovlivnit čistotu ovzduší, zejména ke strategiím rozvoje jednotlivých oborů, odvětví a územních celků. To se týká právě spalovacích energetických zařízení. V neposlední řadě je nutné zmínit zákon č. 244/1992 Sb., o posuzování vlivů rozvojových koncepcí a programů na životní prostředí. Podle tohoto zákona podrobilo Ministerstvo životního prostředí procesu posuzování vlivů na životní prostředí i návrh energetické koncepce státu.

1

Dalibor STRÁSKÝ, Ministerstvo životního prostředí ČR, Vršovická 65, 100 10 Praha 10 E-mail: [email protected]

-8-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Státní energetická koncepce Schválená nová Státní energetická koncepce považuje zvýšení podílu výroby elektřiny a tepelné energie z obnovitelných zdrojů energie za cíl s velmi vysokou prioritou. V koncepci je doslova uvedeno: „Stát bude podporovat využívání všech zdrojů energie, které lze dlouhodobě reprodukovat a jejichž používání přispěje k posilování nezávislosti státu na cizích zdrojích energie a k ochraně životního prostředí. Preferovat se budou všechny typy obnovitelných zdrojů – zdroje využívající sluneční energii, energii větru a vodních toků, geotermální energii i biomasu jako zdroje pro výrobu elektřiny a tepelné energie. Preferovat se bude rovněž využití druhotných zdrojů energie a alternativních paliv v dopravě.“ V časovém horizontu do roku 2030 koncepce předpokládá dosažení následující struktury spotřeby primárních energetických zdrojů: • tuhá paliva: 30 - 32 % • plynná paliva: 20 - 22 % • kapalná paliva : 11 - 12 % • jaderné palivo: 20 - 22% • obnovitelné zdroje: 15 - 16% Cíle v oblasti obnovitelných zdrojů energie má být dosaženo především následujícími opatřeními: • • • •

přijetí dostatečně účinného zákona o podpoře výroby elektřiny a tepelné energie z obnovitelných zdrojů, vypracování a zveřejnění dlouhodobé indikativní koncepce využití obnovitelných zdrojů energie v ČR, zvýšení podpory využívání biopaliv a alternativních paliv v dopravě v souladu se Směrnicí EU č. 2003/30/ES a s novelou zákona č. 86/2002 Sb., o ochraně ovzduší, posílení finančních zdrojů Národního programu hospodárného nakládání s energií a využívání jejích obnovitelných a druhotných zdrojů na roky 2006 – 2009.

Zákon o podpoře obnovitelných zdrojů energie 27. září 2001 vstoupila v platnost Směrnice Evropského parlamentu a Rady 2001/77/EC o podpoře elektřiny a tepla z obnovitelných zdrojů na vnitřním trhu. Vláda však rozhodla, že český zákon o podpoře energie z obnovitelných zdrojů bude nejenom transponovat do našeho právního řádu tuto směrnici, zaměřenou na elektřinu z obnovitelných zdrojů, ale vytvoří i podmínky pro vyšší využívání tepla z obnovitelných zdrojů. Nová právní úprava stanoví způsob a rozsah podpory výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů, který by měl zajistit dosažení národního indikativního cíle. Stanoví dále způsob podpory výroby tepelné energie z obnovitelných zdrojů. Vymezí výkon státní správy v této oblasti, včetně rychlých a nediskriminačních správních postupů. Stanoví práva a povinnosti fyzických a právnických osob s touto problematikou spojených. Problematika bude řešena komplexně v jednom právním předpisu, který bude kompatibilní se Směrnicí 2001/77/ES a zároveň se zákony upravujícími podnikání v energetice (č. 458/2000 Sb.) a hospodaření energií (č. 406/2000 Sb.). Cílem navrhovaného zákona je : • Zvýšit podíl výroby elektřiny v zařízeních na bázi obnovitelných energetických zdrojů na hrubé spotřebě elektřiny v takovém rozsahu, aby ČR splnila národní indikativní cíl ve výši 8% v roce 2010; • Zvýšit podíl výroby tepla v zařízeních na bázi obnovitelných energetických zdrojů; • Přispět odpovídajícím snížením emisí skleníkových plynů k ochraně klimatu; • Přispět odpovídajícím snížením emisí ostatních škodlivin do prostředí k ochraně životního prostředí; • Přispět ke snížení závislosti na dovozu energetických surovin;

-9-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

• Přispět ke zvýšení diverzifikace a decentralizace zdrojů energie a tím ke zvýšení bezpečnosti dodávek energie; • Přispět ke zvýšení podnikatelské jistoty investic do obnovitelných zdrojů energie; • Podpořit vytvoření institucionálních podmínek pro zavádění nových technologií a k jejich proniknutí na trh jak v tuzemsku tak v zahraničí; • Využíváním biomasy přispět k péči o krajinu; • Podporou využívání obnovitelných zdrojů energie přispět k vyšší zaměstnanosti v regionech. Podpora se vztahuje na výrobu elektřiny a tepelné energie z obnovitelných zdrojů. V souladu se Směrnicí 2001/77/ES jsou z podpory výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů vyjmuty velké vodní elektrárny s instalovaným výkonem výrobny nad 10 MW. Zvláštní pozornost vyžadují ty druhy a způsoby využití biomasy, které jsou z hlediska ochrany životního prostředí nevhodné a proto se navrhuje je nezařadit mezi podporované zdroje. Vymezení podporovaných druhů a způsobů využití biomasy je provedeno v prováděcím právním předpisu. Směrnice 2001/77/ES nestanovila jednotný či doporučený systém podpory, ale pouze to, že národní systémy podpory musí umožnit dosažení stanovených národních indikativních cílů. Komise EU je však zavázána Směrnicí vyhodnotit do 27.10.2005 zkušenosti, získané členskými státy s používáním různých systémů podpory a případně předložit návrh na sjednocení postupu v rámci EU. Systém podpory v České republice musí respektovat skutečnost, že trh s elektřinou je postupně liberalizován. Dnem úplného otevření trhu s elektřinou, respektive dnem, kdy dojde o oddělení činnosti provozovatele distribuční soustavy od činnosti obchodní (dodavatelské) formou stanovenou v projednávané novele energetického zákona č. 458/2000 Sb., nelze zajistit některé způsoby podpory (např. obecně platný povinný výkup elektřiny z obnovitelných zdrojů). V návrhu zákona je proto navržena rozdílná forma podpory podle období před a po úplném otevření trhu s elektřinou. Systém podpory je založen na: • Zachování práva výrobců elektřiny z obnovitelných zdrojů na přednostní připojení svého zdroje elektřiny k přenosové soustavě nebo distribučním soustavám podle návrhu zákona a na přednostní přenos a distribuci elektřiny podle energetického zákona č. 458/2000 Sb., a to bez ohledu na stav otevření trhu s elektřinou; • Zachování daňových úlev v rozsahu stanoveném v zákonech o dani z příjmu, o dani z nemovitostí a o dani z přidané hodnoty; • Zachování dosavadního systému pevných cen placených výrobcům provozovateli distribučních soustav za úsporu nákladů vzniklou připojením do sítí distribuční soustavy (tzv. decentralizovaná výroba) odstupňované podle napěťové hladiny (podle výše ztrát v sítích), a to bez ohledu na stav otevření trhu s elektřinou; • Na povinném výkupu veškeré elektřiny vyrobené z obnovitelných zdrojů provozovateli distribučních soustav, a to způsobem (podle § 5) a za ceny (podle § 9) podle návrhu zákona, avšak jen do dne úplného otevření trhu s elektřinou a dále za předpokladu, že výrobce elektřinu k výkupu nabídne; • Zavedení registrace zařízení, potvrzující jeho způsobilost k výrobě elektřiny z obnovitelných zdrojů; • Po úplném otevření trhu s elektřinou na zavedení systému vydávání obchodovatelných certifikátů operátorem trhu s elektřinou (výrobcům, kteří splní předpoklady) potvrzujícími původ elektřiny z obnovitelných zdrojů, spolu se stanovováním závazných ročních kvót podílu elektřiny vyrobené z obnovitelných zdrojů na celkové dodávce elektřiny, kterou jsou vybraní dodavatelé elektřiny konečným zákazníkům (subjekty zúčtování odchylek se závazkem odebrat elektřinu z elektrizační soustavy) splnit nákupem certifikátů za ceny stanovené podle zákona. Návrh zákona předpokládá možnost omezeného meziročního přesunu plnění roční kvóty a upřesňování roční kvóty na základě skutečně vyrobené elektřiny z obnovitelných zdrojů. Nedodržení roční kvóty bude postihováno podle zákona, přičemž výše poplatku za nesplnění roční kvóty bude výrazně vyšší než cena certifikátu tak, aby dodavatelé byli motivováni ke splnění kvóty. Výrobce obdrží za dodanou elektřinu jednak cenu za elektřinu dosaženou na trhu s elektřinou a jednak cenu za certifikát.

-10-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

•

Po úplném otevření trhu s elektřinou se pro malé výrobce (s instalovaným výkonem pod 200 kW a pokud je to technicky možné i pro zařízení s vyšším instalovaným výkonem), kteří se nehodlají zapojit do obchodu s certifikáty (především z obavy z toho, že se svou elektřinou na trhu neuplatní a dále proto, že pro velmi malé výrobce může být proces obchodování s certifikáty administrativně náročný), na poskytnutí náhradní možnosti nabídnout jimi vyráběnou elektřinou z obnovitelných zdrojů za stanovené výkupní ceny příslušným provozovatelům distribučních soustav, kteří jsou povinni takto nabídnutou elektřinu vykoupit. V tomto případě se právo na prodej certifikátu přenáší na provozovatele distribuční soustavy. Náhradní způsob nelze rozšířit na větší okruh výrobců, neboť je limitován objemem elektřiny nakupovaným provozovateli distribučních soustav (po úplném otevření trhu s elektřinou je oddělena činnost provozovatele od činnosti obchodní a provozovatel distribuční soustavy již nadále nemůže s elektřinou obchodovat) pouze ke krytí jejich vlastní spotřeby a pokrytí ztrát elektřiny v sítích. Výkupní cena však v tomto případě bude stanovena níže než by výrobce mohl získat z prodeje elektřiny na trhu s elektřinou a z prodeje certifikátu na trhu s certifikáty. Zákon upravuje možnost obchodování s certifikáty i pro výrobce elektřiny z obnovitelných zdrojů, kteří vyráběnou elektřinu sami úplně spotřebovávají. • Na stanovení výkupních cen za elektřinu vyrobenou z obnovitelných zdrojů a cen certifikátů odlišně pro jednotlivé druhy zařízení tak, aby z toho vyplývající podpora byla dostatečně motivující pro investory a obnovitelné zdroje energie byly více využívány pro výrobu elektřiny (s respektováním odlišných nákladů: na investici, na připojení do elektrizační soustavy, na provoz) a bylo dosaženo cíle podílu výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů na její hrubé spotřebě ve výši 8% v roce 2010 a v dalším období zvýšených podílů stanovených v nařízení vlády. • Na poskytnutí záruky investorům a majitelům zařízení vyrábějících elektřinu z obnovitelných zdrojů, na které se vztahuje podpora podle návrhu zákona, že výše výnosů za jednotku vyrobené elektřiny z obnovitelných zdrojů, plynoucí výrobcům z podpory, bude zachována po dobu 15 let od uvedení zařízení do provozu (respektive na dobu 15 let pro zařízení uvedená do provozu před nabytím účinnosti zákona • Na krytí zvýšených nákladů spojených s povinným výkupem elektřiny z obnovitelných zdrojů, respektive spojených s nákupem certifikátů, regulovaným příplatkem k ceně distribuce elektřiny, který se v konečném důsledku promítne do ceny elektřiny pro konečné zákazníky. Systém vzniku certifikátů a obchodování s nimi je řešen v rámci činnosti operátora trhu s elektřinou a jednalo by se o specifický trh navazující na již existující registraci subjektů na trhu s elektřinou, vybudovaný systém měření, vykazování a zúčtování dodané a prodané elektřiny a odchylek od platných smluv. Obchod s certifikáty bude zajištěn již existujícími počítači operátora trhu s elektřinou a upravenými programy, které se osvědčily při organizaci obchodu s elektřinou a s ním souvisejícím obchodem se službami. Výrobci elektřiny z obnovitelných zdrojů a stanovení dodavatelé elektřiny budou mít možnost dohodnout dlouhodobější obchodní vztahy na prodej dodávané elektřiny ve vazbě na prodej certifikátů nebo prodávat elektřinu a s ní spojené podpůrné a systémové služby odděleně od prodeje certifikátů. Účinnost systému podpory výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů bude každoročně vyhodnocován Energetickým regulačním úřadem a ceny nastaveny na další rok tak, aby se vytvářely podmínky pro dosažení cíle podílu výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů na její hrubé spotřebě. O pokroku bude každé dva roky ministerstvo informovat vládu. Energetický regulační úřad při každém zvýšení výkupních cen a cen certifikátů zveřejní informaci o kvantifikaci dopadů podpory podle zákona do cen elektřiny pro konečné zákazníky. Důležité je rovněž ustanovení o povinnosti obchodníků s elektřinou dodávajícím elektřinu konečným zákazníkům informovat nejméně jednou ročně o podílu dodané elektřiny z obnovitelných zdrojů na celkové jimi dodávané elektřině. Tato informace napomůže při volbě dodavatele elektřiny, po úplném otevření trhu s elektřinou, těm zákazníkům, kteří chtějí preferovat a podporovat užití obnovitelných zdrojů. Navrhovaný systém podpory předpokládá, že výše výkupních cen a cen certifikátů zohlední zvýšené náklady na výstavbu výroben elektřiny z obnovitelných zdrojů, a že dosavadní podpora těchto investic

-11-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

ze státního rozpočtu přes MPO (ČEA) a ze Státního fondu životního prostředí ČR nebude dále poskytována (pouze výjimečně např. osvětový program Slunce do škol). Podpora obnovitelných zdrojů tepla Důvodem podpory tepla z obnovitelných zdrojů je skutečnost, že poskytování podpory obnovitelným zdrojům je vhodnější zaměřit současně na podporu veškerého energetického využití, tj. výroby elektřiny i tepla. Samostatná podpora výroby elektřiny vede k deformaci trhu s energií. V případě podpory pouze výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů, a nikoliv energie z obnovitelných zdrojů obecně, by náklady na podporu nesli pouze spotřebitelé elektrické energie. Tím by došlo k jednostrannému zatížení nákladů na pořízení elektřiny ve srovnání s jinými formami energie a tedy i k určitému znevýhodnění spotřeby elektřiny na trhu ve prospěch ostatních paliv, především uhlí a plynu. To by mělo zcela jistě i určité negativní environmentální dopady. Z obou těchto důvodů – environmentálních i ekonomických – je proto výhodnější zavést politiku podpory obnovitelných zdrojů komplexně. Pro současnou podporu využívání elektřiny i tepla z obnovitelných zdrojů hovoří i to, že rozhodující potenciál využívání energie z obnovitelných zdrojů je v podmínkách ČR v oblasti tepla (asi 77 %), elektřina tvoří jen menší část (cca 23 %). Navíc potenciál tepla z obnovitelných zdrojů lze využívat v podstatě plošně, zatímco potenciál elektřiny je často soustředěn do omezených ploch území. Význam tepla z obnovitelných zdrojů je v ČR i v tom, že jeho využívání je regionální záležitost, která může významně ovlivnit rozvoj území a vyřešit problémy se škodlivými emisemi do ovzduší v daném místě. Zároveň je však nutno počítat s tím, že vytvoření vhodného podpůrného systému pro využívání tepla z obnovitelných zdrojů založeného na ekonomické stimulaci je výrazně složitější než v oblasti využívání obnovitelných zdrojů elektřiny. Důvodem je, že výroba a využívání tepla obecně je lokální záležitost se silnou vazbou na domácnosti, nejsou zde celostátní rozvodné sítě, není zde nějaký centrální či zastřešující subjekt jako je tomu v oblasti elektřiny (OTE atd.). Mimo to každý zdroj tepla je individuální a jednotlivé zdroje se proto dosti výrazně liší svými ekonomickými parametry. Problémem je i evidence výroby tepla. Z těchto důvodů nelze pro podporu tepla z obnovitelných zdrojů použít podpůrné systémy preferované v oblasti elektřiny, tj. pevné výkupní ceny či kvóty. Jedinou reálnou možností jsou proto v oblasti tepla z OZE zřejmě systémy založené na investiční podpoře. To potvrzují i zahraniční zkušenosti - podpora výroby tepla z OZE je v zahraničí realizována prakticky výhradně formou podpory investic. Podpora využívání obnovitelných zdrojů tepla formou podpory investic však není v této fázi v ČR reálná. V návrhu zákona jsou proto obsažena pouze některá dílčí opatření založená na uložení plnění povinností. Jde konkrétně o povinnost za stanovených podmínek využívat obnovitelné zdroje tepla v zařízeních na výrobu tepla a o povinnost využívat v nové výstavbě obnovitelné zdroje tepla. Podstata povinnosti využívat obnovitelné zdroje tepla v zařízeních na výrobu tepla spočívá v tom, že při výstavbě nových zařízení na dodávku tepla a při podstatné rekonstrukci stávajících zařízení je za určitých podmínek od stanovené velikosti instalovaného výkonu těchto zdrojů stanovena povinnost, aby část dodávaného tepla pocházela z obnovitelných zdrojů. Toto opatření je obdobou povinností stanovených zákonem č. 406/2000 Sb., o hospodaření energií ve vztahu k úsporám energie (zajištění stanovené minimální účinnosti užití energie u zdrojů energie a spotřebičů, stanovených maximálních ztrát energie v rozvodech, stanovené maximální měrné spotřeby energie v budovách, povinnost kogenerace apod.). Investice do využívání obnovitelných zdrojů umožní snížit provozní náklady v průměru o cca 1800 Kč na jednu bytovou jednotku, což v přepočtu pro ČR znamená při dvacetileté životnosti systému vyrábějícího teplo z obnovitelných zdroj úsporu asi 350 mil Kč. Uživatelé bytů vystavěných s výraznější státní podporu (pravděpodobně většinou sociálně slabší skupiny obyvatelstva) tedy budou mít díky státní podpoře využívání tepla z obnovitelných zdrojů nižší náklady na teplo. Což je zřejmě u těchto skupin obyvatelstva žádoucí a v zájmu státu, protože to přispěje to ke zvýšení sociální soudružnosti.

-12-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Nová a účinná technologie pro bezpečné a spolehlivé snižování emisí dioxinů a furanů ze spaloven odpadů a dalších provozů Jaroslav Oral, Petra Šikulová2, EVECO Brno, s.r.o. Ladislav Bébar, Petr Stehlík3 FSI VUT v Brně, Ústav procesního a ekologického inženýrství Abstrakt Příspěvek seznamuje s metodou použití katalytického filtračního systému REMEDIA při snižování emisí dioxinů a furanů ze spalin zejména v procesech spalování odpadu. Popisuje dioxiny a furany, jejich vznik a negativní účinky a metodu jejich spolehlivého odstraňování tak, aby tato spalovací zařízení vyhovovala platným legislativním limitům. Úvod Firma EVECO Brno, s.r.o. společně s americkou firmou W.L.Gore & Associates, Inc. , špičkou v oboru filtračních technologií, přináší novou metodu k redukci dioxinů a furanů ze spalin rozličných typů spalovacích zařízení, zejména pak spaloven odpadů (komunálního, nebezpečného či smíšeného). Nyní mohou být zničeny plynné dioxiny a furany poměrně jednoduchou instalací nového filtru. Tato technologie je vysoce účinná a provozní náklady nevyžadují větší technologické změny nebo přidávání nových nákladných technologických zařízení do stávající technologie. Je bezpečná pro okolní prostředí, aplikace jednoduchého REMEDIA®D/F katalytického filtračního systému je nejbezpečnější a nejjednodušší cesta k odstranění dioxinů a furanů. Dioxiny a furany Souhrnným názvem „dioxiny a furany“, resp. zkratkou PCDD/F v literatuře se označuje skupina tricyklických polychlorovaných sloučenin s podobnými vlastnostmi - polychlorované dibenzo-pdioxiny (PCDD) a polychlorované dibenzofurany (PCDF) které vznikají při hoření organického materiálu, jehož součástí je chlor nebo jeho sloučeniny. Zvyšováním příměsí chloru a příslušných sloučenin ve spalovaném materiálu pak obsah emisí PCDD/F ve spalinách značně vzrůstá. Tyto skutečnosti se úzce dotýkají zejména spalování rozličných odpadů, zejména z umělých hmot. Tyto procesy produkují nebezpečné organické látky, zahrnuté do skupiny POP („perzistentní organické polutanty“), což je termín pro látky, jež vykazují výrazně toxické vlastnosti se škodlivým vlivem na lidské zdraví a životní prostředí a jsou přísně sledovány. WHO (Světová zdravotnická organizace) identifikovala některé dioxiny jako lidské karcinogeny. Je proto zcela nezbytné podrobit možné koncentrace PCDD/F regulačním opatřením dle zákonů na ochranu ovzduší. Legislativa Spalování v průmyslových spalovacích zařízeních podléhá v poslední době stále přísnější kontrole v podobě striktnějších emisních limitů. V případě dioxinů a furanů je přípustná koncentrace stanovena na 0,1 ng TEQ/Nm3 zákonem č. 86/2002 Sb. TEQ přitom označuje „toxický ekvivalent“, který přepočítává souhrn toxicity všech reprezentantů obou řad těchto látek, tedy dioxinů i furanů z hlediska počtu uhlíků substituovaných chlorem v molekulách PCDD/F. Ke stanovení součtové hodnoty se hmotnostní koncentrace PCDD/F před sečtením násobí TEQ. Jako základní kongener s TEQ=1 celé této široké skupiny byl stanoven 2,3,7,8-tetrachlodibenzodioxin (2,3,7,8-TCDD), jehož únik v roce 1976 v Itálii byl prvním mediálně známým případem. Jednalo se o únik cca 2,5 kg 2,3,7,8-TCDD z výroby trichlorfenolu jako základní složky herbicidu. 2

Ing. Jaroslav ORAL, Ing. Petra ŠIKULOVÁ, EVECO Brno, s.r.o., Foltýnova 17, 635 00 Brno E-mail: [email protected] 3 Ing. Ladislav BÉBAR, CSc., Prof. Ing. Petr STEHLÍK, CSc., Fakulta strojního inženýrství VUT v Brně, Ústav procesního a ekologického inženýrství, Technická 2, 616 69 Brno E-mail: [email protected]

-13-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Metoda použití REMEDIA filtrační tkaniny Redukce dioxinů je snadná s použitím REMEDIA®D/F filtrační tkaniny a kombinuje principy povrchové filtrace a katalytického rozkladu dioxinů a furanů. REMEDIA®D/F katalytický filtrační systém je jedinečná alternativa pro jiné metody, redukující obsah dioxinů ve spalinách, protože může nahradit systémy redukce dioxinů v již existujících zařízeních, a to s minimálními náklady na úpravu i na údržbu těchto zařízení. REMEDIA®D/F katalytický filtrační systém obsahuje GORE-TEX® membránu s expandovaným polytetrafluoroetylénem (ePTFE), vrstveným s katalytickým plstěným substrátem. Použití membrány je široce používaným způsobem pro separaci pevných částic v průmyslových spalovacích zařízeních.

Obr.1. Princip katalytické filtrace

raw gas ……………………………………… clean gas ……………………………………. particulate matter (dust) ..…………………. surface filtration …………………………….. catalyst/ePTFE Felt ..………………………. catalytic filtration ……………………………. air flow ……………………………………….. GORE-TEX Membrane …………………….

znečištěné spaliny čisté spaliny pevné částice (prach) povrchová filtrace katalytický substrát ve formě plsti s expandovaným polytetrafluoretylénem katalytická filtrace tok plynu membrána GORE-TEX

Popis a provozní podmínky technologie REMEDIA Průchodem spalin přes filtrační tkaninu nejprve GORE-TEX® membrána na svém povrchu zachytí jemné částice (mj. také popílek s navázanými dioxiny). Odprášené spaliny dále proudí přes katalytický substrát, který chemicky reaguje s molekulami PCDD/F a transformuje je na minimální množství molekul CO2, H2O a HCl. Filtrační plocha rukávců se periodicky regeneruje pulsním způsobem a odloučený popílek se shromažďuje ve výsypce filtru. Požadované provozní podmínky filtru s filtračními hadicemi z REMEDIA®D/F materiálu jsou srovnatelné s běžnými látkovými filtry: teplota v rozmezí od 180°C do 230°C (až do 260°C), tlaková ztráta na filtrační tkanině je 1 až 2 kPa, filtrační rychlost 0,8 až 1,4 m3.m-2.min-1, životnost membrány je minimálně 5 let. Z dosavadních zkušeností provozovaných jednotek však vyplývá, že životnost membrán z tohoto materiálu je mnohem delší. Tato technologie zneškodňuje jak PCDD/F v plynné fázi, tak také ty, jež jsou adsorbovány na povrchu částic. Za těchto podmínek se při vstupní koncentraci dioxinů cca 10 ngTEQ/Nm3 dosahuje na výstupu z filtru běžně hodnot v rozmezí 0,01 až 0,05 ng TEQ/Nm3. To je hluboko pod požadovaným emisním limitem.

-14-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr.2 Ukázka použití textilních filtračních hadic opatřených systémem REMEDIA na SKO v Liberci

Obr.3 Porovnání investiční náročnosti různých technologií odstranění dioxinů a furanů

nákupní cena, tj. investiční náklady provozní náklady – řízení a udržování technologie odstraňování PCDD/F provozní náklady – řízení a udržování zařízení starších technologií s injektáží sorbentů

-15-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Výhody REMEDIA®D/F katalytického filtračního systému Systém používající filtrační tkaniny opatřené REMEDIA®D/F katalytickým filtračním systémem nevyžaduje žádná přídavná technologická zařízení a nabízí podstatné výhody oproti jiným metodám, např. adsorpčním metodám s použitím aktivního uhlí (injektáž sorbentu do proudu spalin nebo adsorpční čištění průchodem pevným ložem sorbentu), polosuchému čištění spalin ( nástřik vápenného mléka s přídavkem aktivního uhlí) nebo katalytické oxidaci dioxinů, která spojuje katalytický rozklad dioxinů na bázi TiO2 a redukci oxidů dusíku amoniakem (DENox). REMEDIA®D/F katalytický filtrační systém provádí nikoli pouze „přemístění“ molekul dioxinů a furanů do pevného zbytku, ale zajišťuje jejich destrukci, čili rozklad a to z 90%. Hlavní součást REMEDIA®D/F katalytického filtračního systému, pracujícího v běžných typech látkových filtrů, jsou výhodnější než stávající. Nejsou nutné velké změny, pouze se jedná o nahrazení rukávců filtru rukávci ze speciální filtrační tkaniny REMEDIA®D/F. REMEDIA®D/F katalytický filtrační systém je proces, kontinuálně destruující plynné dioxiny a furany, pokud je zařízení v chodu, je také velmi bezpečný při provozu. Adsorpční metody s použitím aktivního uhlí jsou riskantní pro možný vznik požáru filtračního zařízení. Nebezpečný uhelný prach, speciálně, pokud je kontaminován dioxiny a furany, může způsobit vznícení. S REMEDIA®D/F katalytický filtračním systémem je toto nebezpečí minimalizováno. Pracovní teploty, kdy REMEDIA®D/F katalytický filtrační systém pracuje při vyšších teplotách (až do 260°C), při nichž je nižší pravděpodobnost vzniku koroze. Aplikace systému REMEDIA D/F ve světě a první použití v zemích střední a východní Evropy První aplikaci této technologie provedla firma W.L.Gore & Associates, Inc. v roce 1997 v Belgii na spalovně komunálních odpadů společnosti IVRO (Roeselare). Tato metoda byla do současné doby s úspěchem aplikována na více než padesáti spalovnách nejrůznějších odpadů ve státech západní Evropy, USA, Kanady a Japonska. První aplikace systému REMEDIA D/F a instalace zařízení (látkového filtru) pro snižování emisí PCDD/F v zemích střední a východní Evropy proběhla v loňském roce v České republice v Liberci. Generálním dodavatelem látkového filtru byla společnost EVECO Brno, s.r.o., výrobce filtru ENVEN Milevsko a dodavatel filtračních hadic REMEDIA D/F byla společnost GORE. Filtr byl zprovozněn v srpnu roku 2003. Jedná se o redukci dioxinů a furanů na spalovně tuhých komunálních odpadů společnosti TERMIZO, která je nejmoderněji koncipovanou spalovnou odpadů v ČR s kapacitou 96 000 tun spalovaného odpadu/rok. Po provedených garančních zkouškách byl filtr trvale zprovozněn a měření (0,048 ng TEQ/Nm3) dokazují, že emise PCDD/F na komíně dosahují hodnot spolehlivě zaručujících splnění platného emisního limitu. Závěr Z příspěvku vyplývá, že metoda použití katalytického filtračního systému REMEDIA D/F je jediná spolehlivá, ekonomicky přijatelná a moderní metoda, snižující emise dioxinů a furanů ze spalin a její aplikace zaručuje plnění emisních limitů dle platné legislativy.

-16-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Příspěvek k návrhu teplosměnných ploch parních kotlů František JIROUŠ4 Fakulta strojní, ČVUT v Praze Abstrakt Příspěvek se zabývá optimalizací návrhu trubkových systémů parních kotlů typu U a Z, aby proudění v trubkách bylo přizpůsobeno rozdělení hustoty tepelného toku . Úvod U parních kotlů jsou teplosměnné plochy tvořeny trubkovými systémy jako výparníky, ohříváky vody, přehříváky a přihříváky páry. Protože se jedná o systémy otápěné, požaduje se, aby průtok media trubkovým svazkem byl rovnoměrný, nebo přizpůsoben rozdělení tepelného příkonu. Návrh trubkového systému proto silně ovlivňuje spolehlivost provozu parního kotle. Matematický model názorně ukazuje, že o rovnoměrnosti rozdělení media do trubek rozhoduje především typ zvoleného uspořádání proudění a volba vnitřních průměrů komor. Předkládaný příspěvek navazuje na příspěvky [1] až [5]. Zabývá se přizpůsobením proudění tepelnému příkonu u trubkových systémů s uspořádáním proudění typu U a typu Z, které se vyskytují nejčastěji. S označením podle obr. 1 průtočného průřezu rozdělovací komory S1, průřezu trubek u rozdělovací komory St1, průtočného průřezu sběrné komory S2 a průřezu trubek vcházejících do sběrné komory St2 , se součinitelem tlakového spádu v rozdělovací komoře E a ve sběrné komoře A, se součinitelem tlakových ztrát v trubkách vztaženým na vstupní rychlost proudění do trubek ξ1 a na výstupní rychlost z trubek ξ 2 jsou definovány bezrozměrné parametry rozdělovací komory

δ1 =

S t1 E S1 ξ 1

(1)

δ2 =

St 2 S2

(2)

a sběrné komory

A

ξ2

Poznámka Rovnice proudění v trubkovém systému typu U

L2

d 2V1 ( x) + δ 12 − δ 22 V1 ( x) = 0 2 dx

(

)

Rovnice proudění v trubkovém systému typu Z

L2

d 2V1 ( x) + δ 12 − δ 22 V1 ( x) = −δ 22V10 dx 2

(

)

4

Prof. Ing. František JIROUŠ, DrSc., ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky tekutin a energetiky, Odbor tepelných a jaderných energetických zařízení, Technická 4, 166 07 Praha 6, ČR E-mail: [email protected]

-17-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Při kontrole návrhu průtočných systémů se posuzují kriteria: a) jednoznačnost proudění, b) rovnoměrnost nebo přizpůsobení rozdělení proudění danému průběhu tepelného příkonu, c) dovolená hydraulická nerovnoměrnost, c) tlakový rozdíl na trubkovém systému [6].

Obr. 1 Trubkový systém typu U

-18-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Podmínky pro typ řešení diferenciálních rovnic v trubkových systémech typu U a Z vzhledem ke vztahům (1) a (2) zní A.

δ 1 > δ 2 , δ A2 = δ 12 − δ 22 , ∆p1 > ∆p 2 ,

B.

δ B = δ 1 = δ 2 , ∆p1 = ∆p 2 ,

C.

δ 1 < δ 2 , δ C2 = δ 22 − δ 12 , ∆p 2 > ∆p1 ,

S2 >k S1

S2 =k S1

(3)

(4)

S2
(5)

když

A ρ1 E ρ2

k=

(6)

Pro podmínku (3) mají křivky rychlosti proudění charakter konkávní, pro podmínku (4) přímkový a pro podmínku (5) konvexní. Proudění v trubkovém systému typu U Vlastnosti navrhovaného systému lze posoudit simulací na matematickém modelu. Za tím účelem jsou proto ještě jednou uvedena potřebná řešení již dříve odvozených diferenciálních rovnic proudění. Rychlost proudění na vstupu do trubek pro jednotlivé podmínky řešení je

A. B.

C.

x  cos δ A 1 −  w1  L =δA sin δ A w1S

(7)

w1 = w1S = konst.

(8)

x  chδ C 1 −  w1  L = δC w1S shδ C

(9)

se střední rychlostí proudění na vstupu do trubkového svazku s hmotnostním průtokem m

w1S =

m

(10)

S t1 ρ 1

Proudění v trubkovém systému typu Z Použité označení je stejné, jako u systému typu U. Řešením diferenciální rovnice pro systém proudění typu Z je rychlost proudění na vstupu do trubkového svazku:

 

x L δ A sin δ A

δ 12 cos δ A 1 −  − δ 22 cos δ A

A.

w1 = w1S

B.

w1 δ2 x  = 1 + B  2 − 1 2  L  w1S

-19-

x L

(11)

(12)


w1 = w1S

C.

Brno, 2. – 3. 6. 2004

δ 22 chδ C

x x  − δ 12 chδ C  1 −  L L  δ C shδ C

(13)

Přizpůsobení proudění tepelnému příkonu U parních kotlů jsou teplosměnnými plochami přehříváky a přihříváky páry, které mají s ohledem na zvolený materiál omezenou maximální teplotu media na výstupu z trubkového svazku. Je proto lokální nerovnoměrnost teploty media na výstupu z trubek dána. Je dáno i rozdělení tepelného příkonu do trubkového svazku. O nerovnoměrnosti teploty rozhoduje proto proudění v jednotlivých trubkách. Lokální nerovnoměrnost teploty na výstupu z trubek se střední teplotou t 2 S je vyjádřena při daném tlaku pomocí entalpie

ψ (x ) =

i2 ( x ) − i2 S i2 S

(14)

S příkonem tepla Q a hmotnostním průtokem m je střední hodnota entalpie

i2 S = i1 +

Q m

(15)

když i1 značí entalpii media na vstupu do trubek. Střední hustota tepelného toku vztažená na jednotku délky s příkonem tepla Q je

qS =

Q L

(16)

Z energetické bilance elementu trubkového systému vyplývá entalpie na výstupu z trubek

Q wS q ( x ) m w1 ( x ) q S

i2 ( x ) = i1 +

(17)

Z tohoto vztahu je hned vidět, že pokud

w1 ( x ) q1 ( x ) = w1S qS

(18)

tj. proudění v trubkách bude přizpůsobeno hustotě tepelného toku, bude entalpie na výstupu z trubek konstantní. Ke splnění podmínky (18) je nutno znát před hledáním geometrie trubkového systému průběh hustoty tepelného toku, který lze aproximovat funkcí v závislosti na charakteru křivek pro jednotlivé podmínky řešení A, B a C. Průtočný průřez trubek a délky komor vyplynou z tepelného výpočtu a z konstrukce kotle. S označením

S1 S2

(19)

δ 2 = σδ 1

(20)

A:

δ A = δ1 1 − σ 2

(21)

B.

δ B = δ1

(22)

C.

δ C = δ1 σ 2 −1

(23)

σ =k též platí

-20-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Vzhledem ke vztahům (7) až (13) pro rychlost proudění mají aproximační funkce pro hustotu tepelného toku pro jednotlivé podmínky řešení tvar

x x  a cos b1 −  − c cos b q( x) L  L = qS d sin b

A.

q ( x) x = a+b qS L

B.

(25)

x x  achb1 −  − cchb q( x) L  L = qS dshb

C.

(24)

(26)

Pro trubkový systém typu U z porovnání se vztahem (7) pro je podmínky

a = b = δ 1 1 − σ 2 , c = 0, d = 1

A.

(27)

Po volbě parametru rozdělovací komory je

S1

S2 = k

a 1 −    δ1 

2

a = 1, b = 0

B.

(28)

(29)


S 2 = kS1

(30)

a = b = δ 1 σ 2 − 1, c = 0, d = 1

(31)

C. Z porovnání se vztahem (9) je


S1

S2 = k

a 1 +    δ1 

2

(32)

Pro systém Z a podmínky A. Z porovnání se vztahem (11) je a = δ 12 , d = b = δ 1 1 − σ 2 , c = σ 2δ 12 odkud

S1 = S t1

E aξ 1

S 2 = kS1 B. Z porovnání se vztahem (12) je

(33) (34)

a c

b = δ 12

(35) (36)

-21-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

E bξ 1

S1 = S t1

(37)

S 2 = kS1

(38)

C. Z porovnání se vztahem (13) je a = δ 12 ,−d = b = δ 1 σ 2 − 1, c = σ 2δ 12

(39)

S1 = S t1

E aξ 1

(40)

S 2 = kS1

a c

(41)

Závěr Příspěvek se zabýval jednou optimalizační úlohou při návrhu trubkového systému parních kotlů, tj. návrh systému přizpůsobit hustotě tepelného toku. Postup při řešení této optimalizační úlohy je následující: 1. Analytické vyjádření hustoty tepelného toku jako funkce

q( x) qS .

2. Podle průběhu funkce hustoty tepelného toku vyplyne volba typu trubkového systému a z charakteru křivek rychlost proudění na vstupu do trubek podle řešení A, B nebo C. 3. Nalezení parametrů komor, které odpovídají koeficientům aproximačních vztahů pro hustotu tepelného toku a tedy takový návrh geometrie trubkového systému, který nejlépe splní podmínku (18). Literatura [1] JIROUŠ, F. :Proudění v turbulizátoru spalinového tahu parního kotle. SBORNÍK APLIKÁCIA EXPERIMENTÁLNÝCH A NUMERICKÝCH METÓD V MECHANIKE TEKUTÍN. TU Žilina, Oravský Biely Potok 25.-26.4.2002, Slovensko, str.30-35.ISBN 80- 7100-955-5. [2] JIROUŠ, F.:Rovnice proudění v trubkových systémech parních kotlů. SBORNÍK A CD ROM, INŽENÝRSKÁ MECHANIKA 2002, AVČR, Svratka 13.-16.5.2002, ISBN 80214-2109-6. [3] JIROUŠ, F.: Podmínky rovnoměrnosti a jednoznačnosti proudění v trubkových systémech. ACTA POLYTECHNIKA - Práce ČVUT v Praze, II, 1975, vědecká konference, str. 43- 52. [4] JIROUŠ, F.: Durchflussverteilung und die Ungleichförmigkeit der Temperatur in Rohrsystemen. VGB KRAFTWERKSTECHNIK 53, 1973, H. 1, str. 40-44. [5] JIROUŠ, F. : Optimalizace trubkových systémů parních kotlů. ACTA MECHANICA SLOVACA, Košice, ročník 7, 2003, č. 3, str. 67 – 76. Sborník 5. mezinárodní konference Racionálna výroba, prenos a spotreba energie, Herlany 22. –25.9.2003. ISSN 1335- 2393. [6] JIROUŠ, F.:Pressure drop in flow systems of steam boilers. SBORNÍK A CD ROM INŽENÝRSKÁ MECHANIKA 2003, AVČR, Svratka 12.-15.5.2003, ISBN 80-86246-18-3. Poděkování Tato práce vznikla díky výzkumnému záměru CEZ: J04/98: 212200009

-22-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Zdokonalené řízení spalovacího pochodu G.T. LEVIT5 ORGRES, Moskva, Rusko Při projektování i provozu kotelních agregátů se podle našeho názoru nevěnuje dostatečná pozornost stejnoměrnému rozdělení paliva a vzduchu v průřezu ohniště. V té souvislosti u práškových kotlů, vybavených mlýny s přímým foukáním, je podle našeho mínění důležité: 1. Při projektování se vystříhat použití mlýnů s velkou rezervou výkonu, tj. nepočítat s provozem kotle při neúplném počtu mlýnů. Při stanovení doporučené rezervy výkonu vycházet z reálně dosažitelného koeficientu disponibility mlecího okruhu se zvoleným zařízením. 2. Udržovat všechny provozuschopné mlecí okruhy i s příslušnými hořáky v provozu se širokým rozsahem zatížení a opatřit je k tomu nezbytnými regulačními orgány. 3. Při stanovení schémata vzdušného traktu kotle vycházet z účelnosti skupinového řízení jednotlivých proudů vzduchu, které mají různý úkol. 4. Hodnotit stav provozu podle výšky dosaženého přebytku vzduchu na výstupu z ohniště a zvláště podle velikosti přisávání studeného vzduchu do ohniště a mlecího okruhu. Při řešení první úlohy jsme analyzovali příčiny výpadků z provozu u mlecích okruhů s mlýny různých typů [1]. Výsledky této práce: Disponsibilita mlecích okruhů je dána z větší míry prostojem při čekání na opravu než dobou vlastní opravy. Prostoj mlecího okruhu pro výměnu rychle se opotřebujících částí mlýnů se nejeví být limitujícím. Časté jsou poruchy způsobované cizími předměty, padajícími do mlýnů společně s palivem. Provoz kotlů bývá často postižen přerušením plynulého toku paliva ze zásobníků. Nejlepší hodnota součinitele disponsibility KG byla v elektrárně s bloky 500 MW na černé uhlí (s tlukadlovými mlýny) je 0,95. To znamená, že trvale je připraveno ke spuštění a pracuje průměrně 7,6 mlecích okruhů z instalovaných osmi. Střední hodnota u většiny elektráren je KG = 0,85 to znamená, že při instalovaných osmi mlecích okruzích jich může pracovat průměrně jen 6,8. Při stanovení počtu rezervních mlecích okruhů je třeba respektovat skutečnost, že plánované opravy se mohou provádět v obdobích sníženého výkonu elektrárny. Řešení druhého úkolu spočívající v udržení v chodu všech funkčních provozuschopných mlecích okruhů v případě, že byly zvoleny zbytečně velké mlýny, je v podstatě spojeno s přebytkem jejich sušicí kapacity. To se týká zvláště ventilátorových mlýnů (MV) a sušení paliva spalinami. Optimální regulace sušení v MV, správněji regulace jejich ventilačního výkonu, se uskutečňuje změnou otáček elektromotoru.Pro kotelní agregáty, kde taková regulace není, navrhli jsme regulaci ventilačního výkonu MV škrcením [2], založené na částečném zakrytí vstupního průřezu spalin do mezilopatkových kanálů, nacházejících se v daném okamžiku v horní části rotoru. Zakrytí se uskutečňuje postupně se přesouvajícím teleskopickým poloválcem (obr. 1). Palivo přitom nerušeně vstupuje do lopatek v dolní části rotoru. Výsledky pokusů ukazují, že při použití tohoto způsobu lze měnit průtok spalin v rozmezí 100 - 70% nominální hodnoty. Tyto meze regulace se blíží hodnotám dosahovaným při regulaci otáčkami elektromotoru, přičemž se od ní výhodně liší tím, že nemá vliv na jemnost mletí.

5

G. T. LEVIT, ORGRES Moskva, Samenovskij val d. 12, kv 33, 105094 Moskva, Rusko Kontakt: Prof. Ing. František Jirouš, DrSc., FS ČVUT v Praze, e-mail: [email protected]

-23-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 1 Ventilátorový mlýn se škrticí regulací ventilačního výkonu 1 - mlecí lopatka; 2, 3 - pohyblivá a nepohyblivá manžeta; 4 - směrovací táhlo; 5 - upevnění táhla 4; 6 - vodicí kladky; 7 - táhlo pohyblivé manžety; 8 - spojka pohonu; 9 - hřídel

Aby se dosáhla optimalizace spalovacího pochodu, je účelné neužívat k regulaci MV signál od teploty sušicího media na konci mlecího okruhu. Tento výhradně používaný způsob vyhovuje požadavkům mlýna, ale odporuje požadavkům ohniště. Při dodržení teploty za mlýnem bez respektování absolutní hodnoty jeho ventilačního výkonu se narušuje rychlostní režim hořáků. To pak vede k posunutí jádra plamene od středu ohniště, zastruskování trubkových stěn, změně teplotního pole na výstupu z ohniště a přenosu tepla do výhřevných ploch, zvláště v těch případech, když je potřeba odpojit některé mlecí okruhy. Uvedené negativní důsledky použití obvyklého způsobu regulace jsou tím citelnější, čím větší jsou rozdíly v úrovni přisávání studeného vzduchu do mlecího okruhu a stupně opotřebení mlecích částí mlýna, určujících charakteristiku mlýna jakožto ventilátoru - zejména radiální mezery mezi rotorem a "jazykem" vnitřního pancéře (před výstupem z mlýna do třídiče). Uvedené rušivé důsledky často vyžadují od provozního personálu různé zásahy do paralelně pracujících mlecích okruhů, např. zvětšení množství přidávaných "studených spalin" u nedávno opraveného mlecího okruhu a zmenšení přívodu paliva do okruhu, jehož oprava má teprve být v nejbližší době provedena. Úloha vyrovnávání rychlostí sušicího a nosného media na výstupu z hořáků vyžaduje změnu množství tohoto media s přihlédnutím k množství přisávaného studeného vzduchu, to znamená, že je nutné řídit změnu průtoku v průřezu za třídičem, kde je velká koncentrace prášku v nosném mediu. Zajistit spolehlivé měření tlakové diference na měřicím přístroji za těchto podmínek je možné, kdyže se použije protitlak stlačeného vzduchu podle schématu na obr. 2. Trvalý průtok stlačeného vzduchu impulsními trubkami zabraňuje jejich zanesení práškem a odběr tlaku z poloviční vzdálenosti mezi kalibrovanými clonami umožňuje zbavit se vlivu změny absolutního tlaku jak v práškovodu tak také v resívru (receiver, "přestupník", vyrovnávací nádoba).

-24-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 2 Způsob stanovení diferenčního tlaku při měření množství sušicího media s práškem 1 – práškovod mezi mlýnem a hořáky; 2, 3 – plusová a minusová impulsová trubka; 4 – vyrovnávací nádoba; 5 – škrtící clony s kalibrovanými otvory stejného průměru; 6 – snímač diferenčního tlaku

Potřeba řešení třetího úkolu vzniká při sušení vzduchem (v případě použití středoběžných nebo tlukadlových mlýnů), kdy se řízení soustřeďuje na zajištění dostatečného tlaku vzduchu před mlýny různými způsoby (obr. 3).

1 - vzduchový ventilátor 2 - ventilátor primárního vzduchu 3 - ohřívák vzduchu 3´a 3´´ - ohříváky primárního a sekundárního vzduchu 4 - mlýn 5 - vzduch k ostatním mlýnům a hořákům 6 - regulační orgán 7 - škrticí ústrojí pro měření množství vzduchu T - do ohniště A - do atmosféry Б - pomocné šoupě Obr. 3 Principiální schema vzduchového traktu kotlů vybavených mlecími okruhy s přímým foukáním a s mlýny tlukadlovými nebo „středoběžnými“ a) s ventilátorem celkového vzduchu; b) s pomocným ventilátorem primárního vzduchu a rozdělenými ohříváky vzduchu; c) s ventilátory primárního vzduchu instalovanými před mlýny

-25-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Potíže vznikají zvláště při použití schématu "a" v souvislosti s větším odporem traktu primárního vzduchu v porovnání se sekundárním a s tím, že u většiny projektů v traktu sekundárního vzduchu schází společné pomocné šoupátko (ve schématech obr. 3 šoupátka "Б"). K témuž účelu je možné použít větší počet individuálních šoupátek před hořáky. To je v lepším případě provázeno rozladěním regulace rozdělování vzduchu a většími ztrátami na udržování těchto šoupátek a jejich dálkových přístrojů ve správném stavu. V horším případě je kotel provozován bez změny polohy těchto šoupátek a přitom odpovídajícím zvýšením přebytku vzduchu. U současných kotlů, kromě závislosti na typu mlýnů a způsobu sušení paliva, existuje několik kanálů a hořákových hubic, jimiž se do ohniště zavádí vzduch (sekundární, terciální, atd.). Tak např. při aplikaci stupňového spalování paliva, (obr. 4) při různých zatíženích kotle dochází k potřebě měnit poměrné množství sekundárního vzduchu do různých hořákových hubic. Je zde zřejmě účelné, aby proudy sekundárního vzduchu různého určení byly ovládány různým skupinovým řízením pomocí speciálně instalovaných skupinových šoupátek.

Obr. 4. Proudový hořák stupňového spalování pro tangenciální ohniště 1 - proud směsi primárního vzduchu s uhelným práškem; 2 - dílčí proud sekundárního vzduchu (20 až 40 %); 3 - dílčí proud sekundárního vzduchu (80 až 60 %)

Řešení čtvrté úlohy - dosažení poměrného výkonu odpovídajícího přebytku vzduchu na výstupu z ohniště - je účelné spojit se sestrojením diagramu rozdělení vzduchu do různých dílčích proudů. Příklad takového diagramu je na obr. 5.

-26-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 5 Příklad diagramu rozdělení vzduchu v závislosti na výkonu kotle 1 – pro n mlýnů; 2 – pro (n-1) mlýnů

Zde musí být, tak jak to bývá u většiny současných kotlů, kromě primárního Q1 a sekundárního Q2 vzduchu respektována změna množství terciálního vzduchu Q3 v závislosti na zatížení kotle. Tento terciální vzduch se použije ke stupňovému spalování, jímž se snižují emise NOx. Výchozí veličinou při sestrojení diagramu je součinitel přebytku vzduchu v režimovém řezu αrež. Při mírném přisávání ∆αT lze v prvním přiblížení předpokládat, že polovina přisávaného vzduchu se podílí na spalovacím pochodu, tj. množství vzduchu organizovaně přiváděného do ohniště je

α org = α o − 0 ,5 ∆α T

(1)

kde αo je skutečný přebytek vzduchu Při velkém přisávání bude se podíl přisátého vzduchu na spalovacím procesu zřejmě zmenšovat. Při tomto postupu je důležité znát velikost ∆αT . Zkušenost ukazuje, že u práškových kotlů s plynotěsnými stěnami ohniště, které už jsou v provozu 30 i více let dosahuje ∆αT hodnoty 30 dokonce až 50 %, kdežto výpočtový normativ uvádí 8 až 5 %. Tyto rozpory jsou částečně důsledkem toho, že není k dispozici reprezentativní metodika stanovení množství falešného vzduchu, přisávaného do ohniště. Námi navržená metodika [3] se zakládá na předpokladu, že jestli se při změněném podtlaku na konci ohniště ve stejném poměru změní zatížení i podávání organizovaného vzduchu, pak - protože absolutní množství přisávaného vzduchu v prvním přiblížení nezávislé na zatížení, - přebytek vzduchu v režimovém řezu u absolutně těsného ohniště zůstane beze změny, ale pokud bude přisávání existovat, změní se tím více, čím větší bude netěsnost. Na základě takto formulovaného předpokladu, navrhujeme pro stanovení velikosti přisávání provést dvě zkoušky s různým výkonem (zatížením) kotle při stejném podtlaku na konci ohniště. Při těchto zkouškách je třeba mít možnost porovnání poměrné změny množství organizovaného vzduchu s poměrnou změnou množství paliva, spolu s informací o změně přebytku vzduchu v režimovém řezu.

-27-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Poměrnou změnu množství vzduchu lze nejsnáze posoudit podle změny tlaku vzduchu za ohřívákem vzduchu sečtené s podtlakem v ohništi na úrovni hořáků. Změna množství vzduchu je úměrná druhé mocnině těchto hodnot. To vše ovšem při nezměněné poloze šoupátek před hořáky. U práškového kotle (pokud není možné jeho převedení na plyn nebo mazut) je vhodnější kvůli vlivu složitějších změn odporů v traktu primárního vzduchu orientovat se na měření rozdílu tlaků na vzduchové straně ohříváku vzduchu při zavřené cirkulaci horkého vzduchu, avšak jen v případech, kdy přisávání vzduchu do spalinového traktu není velké. Ve všech případech musí být po dobu provádění zkoušek přerušena recirkulace spalin do ohniště. Pokud neexistuje přímé měření množství paliva, lze jeho změnu posoudit podle změny tepelného zatížení kotle. Výchozí rovnice pro výpočty jsou:

Q1org

Q pris + α1 = ; B1 ⋅ Vo B1 ⋅ Vo

Q2org

Q pris + α2 = ; B2 ⋅ Vo B2 ⋅ Vo

(2)

nebo

Q1pris

Q org = α1 − ; B1 ⋅ Vo B1 ⋅ Vo

α2 −

Q2pris B2 ⋅ Vo

=

Q org ; B2 ⋅ Vo

(3)

kde

B je množství paliva (může být změněno tepelným výkonem kotle), Qorg množství vzduchu přiváděného do ohniště organizovaně, Qpris absolutní množství přisávaného vzduchu, Vo teoreticky potřebné množství vzduchu pro spálení 1 kg paliva. Protože je obtížné provést zkoušky s poměrnou změnou množství organizovaného vzduchu i paliva, lze připustit, že

Q1org

B =K⋅ 1 B2 Q2org

nebo

K=

Q1org Q2org

⋅

B2 B1

(4)

Při použití rovnic (3) a (4) dostáváme vztah

Q pris α1 − B1 ⋅ Vo Q pris α2 − B2 ⋅ Vo

=

Q1org ⋅ B2 ⋅ Vo B1 ⋅ Vo ⋅ Q2org

=K

(5)

a dále

Q pris Q pris = K ⋅ α2 − K B1 ⋅ Vo B2 ⋅ Vo  1 K   = α 1 − K ⋅ α 2 Q pris  − B ⋅ V B ⋅ V 2 o  1 o

α1 =

(6) (7)

Vzhledem k tomu, že

Q pris ∆α T = B N ⋅ Vo

(8) -28-


∆α T =

Brno, 2. – 3. 6. 2004

α1 − K ⋅α 2

BN K ⋅ BN − B1 B2

(9)

Při používání popsané metodiky je nezbytné zajistit vysokou přesnost měření množství vzduchu i paliva (přímých nebo nepřímých měření), jakož i přebytku vzduchu v režimovém řezu. Pro zvýšení přesnosti je třeba snažit se o dosažení skutečných změn zatížení kotle (při blízkých přebytcích vzduchu) nebo skutečných změn přebytku vzduchu (při nezměněném zatížení). Závěrem je třeba poznamenat, že v referátu zmíněné otázky často zůstávají pod prahem vnímání nejen konstruktérů, ale i pracovníků vědeckovýzkumných organizací. V důsledku toho, se při provozu kotlů nedaří realizace značných rezerv zvýšení hospodárnosti a zmenšení emisí oxidů dusíku. Seznam literatury [1] [2] [3]

Levit G.T.: Kapelson L.M., Dudorov J.D. a kol.: Práce Sojuztechenergo při zdokonalování mlýnic v elektrárnách. Teploenergetika, 1979, č. 3 Levit G.T.: Optimizace řízení spalovacích režimů parních kotlů s ventilátorovými mlýny. Teploenergetika, 2000, č. 9 Levit G.T.: Přisávání vzduchu do spalovacích komor kotlů. Teploenergetika, 2004, č. 1

-29-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Stabilizace provozu bubnového kotle dokonalejším řízením napájecí vody Zdeněk NĚMEC6 FSI VUT v Brně, Ústav automatizace a informatiky Zdeněk SKÁLA7 FSI VUT v Brně, Energetický ústav Abstrakt Příspěvek ukazuje příklad stabilizace chodu spalovenského kotle zlepšením regulace napájecí vody. Problém je obecněji analyzován a řešení je teoreticky zdůvodněno, protože se jedná o regulovanou soustavu s neminimální fází a tudíž obtížně regulovatelnou. Jsou uvedeny modely dané konkrétní regulované soustavy a jsou popsány navržené úpravy dřívější regulace. Přínosy úprav regulace jsou demonstrovány nejen pomocí simulací, ale i na výsledcích měření z reálného provozu spalovny. 1. Úvod V souvislosti s řešením úkolu [1] se zjistilo, že provoz kotle ve spalovně komunálního odpadu SAKO Brno je dosti neustálený, až nestabilní. Největší změny ve své velikosti vykazoval přítok napájecí vody do bubnu kotle, změny měly běžně velikost několika desítek procent, perioda změn byla několik minut. To má nepříznivý dopad i na kontinuitu dodávky páry a navíc negativně působí na i na související technologické provozy. U spalovenských kotlů je tento problém o to závažnější, protože prvotní a principiálně neodstranitelnou příčinou kolísání parního výkonu je vliv proměnlivé výhřevnosti spalovaných odpadů. Nevhodnou regulací napájecí vody se pak tyto prvotní změny zesilují, kvalitní regulací lze naopak chod kotle zlepšit. Správný návrh a seřízení regulace napájecí vody kotle je dosti náročný úkol. Je to dáno hlavně tím, že daná technologie má vlastnosti soustav s neminimální fází a je tudíž obtížně regulovatelná. Nepříznivé vlastnosti vyplývají z fyzikální podstaty chování tlakové směsi vody a páry ve výparníku a v bubnu kotle. Jde zejména o efekt navření při změně tepelného výkonu z ohniště a dále o efekt ochlazení při změně přítoku napájecí vody do bubnu kotle. V obou případech se výrazně změní objem parovodní směsi a v důsledku toho i výška hladiny vody v bubnu kotle. Měřením zjištěné vlastnosti jsou komentovány v kap. 5. Příznivou okolností naopak je, že pára z kotle jde přes redukční stanici a díky tomu je tlak v kotli dostatečně konstantní, čímž se eliminuje jinak další možné navření vlivem tlakových změn. Zde uvedené poznatky lze aplikovat i pro kotle s klasickými palivy, protože podstata popisovaného problému nesouvisí s použitým palivem, pouze velikosti změn výkonu u klasických kotlů jsou menší. 2. Popis dané regulace Mezi základní úkoly automatického řízení kotle patří udržování vhodného množství vody v bubnu kotle. Tuto činnost zajišťuje regulace hladiny vody v bubnu kotle. Výstupem této regulace (akční veličinou) je přítok napájecí vody do bubnu kotle, proto se často zjednodušeně označuje jako regulace napájecí vody, eventuálně jen jako regulace napájení. Celkové schéma popisované regulace v dané spalovně SAKO Brno je na Obr.2-1. Návrh úprav vycházel z požadavku zachovat stávající přístrojové vybavení a změny realizovat jen programovým nastavením regulátoru. Jádrem regulace napájecí vody ve stávající technologii je regulátor UDC 6000, jehož výrobcem je fy Honeywell. Jde o dvojitý regulátor, v daném případě je vnitřně konfigurován do 6

Ing. Zdeněk NĚMEC, CSc., Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Ústav automatizace a informatiky, Technická 2, 616 69 Brno. E-mail: [email protected] 7 Doc. Ing. Zdeněk SKÁLA, CSc., Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Energetický ústav, Technická 2, 616 69 Brno. E-mail: [email protected]

-30-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

kaskádního zapojení a z funkčního hlediska tvoří 2 hierarchicky uspořádané regulační smyčky. Nadřazenou smyčkou je regulace hladiny vody HV v bubnu kotle, podřízenou smyčkou je regulace přítoku napájecí vody QNV. Akční veličinou (výstupem) nadřazeného regulátoru hladiny je žádaná hodnota průtoku, akční veličinou podřízeného regulátoru průtoku je elektrický signál UR, kterým se řídí otevření servoventilu a tím i množství napájecí vody QNV. Z teoretického hlediska jde o rozvětvenou regulaci s pomocnou regulovanou veličinou QNV. Regulační obvody mají ale ještě jedno důležité větvení – principiálně jde o větev s měřením poruchové veličiny. Skutečnou poruchovou veličinou je tepelný výkon v ohništi kotle, ale ten není měřitelný, proto je použita veličina měřitelná, která s tímto výkonem souvisí, což je parní výkon QPa (odběr páry). Pomocná větev koriguje žádanou hodnotu průtoku v závislosti na změnách parního výkonu. Přidaná větev má prediktivní účinek a přínos spočívá v tom, že při zvýšení odběru páry se nečeká až se tato změna projeví ve změně hladiny vody v bubnu, ale přítok vody se ihned změní tak, aby se oba vlivy vzájemně co nejvíce kompenzovaly (eliminování vlivu QPa na HV prostřednictvím QNV). Má-li být tato přídavná vazba dostatečně účinná, je nutné aby její přenos byl nastavitelný dle výpočtu podmínky kompenzace. V tom je problém, protože stávající regulátor je koncipován jen na jednoduché přenosy pomocné větve (proporcionální, event. s filtrací). To zužuje prostor pro řádné seřízení regulace, neboť daná komplikovaná regulovaná soustava vyžaduje větev včetně derivace, atd. Celkově jde tedy o seřízení tří regulátorů, jejichž činnosti spolu těsně souvisejí. Zpětná vazba nadřazené smyčky

Žádaná hladina Trvale 50 %

Žádaný průtok

Regulátor hladiny (PI)

Pomocná větev regulace

Regulovaná veličina (hlavní)

Hladina vody Regulovaná soustava

Regulátor průtoku (PI)

UR

Servoventil (proporc.)

QNV

Buben kotle s vodou a párou, s odběrem páry

HV

Zpětná vazba podřízené smyčky

Regulátor UDC 6000

Tepelný výkon v ohništi

Část kotle s neznámými vlastnostmi

QPA

Obr. 2-1. Schéma regulace hladiny vody v bubnu kotle (po úpravě)

3. Měření k získání podkladů o soustavě K podrobnému rozboru regulací a následným návrhům jejich úprav bylo nutné získat matematický popis soustavy, která se má regulovat. K tomu účelu bylo nutné danou technologii podrobit tzv. identifikaci, tj. změřit časové průběhy vstupních a výstupních veličin soustavy a následně vyhodnotit závislosti mezi nimi (viz kap.5). Charakter provozu spalovny neumožňuje použít obvyklé a relativně jednoduché metody identifikace, např. měřením přechodových nebo frekvenčních charakteristik. Proto musely být aplikovány statistické metody, které umožňují sběr potřebných dat bez narušení zkoumaného provozu. Měření bylo nutno realizovat za normálního provozu a bez rozpojení regulačního obvodu. K tomuto účelu bylo využito měření provozu s původní regulací, neboť při něm se veličiny měnily ve větším rozmezí a v důsledku toho byla identifikace přesnější (ustálený provoz je nevhodný). Dalším požadavkem je co nejdelší vyhodnocovaný časový úsek, aby počet takto získaných dat byl statisticky významný. Seznam měřených veličin a jejich stručný popis je uveden v následující tabulce.

-31-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Označení Rozsah zkratkou (pro 0 až 100%)

Měřená veličina Hladina vody v bubnu kotle

HV

-25 cm až +25 cm

Přítok napájecí vody

QNV

0 až 63 t/hod

Parní výkon (odběr páry )

QPa

0 až 63 t/hod

Výstup regulátoru na servoventil

UR

0.4 až 2.0 V

Vztah k regulaci hladiny Poznámka Regulovaná veličina Žádaná hodnota je ve středu rozsahu Akční veličina (nadřazené smyčky) Přítok do bubnu kotle Nepřímá (zpožděná) poruchová veličina Výstupní množství páry z bubnu kotle Akční vel. z podřízené smyčky reg. vody Servoventil má inverzní charakteristiku

Měření se realizovaly pomocí záznamníku Hioki, který snímal 4 analogové veličiny na svorkách regulátoru hladiny vody UDC 6000. Prvotní vzorkovací perioda měření byla 1,5 s, ale v následujícím předzpracování byly data průměrovány na interval 24 s, přičemž k vyhodnocení byl použit časový úsek o délce 6,6 hodin. Příklad časových průběhů měřených veličin je na Obr.8-1. 4. Struktura modelu regulované soustavy Ke kvalifikované syntéze regulace je nezbytně nutné nejprve podrobně znát strukturu a parametry objektu řízení, tj. regulované soustavy. Model může mít několik variant. Jak již bylo dříve konstatováno, vycházelo se z technologie SAKO Brno a ze stávajícího přístrojového osazení, jehož jádrem je regulátor UDC 6000. Další zúžení výběru variant modelu vyplývá také z toho, že jen některé veličiny jsou měřitelné a tudíž dostupné k reálnému vyžití pro identifikaci soustavy. Výchozí schéma regulace hladiny vody v bubnu kotle je na Obr. 2-1, přičemž regulovanou soustavou je blok, ve schématu označený jako buben kotle. Veličiny, které byly měřeny jsou ve zde použitých schématech označeny tečkovaným orámováním a jejich bližší popis je uveden v tabulce kapitoly 3. Napájecí voda Vstupy soustavy

QNV

Objemy parovodní směsi, vztažené na hladinu bubnu

Odběr páry

QPa

Hladina vody

Soustava 1 GS1(s)= B1(s)/A(s)

HV

Výstup soustavy

Soustava 2 GS2(s)= B2(s)/A(s)

Obr. 4-1. Struktura použitého modelu regulované soustavy

Z výše uvedených důvodů je model regulované soustavy navržen se strukturou dle Obr.4-1. Základní myšlenkou a podstatou návrhu je, že hladina HV je součtem působení napájecí vody QNV s přenosem GS1(s) a odběru páry QPa s přenosem GS2(s). V prvním přiblížení a při uvažování fyzikální podstaty bubnu kotle jen jako nádoby by oba přenosy měly mít čistě integrační charakter jen s navzájem odlišnými znaménky (důsledek přítoku a odběru), přičemž integrační časová konstanta by měla být závislá na ploše vodní hladiny v bubnu kotle. Vlivem efektů navření a ochlazení se však reálné přenosy dosti liší, zejména pro rychlejší změny vstupních veličin. Přenosy obou částí soustavy byly zjištěny identifikací, tj. vyhodnocením z průběhů měřených provozních veličin HV(t), QNV(t), QPa(t). 5. Výsledky identifikace regulované soustavy K identifikaci byl vyžit programový produkt fy The Math Works s názvem Matlab, ale včetně nutné nadstavby „Systém Identification Toolbox“. Pro zpracování výsledků a vykreslování charakteristik soustavy je užitečná nadstavba „Control Toolbox“.

-32-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Bylo experimentováno s větším počtem možných matematických zápisů modelu, ale zde uvedené výsledky jsou prezentovány modelem s dynamikou soustavy třetího řádu (polynomy v čitateli i jmenovateli přenosu jsou třetího řádu). Dopravní zpoždění nebylo uvažováno, protože reakce hladiny vody bubnu kotle (výstup modelu) na změny napájecí vody i odběr páry (vstupy) jsou bez časové prodlevy. Vlastnosti regulované soustavy jsou dobře zřetelné z chování v časové oblasti. Nejnázornější jsou přechodové charakteristiky, tj. odezva hladiny vody v bubnu kotle při skokové změně jedné nebo druhé vstupní veličiny o jednotkové velikosti – viz Obr.5-1. V levé části je reakce hladiny vody v bubnu kotle při skoku napájecí vody. V prvním časovém úseku do cca 100s hladina silně poklesne (vliv ochlazení bublinek páry a zmenšení jejich objemu) a teprve později hladina stoupá s trendem, který bychom očekávali od začátku děje, ale s počátkem v nule hladiny. V pravé části Obr.5-1 je reakce hladiny na takovu fiktivní situaci, při které by se tepelný výkon ohniště změnil právě tak, aby vyvolal skokovou změnu parního výkonu na výstupu kotle (skokovou změnu v odběru páry). Opět první časový úsek do cca 100 s je nepříznivý tím, že hladina velmi silně stoupne (vliv navření, tj. zvětšení objemu bublinek páry v důsledku zvětšeného tepelného výkonu v ohništi). Teprve potom dojde k očekávanému lineárnímu poklesu hladiny příčinou zvětšeného odběru vody v páře, ale nikoliv s počátkem v nule hladiny. 1

[-] 0 .8

P ře ch od o vá ch ar. h lad in y vo d y H V V stu p em sko k n ap á jecí vo d y Q N V

0 .6 0 .4 0 .2 0

P řech od o vá ch ar. h lad in y vo d y H V V stu p em sko k o d b ě ru p áry Q P a

-0 .2 -0 .4 -0 .6

Č a s [s] 0

100

200

300

400

500

600

700 0

Č a s [s] 100

200

300

400

500

600

700

Obr. 5-1. Přechodové charakteristiky hladiny vody pro oba vstupy soustavy

Výsledky identifikace byly též zpracovány ve formě frekvenčních charakteristik k oběma vstupům regulované soustavy. Tyto jsou klíčové pro syntézu regulací, tj. pro návrh všech tří regulátorů. Popis charakteristik je v [2], zde by jejich popis přesáhl rámec tohoto příspěvku. 6. Řešení regulačních obvodů Struktura regulace hladiny vody v bubnu kotle je v rozhodující míře dána rozhodnutím zachovat ve funkci regulátor UDC 6000 dle schématu na Obr.2-1. Úkolem syntézy bylo rozhodnout o struktuře a parametrech tří regulátorů a o zařazení filtru. Celkem muselo být optimalizováno 7 hodnot hlavních parametrů, nastavení dalších parametrů není kritické. A) Regulační smyčka hladiny vody

Jde o hlavní (nadřízenou) smyčku, v níž za je zařazena 1.část regulované soustavy s přenosem GS1(s) = HV(s)/QNV(s). Regulátor hladiny je nutno volit s přenosem proporcionálně integračním (PI). Derivační složku (D) nelze použít z důvodu atypických vlastností soustavy a z téhož důvodu bylo nutné do zpětné vazby od signálu zařadit filtr typu dolní propust s časovou konstantou 30s. Výsledkem syntézy je návrh regulátoru s přenosem GRH(s) = Kp*[1 + 1/(TI*s)],

kde: Kp = 2.6 je proporcionální konstanta (zesílení) TI = 720s je integrační časová konstanta s je Laplaceův operátor (nezávislá proměnná přenosu)

-33-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

B) Regulační smyčka průtoku vody

Tato smyčka je vedlejší (podřízená) a zajišťuje rovnost mezi požadovaným a skutečným přítokem QNV napájecí vody do bubnu kotle. Byl zvolen regulátor typu PI se zesílením 0.90 a integrační časovou konstantou 18s. Jelikož jde o poměrně rychlou smyčku, lze v prvním přiblížení považovat uzavřenou smyčku za setrvačný článek s časovou konstantou cca 5s. C) Pomocná větev rozvětveného obvodu

Úloha pomocné větve je popsána v kap.2. Do této větve byl zařazen člen s funkcí pomocného regulátoru, jehož přenos ale nemohl být volen libovolně, nýbrž musel vycházet z omezených možností daného regulátoru (nouzově využito vstupu pro tzv. dopředné řízení). Návrh je výsledkem poměrně rozsáhlých simulačních prací, ve kterých byly zkoušeny vyhovující kombinace parametrů. Navržený a použitý pomocný regulátor má přenos setrvačného členu (dolní propusti) GRP(s) = Krp / [1+ TDP*s],

kde: Krp = 2.2

TDP = 60s.

7. Srovnání původní a upravené regulace na modelech Srovnání pomocí modelů je možné díky tomu, že identifikací byl získán dostatečně přesný model technologie. Tento přístup je exaktnější a má obecnější využití než přímé experimenty na reálné technologii. Modely pro simulační ověřování regulací byly zpracovány v prostředí Matlab/Simulink, modelové schéma konečného řešení je na Obr.7-1. Tímto modelem se dají vyšetřovat např. časové průběhy vybraných veličin při lineárně stoupajícím parním výkonu – viz Obr.7-2. Je z něho patrný přínos nového nastavení regulace, nejmarkantnější je podregulování napájecí vody, které se zmenšilo z 30% na 4% , tj. sedminásobně. Ještě dokonalejší posouzení poskytují frekvenční charakteristiky poruchy, které ukázaly výhodnost úpravy pro celé spektrum rychlostí regulovaných změn. Jejich uvedení by přesáhlo rozsah tohoto příspěvku. Hv = hladina vody

1 30s+1 Filtr hladiny

Výstup=hladina

PID

PID

2.2

Event. skok

60s+1 Pomocný regulátor

Rychlost 0.1/300

2 -0.7271s 3-0.08349s -0.0009037s+8.341e-006 2 s3+0.2067s +0.006156s+3.205e-006

5s+1 Reg.vody Servoventil Kp=0.9,Ti=18s

Reg.Hladiny Kp=2.6, Ti=720s

Velikost zminy

1

1.část soustavy, GS1(s) Qnv=napájecí voda

Qpa odběr páry

2 0.2919s 3 -0.04063s +0.006846s-1.019e-005 2 s3+0.2067s +0.006156s+3.205e-006

Vstup=porucha

2. část soustavy, GS2(s)

Obr.7-1. Modelové schéma upravené regulace výšky hladiny vody v bubnu kotle

-34-

Hv Qnv Qpa


Brno, 2. – 3. 6. 2004

0.3

[-] 0.2

Vstupní lineární změna parního výkonu QPa

0.1

0

Hladina vody HV

Původní regulace

-0.1

Upravená regulace

Napájecí voda QNV -0.2

Čas [s]

-0.3 0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

Obr. 7-2. Odezvy srovnávaných regulací na rampovou změnu parního výkonu

8. Srovnání původní a upravené regulace z provozních měření Ve spalovně se uskutečnilo několik měření na kotlích K1 a K3. S ohledem na omezený rozsah příspěvku je na Obr.8-1 jen příklad časových průběhů hlavních veličin před úpravou regulace. Přímo z grafů je posuzování provozu subjektivní, protože stabilita chodu závisí na stabilitě topného výkonu a ten není nikdy opakovaně stejný. Proto byl zhotoven program pro vyhodnocování středních odchylek provozních veličin vůči jejich plovoucím průměrům (vůči středním hodnotám z intervalu 40 minut). Kvalitu regulace pak posuzujeme podle vzájemných poměrů odchylek před a po úpravě regulace. Z takto objektivizovaných výpočtů vyplynulo, že kolísání napájecí vody se zmenšilo 1.9 krát, tj. téměř na polovinu. Kolísání hladiny vody v bubnu kotle se taktéž zmenšilo, ale v menší míře, protože regulace v principu nemůže podstatně ovlivnit prvotní působení poruchových vlivů, ale jen následné reakce napájecí vodou. [%]

Napájecí voda QNV

65 55 45

~28 t/h

35 55

Hladina vody

+2,5 cm

HV

50 45

-2,5 cm

50 45

~28 t/h

40

Začátek 18.2.2004 v 15.30 hod. 0

20

40

60

Parní výkon QPa filtrace průměrem za 30s 80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

Čas [min] 280

Obr. 8-1. Časové průběhy hladiny a souvisejících veličin s původním nastavením regulace

-35-

300


Brno, 2. – 3. 6. 2004

9. Závěr Stabilizace chodu spalovenského kotle z hlediska napájení vodou se ukázala jako dosti obtížný úkol. I u této aplikace se ukázala nezbytnost sepětí teorie s praxí, protože v daném případě nebylo reálné dosáhnout dobrých výsledků jen v praxi používanými metodami pokusu a omylu. Právě použitím teorie automatického řízení a simulacemi na modelech bylo dosaženo velmi dobrých výsledků. Eventuální další zlepšení kvality regulace by vyžadovalo použití vyšších forem řízení a náročnější přístrojové vybavení. Limitující jsou nepříznivé regulační vlastnosti soustavy, což souvisí s fyzikální podstatou dějů v parovodní směsi (navření, ochlazení, atd.). Úspěšná rekonstrukce regulace napájecí vody byla podmíněna identifikací dané regulované soustavy, čímž byl získán matematický popis skutečných vlastností dotyčné technologie. Tento krok byl nutný, protože soustava má velmi nevhodné vlastnosti soustav s neminimální fází. Řešení a ověřování regulačních obvodů pak mohlo být kontrolováno a optimalizováno simulacemi na modelech celého rozvětveného regulačního obvodu s celkem třemi regulátory. Navržené úpravy regulace byly pak i dostatečně rozsáhle ověřeny měřením v reálném provozu spalovny. Zlepšená kvalita regulace a stabilizace provozu se projeví nejen menším kolísáním hladiny vody v bubnu kotle, ale hlavně výrazně menšími změnami přítoku napájecí vody. To následně zlepšuje i provozní podmínky pro související technologie (teplotní namáhání, životnost) a taktéž zmenšuje (stabilizuje) kolísání dodávky páry z kotle do odběrové sítě. Literatura [1] Němec, Z.- Skála, Z.- Koňařík, M.: Návrh automatického řízení spalování u spalovenského kotle. [Etapová zpráva řešení projektu GAČR 101/02/0477]. Brno, VUT v Brně – FSI, 2002. [2] Němec, Z.: Identifikace regulované soustavy – aplikace pro parní kotel. In: Matlab 2003, Praha, Humusoft 2003, s. 398-402. Příspěvek vznikl v rámci řešení úkolu GAČR 101/02/0477.

-36-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Využití plazmové technologie při zapalování a stabilizaci práškových hořáků Kamil Stárek8, Rostislav Malý9 ORGREZ a.s., Divize ekologie a systémů jakosti Pavel Juriga10 ČEZ, a.s., Sekce technika Abstrakt Cílem příspěvku je seznámit odbornou veřejnost o možnostech a dosavadních zkušenostech s vývojem a realizací plazmové technologie koncipované pro roztápění a stabilizaci uhelných energobloků s práškovým granulačním, resp. výtavným ohništěm. Můžeme říci, že po období kdy se využití této technologie jevilo jako nezajímavé, nastává v současné době reforem energetického sektoru prostor, kdy může tato technologie přinést řešení a odstranění určitých problémů souvisejících s roztápěním a stabilizací pomocí klasických ušlechtilých paliv (zemní plyn, mazut). Užití těchto klasických paliv s sebou přináší určité negativní aspekty mezi které patří například vysoká cena, zvýšené produkce emisí NOx, SO2 a VO5 a v neposlední řadě zvýšená bezpečnostní rizika při manipulaci a provozu. Tyto uvedené problémy lze za určitých podmínek eliminovat užitím plazmového systému. Úvod Plazmová technologie prezentovaná v tomto článku, která je vyvíjena a realizována firmou ORGREZ, a.s. ve spolupráci s VŠB-TU Ostrava, je technologický systém určený pro roztápění a stabilizaci uhelných energobloků pomocí aktivačních plazmových generátorů. První elementární výzkumné práce a odborné zprávy provedené v této oblasti lze nalézt již v 60 letech minulého století, a to především z oblasti bývalého Sovětského svazu, kde byly prováděny první pokusy a experimenty. Lze říci, že po padesátiletém období, ve kterém se využití plazmové technologie pro roztápění a stabilizaci uhelných energobloků jevilo jako nezajímavé, a to především z důvodu relativního dostatku ušlechtilých paliv, nastává v současné době reforem energetického sektoru prostor, kdy může tato moderní technologie využívající čtvrtého skupenství hmoty přinést nesporné hospodářské úspory při řešení určitých problémů souvisejících s roztápěním a stabilizací pomocí dnes užívaných klasických ušlechtilých paliv, jakými jsou zemní plyn nebo mazut. Užití těchto klasických paliv s sebou přináší určité negativní aspekty mezi které patří například vysoká cena, zvýšené provozní náklady na vyrobenou MW elektrické energii, zvýšené produkce emisí oxidu dusičnatého, oxidu siřičitého a oxidu vanadičného a v neposlední řadě zvýšená bezpečnostní rizika související s manipulací a provozem s těmito látkami. Tyto uvedené problémy lze za určitých podmínek eliminovat užitím plazmového systému pro roztápění a stabilizaci.

8

Ing. Kamil STÁREK, ORGREZ Brno, a.s., Divize ekologie a systémů jakosti, Hudcova 76, 657 97 Brno E-mail: [email protected] 9 Ing. Rostislav MALÝ, ORGREZ Brno, a.s., Divize ekologie a systémů jakosti, Hudcova 76, 657 97 Brno E-mail: [email protected] 10 Ing. Pavel JURIGA, ČEZ, a.s., Sekce technika, Duhová 2, 140 53 Praha 4 E-mail: [email protected]

-37-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Koncepce plazmové technologie Pokud hovoříme o stabilizaci a roztápění uhelných energobloků, máme na mysli procesy a pochody spojené se spalováním a hořením uhelného prášku na hořácích a v prostoru spalovací komory kotlů uhelných elektráren nebo tepláren. Základním palivem těchto kotlů je namleté surové uhlí - uhelný prášek, a to buď na bázi černého nebo hnědého uhlí. Uhelný prášek po rozemletí v mlecím zařízení (kulové, ventilátorové mlýny, aj.) proudí společně s nosným médiem (primární vzduch, spaliny) práškovody do hořáku, který zajišťuje jeho vstupní termochemickou aktivaci a určuje vstup do prostoru spalovací komory. Konstrukční provedení těchto hořáků se však výrazně liší podle typu a konstrukce kotle, druhu spalovaného paliva, konstrukce mlecího zařízení a podle typu a způsobu provádění procesu roztápění a stabilizace. Pro procesy roztápění (zapalování) a stabilizace uhelných kotlů se využívá jako zdroje aktivačního a stabilizačního výkonu druhého paliva (plynu, resp. těžkého topného oleje - mazutu). Pro užití těchto sekundárních ušlechtilých paliv však musí být blok nutně vybaven více či méně rozsáhlým a složitým vlastním hospodářstvím. Jak již bylo v úvodu zmíněno jednou z dalších možností jak provádět vlastní procesy roztápění či stabilizace energobloků je užití plazmové technologie. Základním „přídavným“ sekundárním palivem je tedy v tomto případě nízkoteplotní plazma generovaná účinkem stejnosměrného oblouku na tlakový katodový a anodový vzduch v mezielektrodovém prostoru plazmového generátoru aktivující při vzájemném styku proud koncentrované primární uhelné směsi. Lze tedy říci, že plazmová technologie je systémem, kde výkonový proud primární uhelné směsi je zapalován prostřednictvím plazmou aktivovaného sekundárního (odděleného) proudu primární směsi. Jedná se tedy o zapalování prášku aktivovaným práškem. Principiální porovnání dosavadních způsobů roztápění a stabilizace se způsobem využívající plazmovou technologii je uvedeno na obr. 1.

Obr. 1 Porovnání plazmové technologie s klasickým roztápěním

-38-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Vlastní princip aplikace plazmové technologie do oblasti práškových ohnišť Principiálně se iniciace hoření uhelného prášku, ať již v procesu roztápění nebo stabilizace výkonu kotle pomocí plazmové technologie, uskutečňuje v aktivační komoře termochemické přípravy paliva (resp. výkonovém hořáku) osazené plazmovým generátorem. Tento generátor vytváří na výstupu z anody proud nízkoteplotní plazmy o teplotě 3000–6000 °C, která je tlakovým vzduchem unášena do prostoru komory termochemické přípravy paliva (aktivační komory). Vlastní palivo, primární směs, je stejně jako u klasických technologií, heterogenní směs nosného média - spalovacího vzduchu (resp. spalin) a uhelného prášku. Působením proudu nízkoteplotní plazmy na proud primární uhelné směsi dochází k iniciaci termických, termochemických a termodynamických procesů přípravy paliva vedoucím k následnému hoření a spalovaní uhelných částic. Nastíněné procesy přípravy paliva působením aktivační energie nízkoteplotní plazmy lze, rozdělit do několika po sobě navazujících fází, jejichž hlavními představiteli jsou: termický výbuch uhelných částic způsobený následkem vysokého teplotního gradientu nízkoteplotního plazmatu, prudký nárůst měrného povrchu destruovaných uhelných částic a jejich reaktivnosti, vysokorychlostní ohřev destruovaných částic na teplotu uvolňovaní prchavých látek, dynamický výron prchavých látek, sled termochemických reakcí uvolněných látek s okysličovadlem a předchozími meziprodukty. Výsledkem nastíněných procesů je pak první fáze hoření sekundární uhelné směsi. Tepelná energie uvolněná hořením prchavých látek (reaktivního plynu, aktivních center) sekundárního proudu je na konci komory termochemické přípravy využita k iniciaci hoření hlavního výkonového proudu uhelné aerosměsi ve směšovací komoře (resp. ústí hořáku). Reaktivní plyny uvolněné ve směšovací komoře jsou před vstupem do prostoru spalovací komory směšovány, za použití vířičů, se sekundárním vzduchem, čímž je docíleno dokonalého vyhoření a současně uvolnění vázaného množství tepelné energie v uhelných částicích. Zjednodušené principiální schéma tohoto procesu a provedení hořáku je uvedeno na následujícím obr. 2.

Obr. 2 Princip iniciace hoření uhelné aerosměsi pomocí nízkoteplotní plazmy

-39-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Srdce plazmové technologie - Plazmatron GNP320 Základním stavebním prvkem popisované technologie je generátor nízkoteplotní plazmy – Plazmatron GNP320. Úkolem tohoto generátoru je vyrobit a zajistit dodávku nízkoteplotní plazmy o daném množství a teplotě tak, aby její působení v prostoru komory termochemické přípravy paliva zajistilo termický rozklad uhelného prášku s následným dynamickým výronem prchavých látek a inicializovalo bezprostřední hoření uvolněných látek při kontaktu s okysličovadlem. Pro tento účel byl vyvinut plazmatron GNP-320 o jmenovitém výkonu 320 kW. Generátor pracuje na principu silně stabilizovaného stejnosměrného elektrického oblouku. Elektrický oblouk hořící ve vnitřní části plazmatronu je formován systémem plnícího tlakového plazmatvorného vzduchu přiváděného do plazmatronu ve dvou větvích. Úkolem tohoto plnícího vzduchu je formovat plynné prostředí a vytvořit vírové proudové pole mezi elektrodami tak, aby bylo zajištěno stabilní hoření stejnosměrného oblouku, jehož teplota se pohybuje kolem 10 000 až 12 000 K , a dále unášet obal trupu tohoto oblouku skrze kladnou elektrodu do prostoru termochemické komory výkonového hořáku. Teplota unášeného plazmatu z generátoru se pohybuje mezi 3000 až 6000 K podle nastavených pracovních parametrů (průtoku plnícího katodového a anodového vzduchu). Takto generovaná a unášená plazma tvoří vlastní iniciační médium pro hoření aerosměsi. Pracovní výkonový rozsah plazmatronu je regulovatelný v rozsahu 160–320 kW, přičemž příslušný pracovní bod lze nastavovat v rozsahu stejnosměrného napětí 420–460V a proudu 350– 750A. Regulace výkonu plazmatronu se provádí množstvím přiváděného plazmatvorného vzduchu do obou větví a regulací napájecího napětí. Nastavený výkon plazmatronu se odvíjí od potřeby vlastního režimu stabilizace (požadovaná výkonová hladina kotle, kvalita spalovaného uhlí) nebo od režimu roztápění kotle (konstrukčního a technologického provedení mlýnských okruhů, regulačního rozsahu podavače surového paliva, regulace průtoku primárního nosného média, regulace průtoků spalovacích vzduchů přiváděných do prostoru spalovací komory). Nastavení režimu provozu generátoru plazmy je vždy závislé na provedení výkonového hořáku a termochemické komory. Provedení termochemické komory (resp. výkonového hořáku) a nastavení provozních parametrů režimu stabilizace a roztápění je vždy navrhováno pro daný typ spalovaného paliva, technologický způsob jeho úpravy a dopravy do hořáků, regulační rozsah mlýnských okruhů (kvalitativní složení uhelné směsi), charakter proudění uhelné směsi aktivačními oblastmi a konstrukční provedení kotle. Na obrázku 3 je zobrazen popisovaný plazmatron a jím generovaná plazma při testovacím provozu na vzduchu mimo aktivační komoru hořáku.

Obr. 3 Generátor nízkoteplotní plazmy GNP320 za provozu

-40-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Pro úplný popis činnosti generátoru je rovněž vhodné uvést média a energie, která jsou nezbytná pro jeho provoz. Generátor nízkoteplotní plazmy byl konstruován a proveden tak, aby k jeho provozu byly potřebná pouze média a energie běžně dostupná na elektrárnách případně teplárnách. Provozní média plazmatronu GNP320 jsou rozdělena do tří skupin: -

elektrické napájení: Plazmatron pracuje se stejnosměrným silně stabilizovaným obloukem, z čehož vyplývají i požadavky na elektrické napájení. Za tímto účelem byl vyvinut samostatný systém elektrického napájení plazmatronů. Principiálně se tento systém skládá z výkonového oddělovacího transformátoru (sekundární strana 3x400V), třífázového polořízeného usměrňovače, vyhlazovací tlumivky, VN-vf ionizačního startovacího zdroje); plazmatvorný plyn: Plnícím plynem generátoru, ve kterém je stabilizován a unášen elektrický oblouk, je tlakový vzduch (6 bar) zbavený mechanických nečistot, vlhkosti a mastnoty. Do plazmatronu je přiváděn pod daným tlakem ve dvou větvích – anodové a katodové; chladicí kapalina: Vzhledem k vysokému tepelnému namáhání elektrod a ostatních částí plazmatronu je tento generátor chlazen tlakovou kapalinou. Chladicí kapalinou je užitková voda zbavená hrubých mechanických a chemických nečistot. Principiální schéma přívodu těchto provozních médií do plazmatronu je na následujícím obr. 4.

Obr. 4 Napájecí média plazmatronu

Dosavadní zkušenosti a závěry plynoucí z aplikací plazmového podpůrného systému zapalování na uhelných energoblocích, realizované projekty Elektrárna Vojany (SR): První vývojová akce plazmové technologie na území České a Slovenské republiky. Realizace byla provedena v rámci řešení RVT úkolu. Cílem tohoto projektu bylo ověřit funkčnost a životaschopnost plazmové technologie. Při realizaci tohoto projektu byl plazmovou technologií osazen tavicí kotel bloku č.3 o výkonu 110 MWe spalující doněcké antracitické T–uhlí o průměrné výhřevnosti 22,5 MJ/kg a obsahu prchavých látek v surovém palivu v rozmezí 4-9 %. Na tento vybraný blok, s frontálním umístěním 10 práškových hořáků v přední a zadní stěně spalovací komory stabilizovaných a roztápěných 6-ti plynovými hořáky, byly instalovány dva výkonové termochemické hořáky osazené prototypovými generátory plazmy. Firma ORGREZ, a.s. divize Ostrava ve spolupráci s VŠB – TU Ostrava vyvinula pro možnost aplikace plazmové zapalovací a stabilizační technologie nový vířivý práškový hořák splňující podmínky pro začlenění do koncepce kotle. Koncepční řešení práškového hořáku pro spalování antracitického uhlí osazeného nízkoteplotním generátorem plazmy je uvedeno na obr 5,6.

-41-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 5,6 Koncepce řešení aplikace plazmové technologie na hořák v EVO

Práškový hořák (obr 5,6) je napojen na původní rozvod primární směsi a skládá se z těchto částí: 1. Francouzské koleno, které zrovnoměrňuje proudění uhelného prášku v oblasti před hořákovou rozdělovací klapkou. 2. Hořáková rozdělovací klapka s kalhotovým kusem – rozdělující přívodní proud primární uhelné směsi na proud směřující do výkonové části hořáku zakončené vířivými lopatkami a proud směřující do středové části hořáku označované jako aktivační komora. 3. Zavíření proudu primární směsi před vstupem do aktivační komory zajišťuje spirální skříň, jejíž smysl zavíření je shodný se smyslem zavíření výkonových vířivých lopatek a lopatek sekundárního vzduchu na ústí hořáku. 4. Do aktivační komory vyložené po délce keramickými vložkami je zaústěn přes chlazenou připojovací přírubu generátor nízkoteplotní plazmy. 5. Proud primární směsi aktivovaný plazmou se před ústím hořáku slučuje s výkonovým proudem primární směsi ve směšovací komoře, která je rovněž po délce vyložena keramickými vložkami. 6. Pro intenzifikaci hoření uvolněných aktivních plynných složek a žhavého uhlíku na ústí hořáku je vnějším mezikružím přiváděn spalovací vzduch. Regulace průtoku primární směsi hořákem (obr 5,6) a jeho výkonu při provozu s nízkoteplotní plazmou je řešena klapkou primárního vzduchu, otáčkami komůrkového podavače uhelného prášku, hořákovou rozdělovací klapkou a elektrickým příkonem plazmatronu. Po celé řadě provedených zkoušek zaměřených na ověření plazmové technologie při stabilizačním provozu kotle na hranici 65 MWe bez podpory plynových hořáků a při roztápění kotle ze studeného odstávkového stavu lze tuto technologii hodnotit následovně: 1. umožnila dynamičtější a rychlejší najetí bloku s povoleným maximálním růstem trendů na teplosměnných plochách do předepsaných parametrů přehřáté a přihřáté páry v kratším časovém intervalu než při dosavadním roztápění za pomocí plynu, 2. odstranila chronické potíže s teplotou odtékající strusky zejména při sníženém výkonu kotle, 3. vířivý hořák nové konstrukce prokázal dlouhodobou životnost bez deformací následkem vysokých teplot oproti všem doposud používaným hořákům, 4. zvýšil se regulační rozsah kotle při zabezpečení dostatečné teploty v tavícím prostoru kotle bez podpory plynových hořáků, 5. zvýšila se úspora ušlechtilých paliv jejíž představitelem je zemní plyn, 6. snížily se cenové náklady při provozu kotle na žádaném výkonu, 7. byly odstraněny časté problémy s tavením strusky způsobené velkými výkyvy v kvalitě dodávaného paliva (dodávky z 19 šachet bez homogenizace na skládce).

-42-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Na obr. 7 je uvedeno srovnání teplot plamene ve stejných časových okamžicích na ústích hořáků ve třech referenčních místech kotle snímaných optickým pyrometrem. Teplota plamene na ústí hořáku [°C]

1600 1550

Maximální teploty Průměrné teploty

1500 1450 1400 1350 1300 1250 Hořák č.10 stabilizovaný plazmou

Hořák č.8 stabilizovaný zemním plynem

Hořák č.3 bez stabilizace

Referenční místa

Obr. 7 Srovnání teplot plamene na ústích hořáků ve třech referenčních místech kotle

Elektrárna Prunéřov (ČR): První realizace plazmové technologie na území České republiky řešená na komerční bázi. Instalace plazmové technologie je realizována na kotli bloku č.5 o výkonu 110 MWe. Jedná se průtlačný granulační kotel spalující chomutovské hnědé uhlí o průměrné výhřevnosti 11,0 MJ/kg, obsahu vody 31–36 % a obsahu prchavých látek v hořlavině 51–57 %. Žádaného výkonu je dosaženo zatěžováním 5 mlýnských okruhů umístěných v půl obvodu spalovací komory. Koncepčně jsou hořáky jednoho mlýnského okruhu řešeny jako vířivý pro zahuštěnější část primární uhelné směsi a proudový se čtyřmi kruhovými hubicemi pro odvod nosného sušícího média – brýd. Smyslem této realizace bylo prokázat vhodnost její aplikace do prostředí mlecích okruhů s ventilátorovými mlýny, kterými je osazena drtivá většina kotlů v elektrárnách ČEZ, a.s. Tato technologie byla aplikována na jeden mlýnský okruh, který je přednostně využíván pro roztápění kotle. Celkové konečné řešení plazmové technologie na jednom mlýnském okruhu kotle spalujícího hnědé uhlí je patrné z obr. 8, 9, 10, 11, 12, 13.

Obr. 8, 9 Koncepční řešení obtoku na MO51

-43-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 10, 11 Koncepční řešení obtoku na MO51

Obr. 12,13 Pohled na generátor plazmy ve výkonové části a keramické vložky aktivační komory

Pro zapalování prášku mlýnského okruhu MO51 je využito 2 ks plazmových generátorů umístěných na obtoku hořáku (obr 9, 10) a části výkonového vířivého hořáku (obr 13). Ventilátorovým mlýnem škrceným na sání regulačními deskovými uzávěry je nasáváno kanálem horkým spalin nosné médium (v počátcích vzduch) z prostoru spalovací komory, do kterého je zaústěno přes svodku surové palivo dávkované deskovým podavačem. Jemně namletá uhelná směs o požadované granulometrii proudí výtlačným hrdlem spirální skříně ventilátorového mlýna do práškového potrubí. Odtud přes frakční lopatkový koncentrátor a uzavřený vstup do brýdového kanálu regulační dvoulistou klapkou do kanálu výkonového hořáku. Ve vstupní části kanálu výkonového hořáku (obr 8, 11) je primární uhelné směs rozdělována s využitím usměrňovací klapky a hořákové rozdělovací klapky do původního kanálu výkonového hořáku a nově instalovaného obtoku s aktivační plazmovou komorou vyloženou keramickými vložkami (obr 9, 10, 12). Optimální rozložení hmotnostního toku uhelného prášku před jeho aktivací generátorem plazmy v keramické části zajišťují žaluziové koncentrační klapky (obr 10). Za základ aktivační komory, při zachování vnějších geometrických rozměrů, byla využita původní hubice vzduchu pro mazutový hořák. Původní diagonální část kanálu výkonového hořáku byla pro možnost instalace druhého generátoru plazmy těsně před vstupem do vířivých vložek nahrazena novým dvouplášťovým přechodovým kusem (obr 13). Instalace generátoru plazmy do kanálu výkonového hořáku (obr 13) a aktivační komory (obr 9) je realizována přes vodou chlazené připojovací příruby.

-44-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Oba aktivované proudy z výkonové části hořáku a aktivační komory jsou slučovány před ústím hořáku. K dokonalému promísení obou proudů je využito původních hořákových vířivých vložek a usměrňovacího klínu předsazeného před aktivační komorou. Pro dosažení intenzivního spalování uvolněných plynných složek a žhavého koksu na ústí hořáku je využito přívodu sekundárního vzduchu přes vířivé lopatky souhlasného smyslu natočení jako u práškového hořáku. Nastavení průtoku primární směsi o optimálních parametrech pro provoz s plazmou je řešeno regulací: škrcením na sání ventilátorového mlýna, otáčkami deskového podavače a výškou vrstvy paliva na podavači, škrcením brýdového kanálu dvoulistou klapkou, polohou nastavení usměrňovací a hořákové rozdělovací klapky a nastavením žaluziových koncentračních klapek. Do současné doby byly provedeny 4 úspěšné ověřovací zkoušky roztápění kotle ze studeného stavu bez pomoci mazutového zapalovacího systému. U každé následují zkoušky byl zkrácen časový interval pro výkonové zatížení kotle (až o 30 minut), čehož bylo dosaženo optimalizací aerodynamických poměrů mlecího okruhu, optimalizací umístění generátorů plazmy a optimalizovaným přívodem spalovacích vzduchů do prostoru spalovací komory. Z doposud provedeného souboru zkoušek na bloku č.5 vyplývají následující zjištění: 1. z výsledků třetí ověřovací zkoušky náběhu bloku ze studeného stavu za pomocí plazmového podpůrného systému zapalování instalovaného na mlýnském okruhu MO 51 plyne jeho 2,56 x vyšší efektivita využití vyvinutého tepla pro dosažení stejného tepelného efektu při počáteční fázi náběhu bloku oproti standardnímu systémem mazutového zapalování, 2. z výsledků bodu 1 plyne, že je zapotřebí vyvinout 2,56 x méně tepla (menší spotřeba hnědouhelného paliva a efektivnější využití tepla pro nahřev kotle) hořením hnědouhelného prášku za pomocí nízkoteplotní plazmy než hořením samotných mazutových hořáků, 3. při srovnání cenových nákladů na roztápění kotle nízkoteplotní plazmou a mazutem bude vždy výsledek výrazně hovořit ve prospěch plazmové technologie. Poměr cenových nákladů za nákup mazutu ku nákupu hnědouhelného paliva při počáteční fázi roztápění kotle bude 10,6 x nižší ve prospěch plazmové technologie. Zkušenosti s provozem plazmové technologie z hlediska provozovatele Elektrárna Prunéřov přistoupila k odzkoušení plazmové technologie na základě příznivých závěrů studie „Plazmové hořáky na Elektrárně Prunéřov“. V roce 2002 bylo rozhodnuto odzkoušet plazmovou technologii na jednom mlecím okruhu kotle číslo 5 (v případě uvedení do běžného provozu se předpokládá osazení dvou mlecích okruhů). Požadovalo se ověření možnosti použití plazmy pro najetí bloku ze studeného i teplého stavu, prověření spolehlivosti provozu a v neposlední řadě ověření přínosů plazmové technologie - rychlejší a provozně levnější najetí bloku. V uváděné studii byly navrženy dvě varianty umístění plazmatronů. Varianta 1 předpokládala osazení hlavního i brýdového hořáku plazmatrony. Varianta 2 předpokládala osazení hlavního hořáku dvěma plazmatrony a brýdový hořák osadit uzavírací klapkou. Na základě měření na mlýnském okruhu byla provedena opatření na snížení ventilačních schopností mlýnu a přerozdělení primární směsi mezi hlavní a brýdový hořák. Vzhledem k velkému přebytku vzduchu v brýdovém hořáku bylo rozhodnuto realizovat var.2, což znamená zapalování pouze hlavního práškového hořáku a brýdový hořák osadit v práškovodu uzavírací klapkou. Plazmatron 1 je umístěn na ochozu hlavního práškového hořáku, který je koncipován jako proudový hořák s usměrňovacím klínem a druhý plazmatron je osazen přímo na hlavním vířivém hořáku. Výsledky ze zapalovacích zkoušek vedly k nutnosti snižování množství uhlí do mlýna v počátcích najíždění a k doplnění ústí hlavního hořáku o usměrňovací klín.

-45-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

V průběhu roku 2003 bylo provedeno cca 20 zapálení uhelného prášku a 3x najetí kotle pomocí plazmatronů bez použití najížděcích mazutových hořáků. Během této doby došlo pouze k poruše jednoho plazmatronu. Během všech zkoušek byla zajištěna přítomnost techniků Orgrezu, kteří prováděli najíždění plazmové technologie a před každou sérií zkoušek demontáž plazmatronů, jejich kontrolu a zpětnou montáž. Na základě zkušeností s provozem bylo rozhodnuto v roce 2004 plazmovou technologii doplnit automatikou umožňující najetí bez potřeby speciální obsluhy. Závěrem lze konstatovat – prokázala se možnost nasazení plazmové technologie na daný typ kotle, již při první zkoušce byla po 2 hodinách a 40 minutách vpuštěna pára na turbínu, po dalších 45 minutách blok přifázován, během najíždění nedošlo k překročení povolených trendů teplot jednotlivých teplosměnných ploch kotle, provozní náklady na najíždění kotle lze snížit o 50 – 75%. Po osazení plazmové technologie automatikou a následném vyhodnocení provozu bude rozhodnuto o rozšíření plazmové technologie i na ostatní kotle.

-46-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Ekologická modernizace turbin GT 750-6 a GTK 10 Stanislav VESELÝ11 EKOL, spol. s r.o., Brno Abstract The environmetal modernisation was connected with the overall modernisation of the gas turbine. Because these two projects are connected with each other, we will present here the basic parameters of the overall modernisation first. Further on we will present the environmetal modernisation of combustors, which consisted of three stages. We will describe the individual stages and present the results obtained. Úvod Spalovací turbiny typového označení GT 750-6 tvoří základní výkon pro pohon plynových dmychadel na tranzitní soustavě, která vede z Ruska přes Ukrajinu, Slovenskou republiku a Českou republiku do západní Evropy. Tato turbina má jmenovitý výkon 6 MW a její konstrukční provedení je tzv. „heavy duty“ .Tyto pohonové jednotky byly nasazovány na tranzitní soustavu ve Slovenské a České republice od počátku sedmdesátých let v několika etapách až do let osmdesátých v celkovém počtu 135 kusů. Na kompresní stanici Sayda v Německu jsou instalovány dvě turbiny tohoto typu. Turbina byla vyvinuta v NZL S.Peperburg v Rusku a licenčně byla vyráběna v První brněnské strojírně v Brně (Česká republika). Spalovací turbiny GTK 10 mají stejnou konstrukční koncepci jako turbiny GT 750-6. Jejich vývoj následoval po vývoji stroje GT 750-6 a byla použita metoda zvětšení geometrických parametrů. Z toho důvodu jsou spalovací komory obou strojů koncepčně identické a rozdíl je pouze v rozměrech. Průměr plamenec spalovací komory turbiny GT 750-6 je 1020 mm zatím co GTK 10 má průměr plamence 1200 mm. Turbina GTK 10 tvoří základ pro pohonové jednotky na tranzitní soustavě v zemích bývalého SNS, přičemž bylo vyrobeno v NZL S.Peterburg 1150 kusů těchto turbin. V současné době je v provozu asi 800 těchto strojů. Ekologická modernizace strojů GT 750-6 a GTK 10 byla počátkem 90. let minulého století velice aktuální poněvadž při nominálním výkonu byly emise NOx v rozmezí 600 – 1050 mg.m-3 při 15% O2 ve spalinách. To představuje značnou ekologickou zátěž a přirozeně značné ztráty pro provozovatele v důsledku placení pokut za překročení emisních limitů. Ty jsou pro tyto typy strojů 300 mg.m-3 pro NOx a 100 mg.m-3 pro CO. Někteří zákazníci však požadují emise nižší. Ekologická modernizace je vždy spojena s celkovou modernizací spalovací turbiny a oba tyto procesy se navzájem ovlivňují. To je dáno tím, že se při modernizaci mění základní technické parametry spalovací komory, které ovlivňují tvorbu NOx a CO. To jsou např. hmotnostní průtok vzduchu do spalovací komory, teplota a tlak vzduchu na vstupu do spalovací komory, teplota spalin za spalovací komorou. Proto je rovněž důležité, aby při ekologické modernizaci bylo použito takové řešení, které umožní individuální přístup ke každé konkrétní spalovací komoře na základě měření emisí a termodynamických parametrů před modernizací. Takové řešení bylo nalezeno. Tento článek se zabývá modernizací spalovacích turbin GT 750-6 s tím, že pro turbinu GTK 10 platí obdobné závěry. Autor se zúčastnil na 295 ekologických modernizací spalovacích komor turbin GT 750-6 a GTK 10. Pod pojmem modernizace a inovace se rozumí převedení technických poznatků do praxe, přičemž důkladný rozbor cyklu se spalovací turbinou GT 750-6 vedl ke zvýšení výkonu, ke zvýšení termické účinnosti cyklu a ke zlepšení ekologických charakteristik. Zvýšení výkonu na spojce turbiny GT 750-6 se dosáhlo v průměru o 1000 – 1500 kW, zvýšení termické účinnosti o 5 – 7 % absolutně, což vedlo k úspoře spotřeby paliva o 22 – 27 %. Díky této úspoře paliva je možné dosáhnout návratnosti 11

Doc. Ing. Stanislav VESELÝ, CSc., EKOL, spol. s r. o., Křenová 65, 602 00 Brno, ČR E-mail: [email protected]

-47-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

vložených investic za méně jako 3,5 roku. Zvýšení výkonu turbiny umožňuje zároveň úspěšnou změnu v dimenzování tlakového poměru radiálního kompresoru z 1,2 na 1,4. Při modernizaci a inovaci došlo rovněž ke snížení emisí metanu a olejových par do okolní atmosféry. 2. Základní technické parametry soustrojí GT 750-6 při jmenovitém zatížení a popis stavu před modernizací Základní technické parametry soustrojí GT 750-6 při jmenovitém zatížení před modernizací byly následující: výkon na spojce (ISO) termická účinnost na spojce (ISO) teplota spalin na vstupu do vysokotlaké turbiny kompresní poměr účinnost regenerace výměníku hmotnostní průtok vzduchu teplota spalin za nízkotlakou turbinou rozsah otáček vysokotlaké části rozsah otáček nízkotlaké části

6 000 kW 27 % 765 o C 4,5 66 % 56 kg.s-1 489 o C 4 500 - 5 200 min-1 4 400 - 5 300 min-1

Podélný řez turbinou je uveden na obr.1 a schéma oběhu je na obr.2 Původní řešení bylo tvořeno prvky, jejichž technické řešení bylo následující: 2.1 Sací filtr byl tvořen odvinovacím rounem s nízkou účinností odloučení prachových částí a s rizikem zamrzání v zimním období. 2.2 Tlumič hluku sání byl objemný s kazetovými vložkami. 2.3 Protinámrazový systém chránil pouze vstupní část vzduchového kompresoru, nikoliv sací filtr. 2.4 Startovací zařízení tvořené plynovou expanzní turbinou způsobovalo při startu soustrojí únik zemního plynu do okolní atmosféry (cca 2500 Nm3 na jeden start). 2.5 Rekuperační výměníky deskového typu měly nízkou účinnost a malou životnost a vykazovaly netěsnosti, které způsobovaly únik stlačeného vzduchu do výstupních spalin. 2.6 Spalovací komora válcová, horizontální nesplňovala požadavky na omezení emisí škodlivin. 2.7 Komín nebyl vybaven tlumičem hluku. 2.8 Systém odsávání olejových par znečišťoval okolní ovzduší. 2.9 Soustrojí nebylo vybaveno sušicím systémem. 2.10 Tlakové ztráty sacího systému, rekuperačních výměníků a výfukového traktu byly vysoké.

Obr.1. Podélný řez turbinou

-48-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr.2. Schéma oběhu

3. Požadavky na modernizaci spalovací turbiny a plynového kompresoru Formulaci požadavků lze provést následovně: 3.1

3.2 3.2.1 3.2.2 3.2.3 3.2.4 3.2.5 3.2.6 3.2.7 3.2.8

Provést rekonstrukci a modernizaci nejnutnějších funkčních částí a celků tak, aby soustrojí mohlo pracovat dalších 20 let a doba návratnosti vynaložené investice byla menší jako 3,5 roku. Při rekonstrukci neprovádět zásadní zásahy do vlastní turbiny nebo průtočného kanálu turbiny. Při splnění podmínek dle 3.1 dosáhnout: Při náhradě zkorodovaných částí vzduchových a spalinových traktů použít materiály a jejich povrchovou úpravu zajišťující dodržení požadavku prodloužené životnosti Zvýšení termické účinnosti o minimálně 5 % absolutně Zvýšení výkonu turbiny minimálně o 1000 kW Zvýšení přepravní kapacity tranzitní soustavy a zvýšení stlačení plynového kompresoru Snížení koncentrací škodlivých látek ve spalinách na hodnoty podle platných norem Snížení emisí olejových par o min. 95 % Snížení hluku soustrojí Zamezení emisí metanu do ovzduší při rozběhu soustrojí

Pro splnění uvedených požadavků bylo nutno provést podrobný rozbor cyklu se spalovací turbinou GT 750-6 a na základě tohoto rozboru provést rekonstrukci vytipovaných komponent zařízení . 4. Rozbor cyklu se spalovací turbinou GT 750-6 Schéma zařízení je na obr. 2. Jedná se o otevřený oběh s volnou turbinou. Analýzou tohoto cyklu byly získány tyto základní vlivy veličin na termickou účinnost a výkon na spojce. 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5

Vliv tlakové ztráty v sání ∆ p0-1 Vliv tlakové ztráty mezi axiálním kompresorem a vysokotlakou turbinou ∆ p2-3 Vliv tlakové ztráty ve výfuku turbiny ∆ p 4-0 Vliv účinnosti rekuperace ηr - viz obr. 3 Vliv netěsnosti rekuperačního výměníku - viz obr. 4

Z analýzy vyplývá, že rekonstrukcí sacího a výfukového traktu lze získat podstatné zvýšení termické účinnosti a výkonu soustrojí, přičemž prioritní vliv má zvýšení účinnosti rekuperace (viz obr. 3 ) a odstranění netěsností rekuperačního výměníku (viz obr. 4). Přitom vlastní průtočná část turbiny zůstává zachována, což představuje významnou úsporu investičních nákladů.

-49-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 3. Vliv účinnosti regenerace ηr na změnu účinnosti termické na spojce ∆ ηt

Obr.4. Vliv změny hmotnostního průtoku ∆m na změnu termické účinnosti na na spojce ∆ ηt a na změnu spojkového výkonu ∆Psp mu - hmotnostní průtok unikajícího vzduchu mo - jmenovitý hmotnostní průtok

5. Rozsah rekonstrukce Na základě uvedeného rozboru bylo rozhodnuto o rekonstrukci spalovací turbíny GT 750 - 6. Rekonstrukce byla rozdělena do několika etap: 5.1 5.2

5.3 5.4 5.5 5.6 5.7

První z nich byla náhrada rozběhové plynové expanzní turbínky hydraulickým rozběhovým zařízením. Náhrada znamenala výrazné ozdravění ovzduší okolí kompresní stanice a značnou úsporu zemního plynu. Další etapou byla náhrada značně zkorodovaných sacích a výfukových traktů spojená s modernizací některých prvků těchto objektů. Nový sací trakt byl proveden z pozinkovaného materiálu. Sání bylo vybaveno rolovacími vraty a doplněno systémem sušení Munters, zamezující korozi průtočných kanálů v době, kdy soustrojí není provozováno. Jako sací filtr byl použit účinnější systém kapsových filtrů Viledon, tlumič hluku v sání je nyní tvořen účinnými podélnými tlumícími panely. Nový automatický protinámrazový systém chrání sací žaluzie, sací filtr i vstupní části vzduchového kompresoru. Jako rekuperační výměníky byly použity trubkové výměníky konstrukce EKOL s vysokou účinností, dlouhou životností a zaručenou těsností. Komínový trakt byl doplněn tlumičem hluku spalin. Potrubí ve strojovně bylo v mezích dispozičních možností narovnáno a někde zvětšen jeho průtočný průřez. Byla provedena rekonstrukce odsávání olejových par z olejové nádrže tak, aby byl eliminován únik těchto par do okolní atmosféry. Byla rekonstruována spalovací komora pro snížení emisí škodlivých látek.

Uvedenou metodou byla provedena modernizace kompresních stanic na Slovensku, České republice a v Německu.

-50-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Celkový pohled na kompresní stanici společnosti VERBUNDNETZ GAS AG v Německu před rekonstrukcí je na obr. 5 a po rekonstrukci na obr. 6.

Obr.5. Celkový pohled na kompresní stanici Sayda před rekonstrukcí. Pohled ze strany sacích a výfukových traktů.

Obr.6. Celkový pohled na kompresní stanici Sayda po rekonstrukci. Pohled ze strany sacích a výfukových traktů.

6. Výsledky dosažené při rekonstrukci sacího a výfukového traktu, VT rotoru a plynového dmychadla Po rekonstrukci bylo provedeno rozsáhlé termodynamické měření s cílem určit veličiny oběhu v charakteristických bodech označených na obr.2 číslicemi 0 ÷ 6, dále byl měřen výkon na spojce, hmotnostní průtok paliva, otáčky a emise výfukových plynů a olejových par. Ze zkušenosti je známo, že i u nově vyrobených strojů vykazují měření u různých strojů odlišnosti v měřených hodnotách. Je proto pochopitelné, že u strojů, s různým počtem provozních hodin,

-51-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

provozovaných v různých zemích, v různých provozních režimech různými obsluhami, nemůžeme očekávat totožné výsledky. To naše měření prokázala a lze konstatovat, že rozptyl naměřených hodnot byl přijatelný (do 3 %). V dalším budou prezentovány výsledky dosažené na kompresní stanici Sayda, kterou provozuje společnost VERBUNDNETZ GAS AG. Předložené výsledky lze aplikovat i na ostatní instalace. 6.1

Tlakové ztráty

6.1.1

Sací trakt Rekonstrukcí sacího traktu nedošlo ke změně tlakové ztráty v sání a tedy ∆ ( ∆ po - 1 ) = 0 [ Pa]

6.1.2

(1)

Trakt mezi axiálním kompresorem a vysokotlakou turbínou Pro snížení tlakových ztrát byly zvětšeny průměry potrubí vzduchu mezi kompresorem a rekuperátorem a mezi rekuperátorem a spalovací komorou. Rovněž byly upraveny ohyby a kolena tak, aby se eliminovala tlaková ztráta. Vzduchový trakt rekuperátoru byl proveden s nízkými tlakovými ztrátami a rovněž spalovací komora po rekonstrukci na snížení emisí vykazovala nižší tlakovou ztrátu. Tlaková ztráta celého tohoto traktu se tak snížila o ∆ ( ∆ p2 - 3 ) = 3 870 [Pa]

6.1.3

(2)

Výfukový systém. Změnou konstrukce výfukového systému, hlavně změnou rekuperátoru bylo dosaženo snížení tlakové ztráty ve výfuku o ∆ ( ∆ p4 - 0 ) = 1 840 [Pa]

6.2

(3)

Stupeň rekuperace. Byl vyvinut a namontován nový rekuperátor konstrukce EKOL s účinností rekuperace ve jmenovitém bodě η1r = 0,83

[-]

(4)

Tato hodnota byla experimentálně ověřena. Původní rekuperátor měl při stejných podmínkách před rekonstrukcí η2r = 0,62

[-]

(5)

což je hodnota nižší, než u nově vyrobeného deskového výměníku Účinnost rekuperace je přitom definována

ηr =

t5 − t 2 t4 − t2

[-]

(6)

přičemž teploty odpovídají označení na obr. 2

-52-


6.3

Brno, 2. – 3. 6. 2004

Výkon a termická účinnost Měřením byly získány výsledky uvedené na obr. č. 7. Experimentálně bylo ověřeno, že pro jmenovitou teplotu před vysokotlakou turbínou t3 = 765

[°C ]

(7)

a při nominálních atmosférických podmínkách to = 15

[°C ] 

po = 101,325

(8)

[kPa]

je oproti původnímu stroji nárůst spojkového výkonu o ∆ PSP = 1 400 kW

(9)

a termické účinnosti o ∆ ηt = 9

[%]

(10)

Uvedené hodnoty představují absolutní zvýšení. Tím lze dosáhnout po rekonstrukci hodnot. PSP = 7,0

[MW]

(11)

ηt = 32,0

[%]

(12)

Úspora paliva, znázorněná na obr.8 činí pro výkon na spojce PSP = 7 MW více než 23%.

Obr.8. Úspora paliva ∆ Vp v závislosti na výkonu

Obr.7. Průběh spojkového výkonu Psp a termické účinnosti v závislosti na teplotě před VT turbinou

-53-


6.4

Brno, 2. – 3. 6. 2004

Charakteristika vysokotlaké turbíny Rekonstrukční zásahy do pracovního cyklu spalovací turbíny ve většině případů způsobují přeladění stroje do nového rovnovážného pracovního bodu. Tak tomu bylo i u strojů na kompresorové stanici Sayda. Rekonstrukce sacího a výfukového traktu, spalovací komory a použití nového trubkového regeneračního výměníku posunuly závislost vysokotlakých otáček na teplotě za spalovací komoru doleva (viz obr. 9) a to tak, že při zatěžování stroje byla dosažena vysokotlaká otáčková bariera ( n1 = nlmax = 5 200 l/min ) podstatně dříve, než vysokotlaká teplotní bariera (t3 = t3max = 765 °C).

Obr.9. Charakteristika vysokotlaké části turbíny před a po rekonstrukci

Aby turbína mohla být zatížena do plné teploty t3 = t3max = 765°C i po rekonstrukci, bylo nutno vysokotlakou otáčkovou bariéru posunout k vyšším hodnotám, což se provedlo levnou rekonstrukcí vysokotlakého rotoru. Vysokotlaký rotor může být tak provozován do otáček 5 450 l/min, jak je patrno na obr. č. 9. Rekonstrukce rotoru je znázorněna na obr. č. 10 a spočívá v natažení kroužku označeného X na spoj bubnového rotoru. 6.5

Rekonstrukce plynového dmychadla typu T 56 Při rekonstrukci spalovací turbiny byla provedena i výpočtová analýza nízkotlakého rotoru metodou konečných prvků, která prokázala, že nízkotlaký rotor může být bezpečně provozován až do otáček [min-1]

n2 = 6 000

(13)

Zvýšení spojkového výkonu a nízkotlakých otáček umožnilo realizovat i rekonstrukci plynového dmychadla, které v současné době pracuje s vyšším průtokem zemního plynu než před rekonstrukcí. Na obr. 10 jsou uvedeny teoretické charakteristiky plynového dmychadla udané výrobcem a experimentálně zjištěné hodnoty. Je zřejmé, že soulad je uspokojivý což opravňuje k tvrzení, že cílů formulovaných v bod 3 tohoto článku bylo dosaženo.

-54-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr.10. Teoretická charakteristika plynového dmychadla T 56 A a experimentálně zjištěné hodnoty

7. 7.1 7.2 7.3

Výsledky dosažené při řešení ekologických problémů při modernizaci spalovací turbiny Výsledky lze shrnout do následujících bodů: Odstranění úniku zemního plynu do okolní atmosféry při startu turbiny náhradou expanzní turbiny na zemní plyn hydraulickým rozběhovým zařízením nebo elektrickým pohonem. Eliminace úniku olejových par do okolní atmosféry rekonstrukcí odsávání olejových par z olejové nádrže. Účinnost tohoto systému činí 98 %. Snížení koncentrací NOx ve výfukových plynech rekonstrukcí spalovací komory. Spalovací komora turbiny GT 750-6 je umístěna pod turbinou a je válcového typu. Je opatřena 6-ti hlavními hořáky umístěných po obvodě a jedním hlídacím hořákem. Na obr.11 je znázorněno schéma spalovací komory.

Obr. 11. Schéma spalovací komory

Označení: 1 skříň, 2 čelo spalovací komory, 3 plamenec, 4 směšovač, 5 clona, 6 hlavní hořák, 7 hlídací hořák, 8 obvodový viřič, 9 kruhový kanál, 10 směšovací otvor, 11 usměrňovací lopatky, 12 vnější napojení plamence, 13 kruhová štěrbina, 14 palivový kolektor, 15 přívod paliva k hlídacímu hořáku, 16 přívod paliva k zapalovači, 17 výstup spalin k turbině

-55-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Požadavkem je snížení emisí oxidů dusíku (NOx) a kysličníku uhelnatého (CO) pod hodnoty dané příslušnými normami. Kromě snížení emisí škodlivých látek je nutno vyřešit tyto problémy: 7.3.1 7.3.2 7.3.3

Účinnost spalování paliva, hydraulický odpor a parametry ustáleného provozu se nesmějí lišit od hodnot charakteristických pro původní zařízení před modernizací. Nerovnoměrnost teplotního pole, maximální teplota vysokoteplotních prvků spalovacích komor nesmí překročit hodnoty původního zařízení. Nesmí se měnit konstrukce takových prvků spalovacích komor jako je skříň, kryt a další pevnostní prvky, ani připojené rozdělovací potrubí přívodního vzduchu, automatický řídící a regulační systém. Poslední požadavek silně omezuje realizovanost technického přístupu aplikovaného na ekologickou rekonstrukci vhodnou pro životní prostředí, jako je několikastupňové spalování s proměnlivou geometrií komor nebo katalycká spalovací komora. Nicméně tímto přístupem ke zdokonalení spalovacích komor je možno na kompresních stanicích uskutečnit rekonstrukci kompresorových jednotek pro přepravu plynu v širokém měřítku. Řešení bylo provedeno změnou organizace spalovacího procesu v primární zóně a pracuje čistě na principu difuzního hoření.Princip řešení je uveden v [1][2][3][4], ][5]. Před rekonstrukcí byla provedena řada testů na zkušebním zařízení. Koncentrace NOx původní spalovací komory při jmenovitém zatížení byly v rozsahu od 600 mg.m-3 do 1050 mg.m-3 při 15% O2 a normálních podmínkách (přepočteno na NO2).

Obr.12. Koncentrace emisí NOx a CO po 1. etapě ekologické modernizace v závislosti na teplotě před VT turbinou. (přepočteno na 15 % kyslíku a na normální atm. podmínky, NOx přepočteno na NO2)

8. Druhá etapa ekologické modernizace Ke konci 90.let požadovali zákazníci, aby byly splněny limity emisí NOx a CO v celém rozsahu výkonů spalovací turbiny. Proto bylo nutné hledat nové technické řešení. Experimenty prokázaly, že toto zadání splňuje spalovací komora s novým mikrodifuzním kruhovým hořákem s proti sobě jdoucími rotačními proudy vzduchu. Princip řešení je uveden v [6],[7]. Fotografie hořáku je na obr.13, dosažené výsledky jsou na obr. 14. Z obr.14 je rovněž patrné, že tento typ hořáku má svoje omezení,

-56-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

které platí obecně pro difuzní systémy. Lze konstatovat, že požitím pouze difuzního systému spalování lze dosáhnout nejnižší emise 120 mg.m-3 pro NOx a CO. To je dáno tím, že zde existuje vždy zóna stechiometrie, která je zdrojem termických kysličníků dusíku. Tento nedostatek. tento nedostatek lze řešit použitím kombinovaného hořáku, který je presentován v následující kapitole.

Obr.13. Fotografie kruhového mikrodifuzního hořáku s proti sobě jdoucími, rotačními proudy vzduchu 3 ,5 3 .2 7

αI

3

α I [ - ], NOX×10-2, CO × 10-2 , [

2 .7 2 2 .5 8

2 ,5 2 .3 6 2 .1 5

221

226 192

2

NOX 1 .7 3

1 ,5 148 135 122

1

108 77

60

0 ,5

46

39

CO 15

0 500

550

600

650 o

700

750

800

t3 [ C ]

Obr.14. Závislost emisí NOx a CO a součinitel přebytku vzduchu α1 v primární části spalovací komory na teplotě spalin před vysokotlakou turbinou

-57-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

9. Třetí etapa ekologické modernizace V roce 2009 se očekávají nové emisní limity pro spalovací turbiny a to 75 mg.m-3 pro NOx a 100 mg.m-3 pro CO. Tyto limity mají být splněny v rozmezí výkonu 70 – 100 %. Jak bylo sděleno v kapitole 8, tyto hodnoty nelze splnit čistě difuzním systémem spalování a je nutno použít kombinovaný hořák, který se skládá ze dvou okruhů: • 1.okruh čistě difuzní, který pracuje v těch režimech, kdy je okruh s homogenním spalováním náchylný na pulsace tlaku nebo je na mezi stability hoření. Tento okruh je rovněž v provozu při zapalování a velmi malých výkonech. • 2.okruh s předsměšováním paliva a vzduchu (homogenní spalování) EKOL bude mít počátkem roku 2005 k dispozici pro komerční využití kombinovaný hořák, který je na obr.15 a u kterého budou dosaženy v rozsahu výkonu 70 – 100 % hodnoty emisí. NOx < 50 mg.m-3 CO < 60 mg.m-3

(14)

Tento hořák je v současné době experimentálně ověřován na atmosférickém stendu a již dříve byl zkoušen na stendu s tlakem vzduchu pv = 0,75 MPa a teplotou vzduchu na vstupu do hořáku tv = 360oC. Podrobnější informace jsou např. v [8],[9].

5

1

7

6 3

4

2

Obr.15. Kombinovaný hořák pro turbinu GT 750-6 1 – lopatkový vířič, 2 – centrální těleso, 3 – otvory pro přívod paliva pro difuzní spalování, 4 – plášť, 5 – směšovací komora, 6 – přívod paliva pro obvod s předem smíchanou směsí, 7 – kuželové zúžení

Reference 1.

Sudarev,A.V., Zacharov,Y.I., Vinogradov,J.D.,Veselý,S., Poslušný,G.:“Gas turbine units for pipeline compressor stations: environmental update probleme“, ASME paper No. 94-GT-497, June 1994 2. Akulov,V.A., Vinogradov,J.D., Zacharov,Y.I., Sokolov,K.J., Sudarev,A.V., Treťjakov,S.I., Veselý,S.,Poslušný,G.: „Způsob spalování paliv a spalovací komora k provádění tohoto způsobu“, patent České republiky č.279187 3. Akulov,V.A., Vinogradov,J.D., Zacharov,Y.I., Sokolov,K.J., Sudarev,A.V., Treťjakov,S.I., Veselý,S.,Poslušný,G.: „Způsob spalování paliv a spalovací komora k provádění tohoto způsobu“, patent Slovenska č.278077

-58-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

4. Sudarev,A.V.,Zacharov,Y.I.,Vinogradov,J.D.,Veselý,S.,Poslušný,G.,Peters,K., Scholz,K.H.,Zizow,E.:“Fuel Combustion Device and Metod“, internationale Veröffentlichungsnummer WO 98/35184, internationales Veröffentlichungsdatum 13.August 1998 5. Sudarev,A.V.,Vinogradov,J.D.,Veselý,S.,Parýzek,S.,Scholz,K.H.,Zizow,E.:“Experience of environment update of gas-pumping units“, ASME paper No. 2000 – GT – 89, May 2000 6. Veselý,S.:“Intenzifikace přenosu tepla a hmoty jako metoda ke snižování emisí škodlivin ve výfukových plynech“ mezinárodní konference „Energetika a životní prostředí,“ H.Králové, Czech Republick, duben 2000 7. Veselý,S.:“Aerodynamika mikrodifuzního hořáku s proti sobě jdoucími, rotačními proudy vzduchu a její vazba na intenzifikaci procesu spalování“, Konference „Vnitřní aerodynamika lopatkových strojů“, ČVUT Praha, duben 2001 8. Veselý,S.:“Další možnosti zlepšení enviromentálních vlastností spalovacích komor“, sborník mezinárodní konference SPP Bratislava, Bratislava, 2004. 9. Veselý,S.: „Metody snižování emisí škodlivin při provozu spalovacích turbin“, sborník konference EKONOX, Hradec Králové, 2004.

-59-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Chemical & Process Engineering Approach to the Analysis of Power Systems with the Combustion Reaction Jarosław KOZACZKA12 VŠB – Technical University of Ostrava, Faculty of Mechanical Engineering (CZ) c/o AGH – University of Science and Technology Kraków, Faculty of Mechanical Engineering and Robotics (PL) Summary There are some approaches for modeling power generating systems. One of them, the most popular, consists of the whole possible complex structure containing all possible processes. The particular case will be analyzed setting the not concerning ones out of the analysis. Besides the expected advantages of such a model, the basic difficulty is the model’s complexity. The pure thermodynamic way to the modeling, optimizing and simulating of power engineering systems can be only achieved using the chemical and process engineering approach. Introduction In the power engineering there are analyzed some typical cycles, which are thermodynamic models of the appropriate machines and engines operations. In the process and chemical engineering, however, there is analyzed an almost infinitely number of such cycles, but they are not the typical cycles of energy devices. They are mostly technological schemes for the energy and material conversions, and they run usually continuously. To work out mathematical models of these cycles there is used a very limited number of the so–called unit operations, which then are connected to a large scheme, the system. Similar approach can be applied to the power engineering thermodynamic cycles and systems. Unit processes (operations) The most important unit operations in power engineering analyses are processes of pressure change (rising in compressors and decreasing in turbines), heat exchange and chemical reactions of combustion. In special cases chemical reactions of solid fuels gasifying should be taken into account, e.g. [01]. — chemical reactions Chemical reactions of combustion can be taken as stoichiometric ones, because the whole process runs very rapidly and thus the thermodynamic equilibrium lies mostly at the side of reaction products. The first theoretical investigations can be made using simple gaseous fuels CH4, H2 or CO, which completely convert into CO2 and/or H2O, namely CH 4 + O 2 → CO 2 + 2 H 2O ; H 2 + 12 O 2 → H 2O or CO + 12 O 2 → CO 2 It is possible and desirable to take into account complex combustion reactions in the gas phase, where the equilibrium will be reached depending on the process temperature and pressure, but these investigations will be made and presented in the future. Special problems in the treatment of complex combustion and gasifying chemical reactions have been already presented in [02], [03] and [04]. The main problem in modeling chemical reactions is determining the state near the thermodynamic equilibrium, but without reaching it. Although it is not that important in the case of combustion, it should be somehow taken into account analyzing gasifying processes of solid fuels. — pressure change processes The pressure change processes are the pressure rise in compressors and pressure drop in turbines, Figure 1. In the first case the technical (shaft) work will be supplied, in the second one, carried away.

12

Doc. Ing. Jarosław KOZACZKA, CSc. VŠB – Technical University of Ostrava, Faculty of Mechanical Engineering, Tř. 17. listopadu 15, 708 39 Ostrava, Czech republic. c/o AGH – University of Science and Technology Kraków, Faculty of Mechanical Engineering and Robotics, al. Mickiewicza 30, 30-059 Kraków, Poland. E-mail: [email protected]

-60-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

The only dimensionless parameter, which can describe all the possible cases of these processes is the polytropic effectiveness, namely vdp l m k −1 = η m,com = t,m = ∫ lt, + ∫ vdp + qirr m − 1 k

for the compression, and vdp + qirr m − 1 k l = η m,exp = t, + = ∫ lt,m m k −1 ∫ vdp for the expansion.

Fig. 1. Schemes of compression and expansion processes

The numerical value ηm=1 corresponds to the reversible adiabatic process, the m is the polytropic exponent. With the last parameter all the important process characteristics can be calculated. After the polytropic effectiveness for the particular process will be given, the shaft works can be derived as ∆i lt,com = or lt,exp = η m,exp ∆i

η m,com

The main advantage of the polytropic efficiency as a dimensionless modeling parameter is that with its help all possible pressure change processes can be followed, e.g. [06]. — heat exchange The heat regeneration is one of the most important processes in the power engineering. In the case of a gas turbine, the heat exchange process will be applied to utilize heat of flue gases after leaving the turbine. Usually the compressed combustion air will be heated up. Two typical cases should be taken into account depending on the relation between the so–called water values W (Wasserwerte) of flue gases and compressed air, Figure 2. In Figure 3. the heat exchange process is schematically presented.

Fig. 2. Two cases of the regenerative heat exchange process for a gas turbine

The heat exchange process can be fully described by its intensity number. After the optimization procedure the real apparatus can be determined. The heat exchange intensity is defined as Q ι= Q∞ where Q∞ is the heat exchanged on the infinitely large area A of the apparatus, see Figure 2. Heat losses can be determined using the common energy effectiveness Q Q η hex = + = coma where Q- Qturb where Q+ is the heat absorbed by the cold medium and Q– the heat given away by the hot one. Thus, in the intensity definition the heat Q is the really absorbed heat Q+ (see Figure 3.). Calculations have lead

-61-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

to conclusion, that there is not a huge error setting the last energy effectiveness of the heat exchange process equal to one. In very special cases it should be taken into account because of the usually large dimensions of heat exchangers used in gas turbines structures.

Fig. 2. Scheme of the regenerative heat exchange process in a gas turbine

Is the heat exchange intensity equal to zero, there is no heat regeneration in a system. Exact formulas have been presented in [05]. In a power generating system there can be taken more heat exchange processes. All of them can be determined with the appropriate intensity parameter value. This parameter can be taken as a base for dimensioning the apparatus, [06]. Gas turbine system

The whole gas turbine system can be built of the particular processes, which have been described above. In Figure 4. such a system is presented, [08], [09], [10]. It consists of a combustion chemical reaction, three pressure change processes and a regenerative heat exchange.

Fig. 2. Block scheme of the gas turbine as a system, consisting of three types of unit processes in the case ι=0 no regenerative heat exchange exists, and hence Tout=Tturb and Tair=Tcoma, see Tables for 20 bar, indices: gf – gaseous fuel, coma – compressed air, hex – heat exchange

The calculation procedure is very easy: there will be formulated an energy balance of the combustion chamber. By given dimensionless parameters, combustion temperature and pressure the air excess number λ will be corrected. The procedure is very good convergent. Numerical example

Calculations of two types of gas turbines will be presented. The first of them is the common methane driven one, and the second the hydrogen driven gas turbine. Two different pressures will be taken into account, once runs the turbine at 10 bar, and for the second at 20 bar. The natural environment parameters will be to T0=283,15 K and p0=1 bar. Combustion temperature vary between 1300K

and 2000K . Following dimensionless parameters have been chosen: η m,gf = η m,air = η m, turb = 0,95 η hex = 1 ι = 0,75

Some numerical results are placed into following four tables. The thermal effectiveness ηth is determined as L η th = t, turb Qreac and put into the following tables.

-62-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

1200K

1300K

combustion process temperature T 1400K 1500K 1600K 1700K 1800K

1900K

2000K

Qreac Lt,turb Lt,air Lt,gf

kJ kJ kJ kJ

735.13 667.23 365.36

735.92 653.96 329.63

736.80 641.91 300.09

737.72 633.53 275.23

738.65 625.44 254.02 8.26

739.56 618.34 235.70

740.40 612.01 219.71

741.14 606.26 205.60

741.75 600.95 193.05

λ

—

4.4287

3.9957

3.6375

3.3362

3.0792

2.8571

2.6632

2.4922

2.3401

nair nflue xCO2,flue xH2O,flue xO2,flue xN2,flue

mol mol — — — —

42.18 43.18 0.023 0.046 0.159 0.772

38.05 39.05 0.026 0.051 0.153 0.770

34.64 35.64 0.028 0.056 0.148 0.768

31.77 32.77 0.031 0.061 0.143 0.766

29.32 30.32 0.033 0.066 0.137 0.764

27.21 28.21 0.035 0.071 0.132 0.762

25.36 26.36 0.038 0.076 0.126 0.760

23.73 24.73 0.040 0.081 0.121 0.758

22.29 23.29 0.043 0.086 0.115 0.756

829.4 917.2 666.3

870.3 971.7 682.9

911.2 1026.3 699.8

952.2 1080.9 717.0

0.5062

0.5187

0.5294

0.5388

Tgf Tcoma Tair Tturb Tout

K K K K K

625.7 645.7 587.7

555.4 699.8 602.9

707.1 754.1 618.3

747.8 808.4 634.0

519.0 565.9 788.6 862.8 650.0

ηth

—

0.3994

0.4295

0.4541

0.4745

0.4916

Tab. 1. Methane gas turbine at 10 bar

1200K

1300K


1900K

2000K


kJ kJ kJ kJ

735.13 914.42 613.76

735.92 826.41 509.65

736.80 763.53 435.21

737.72 716.39 379.34

738.65 690.67 341.49 11.89

739.56 682.24 316.47

740.40 674.78 294.68

741.14 668.07 275.51

741.75 661.93 258.49

λ

—

5.0823

4.2202

3.6038

3.1411

2.8277

2.6206

2.4401

2.2813

2.1404

nair nflue xCO2,flue xH2O,flue xO2,flue xN2,flue

mol mol — — — —

48.40 49.40 0.020 0.040 0.165 0.774

40.19 41.19 0.024 0.049 0.156 0.771

34.32 35.32 0.028 0.059 0.147 0.768

29.91 30.91 0.032 0.065 0.139 0.764

26.93 27.93 0.036 0.072 0.131 0.762

24.96 25.96 0.039 0.077 0.125 0.760

23.24 24.24 0.041 0.083 0.119 0.757

21.73 22.73 0.044 0.088 0.113 0.755

20.38 21.38 0.047 0.094 0.107 0.753

712.0 717.0 702.8

746.1 762.4 716.0

697.1 780.2 807.9 729.4

814.4 853.5 743.1

848.7 899.1 757.1

0.4566

0.4785

0.4973

0.5136

0.5279


K K K K K

ηth

—

622.9 697.1 (no regenerative heat exchange) 535.3

580.6

626.0

671.5

0.3928

0.4143

0.4295

0.4408

Tab. 2. Methane gas turbine at 20 bar

-63-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

1200K

1300K


1900K

2000K


kJ kJ kJ kJ

250.07 234.09 126.90

250.63 229.54 114.43

251.14 225.69 104.07

251.59 222.37 95.33

251.99 219.45 87.85 8.66

252.33 216.84 81.38

252.62 214.47 75.71

252.86 212.30 70.71

253.05 210.27 66.26

λ

—

6.1531

5.5481

5.0459

4.6222

4.2596

3.9457

3.6710

3.4286

3.2129

nair nflue xH2O,flue xO2,flue xN2,flue

mol mol — — —

14.65 15.15 0.066 0.170 0.764

13.21 13.71 0.073 0.166 0.761

12.01 12.51 0.080 0.162 0.758

11.00 11.50 0.087 0.157 0.756

10.14 10.64 0.094 0.153 0.753

9.39 9.89 0.101 0.149 0.750

8.74 9.24 0.108 0.144 0.747

8.16 8.66 0.115 0.140 0.744

7.65 8.15 0.123 0.136 0.741


K K K K K

625.6 645.5 588,2

666.2 699.6 603,9

706.9 753.9 619,8

747.6 808.1 636,2

788.3 862.5 652,9

829.1 916.9 670,0

870.0 971.3 687,5

910.9 1025.8 705,3

951.8 1080.4 723,5

ηth

—

0,3940

0,4247

0,4498

0,4705

0,4878

0,5025

0,5150

0,5257

0,5349

1900K

2000K

565.9

Tab. 3. Hydrogen gas turbine at 10 bar

1200K

1300K



kJ kJ kJ kJ

250.07 323.77 215.50

250.63 292.94 178.85

251.14 270.88 152.59

251.59 254.29 132.85

251.99 245.09 119.38 12.68

252.33 242.00 110.45

252.62 239.23 102.66

252.86 236.71 95.80

253.05 234.38 89.71

λ

—

7.1378

5.9238

5.0542

4.4002

3.9540

3.6584

3.4004

3.1732

2.9714

nair nflue xH2O,flue xO2,flue xN2,flue

mol mol — — —

16.99 17.49 0.057 0.175 0.767

14.10 14.60 0.068 0.169 0.763

12.03 12.53 0.080 0.162 0.758

10.48 10.98 0.091 0.155 0.754

9.41 9.91 0.101 0.149 0.750

8.71 9.21 0.109 0.144 0.747

8.10 8.60 0.116 0.140 0.744

7.55 8.05 0.124 0.135 0.741

7.07 7.57 0.132 0.130 0.738


K K K K K

ηth

K

697.1 (no regenerative heat exchange) 535.1

580.4

625.7

671.1

0.3823

0.4046

0.4205

0.4323

697.1 711.7 716.5 702.9

745.7 761.9 716.5

779.8 807.3 730.6

813.9 852.8 744.9

848.1 898.4 759.6

0.4486

0.4711

0.4904

0.5071

0.5216

Tab. 4. Hydrogen gas turbine at 20 bar

-64-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

At the combustion temperatures above 1600K and process pressures 20 bar flue gases temperature after the turbine (Tturb) is lower than the compressed air temperature Tcoma. Thus, no regenerative heat exchange will be taken into account and it will be set (automatically) ι=0. Conclusions

The proposed chemical and process engineering approach to the analysis of power generating systems is very advantageous in almost all its bearings. First of all it is very simple and the system model build can be started from the basic thermodynamic cycle scheme. It guarantees, that its structure is very good founded from the thermodynamics point of view. Hence, its applicability is expected to be more general. The model suits very good for exergy analyses, e.g. [09], [10] and [11]. After the universal exergy rating quotient, the thermodynamic effectivity has been formulated and its determining algorithm worked out, it can be possible to investigate even more complicated system structures. The system must be built using the same modeling philosophy, i.e. approach. The structure can be very easy widened to match the real power generating systems. There is no problem in applying real gas instead of the ideal one. Even calculations with the water steam are very convenient. References

01. KOZACZKA J., KOLAT P.: Thermodynamische Analyse einfacher heterogener Verbrennungs– und Vergasungsreaktionen, Kwartalnik AGH Mechanika 22(2003)4, S.521–532 02. KOZACZKA J.: Procesy spalania — inżynierskie metody obliczeń (Combustion Processes — Engineer Computational Methods), SU 1343, Wydawnictwa AGH, Kraków 1993 03. KOZACZKA J.: Procesy zgazowania — inżynierskie metody obliczeń (Gasifying Processes — Engineer Computational Methods), SU 1407, Wydawnictwa AGH, Kraków 1994 04. KOZACZKA J., HORBAJ P.: Computation of Combustion and Gasifying Processes, Gaswärme International 52(2003)6(August), S.353–357 05. KOZACZKA J.: Verfahrenstechnische Vorgehensweise zur thermodynamischen Modellierung energetischer Systeme, Kwartalnik AGH Mechanika 23(2004)1, S.49–61 06. KOZACZKA J.: Analiza termodynamiczna (Thermodynamic Analysis), Wydawnictwo AGH, SU 1110, Kraków 1988 07. KOZACZKA J.: Thermodynamische Analyse und Beurteilung verfahrenstechnischer Prozesse, manuscript, Sektion Verfahrenstechnik (Wissenschaftsbereich Technische Thermodynamik und Energiewirtschaft, Leiter: W. FRATZSCHER), Technische Hochschule Leuna–Merseburg, Merseburg 1981 08. KOZACZKA J.: Ein Beitrag zur Untersuchung thermochemischer Kreisprozesse, XXXIV. Kraftwerktechnisches Kolloquium „Heizkraftwerke, Thermische Kleinkraftwerke, Fernwärmeversorgung und Thermofluidmeßtechnik”, 24.–26. September 2002, World Trade Center Dresden, Beitragsmanuskripte (VK12), Institut für Energietechnik der Technischen Universität Dresden (Bundesrepublik Deutschland), S.142–145 09. KOZACZKA J.: Thermodynamic Model of a Gas Turbine Cycle Regarding the Combustion Chemical Reaction, Acta Mechanica Slovaka Košice 7(2003)3, s.139–148 10. KOZACZKA J.: Thermodynamic Analysis Of Energy Conversion Processes, Problemy Inżynierii Mechanicznej i Robotyki (Problems Of Mechanical Engineering And Robotics) Nr 8, Wydział Inżynierii Mechanicznej i Robotyki AGH, Kraków 202 (ISBN 83–913400–0–7)

11. KOZACZKA J.: Termodynamická analýza energetických procesů a zařízení. Výtah z vybranýh prací (Thermodynamic Analysis Of Power Processes And Devices, Compilation Of Selected Papers), Habilitation Thesis, Taurus–K Publishers, Kraków – Ostrava 2001 (ISBN 83–907268–6–6)

-65-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

On the Real Energy Value of Simple Gaseous Fuels CH4 and H2 Jarosław KOZACZKA13 VŠB – Technical University of Ostrava, Faculty of Mechanical Engineering (CZ) c/o AGH – University of Science and Technology Kraków, Faculty of Mechanical Engineering and Robotics (PL) Summary

The exergy method of thermodynamic analysis takes into account not only energy quantities, but also their qualities. After the unified method of thermodynamic analysis and rating of chemical reactions has been worked out, the simple thermodynamic cycles can be analyzed regarding the chemical reaction of combustion, and all these on the exergy base. The real energy value of fuels depends therefore not only on their caloric characteristics, even not on their exergy value at the given environment parameters. It depends also on the parameters of the fuels utilization process. Introduction

There are very good known two main caloric characteristics of fuels, the so–called heat of combustion (or gross calorific value or high–heat value or higher calorific value) qhigh and the so–called net calorific value (n.c.v. or lower heating value) qlow. They are widely applied in all energy balances of combustion processes both, in theoretical and in practical investigations. In all the countries, in which the influence of the German technological knowledge is remarkable, i.e. in all countries of Central Europe the second mentioned parameter is usually applied. The first one, however, will be applied mostly in energy balances made in American references. The difference between these two main fuel parameters is the energy value of the water to vaporize from the quantity unit, e.g. one kilogram. Hence, there is qhigh = qlow + ∆ivap = qlow + r where ∆ivap is the enthalpy of vaporization of the water, contained in the quantity unit of a given fuel. In fact, using the mentioned fuel characteristics in energy balances, very rarely there is the objective taken into account, that this value refers to the so–called standard chemical parameters, or it is measured in calorimeters under certain conditions, which are not always comparable with the real operation of combustion chambers. From the point of view of the chemistry, the standard chemical parameters should be preserved. It means, that the energy value will be transformed to these parameters (p=1 ata, t=25°C). It varies very slightly, almost unremarkable, from the so–called technical normal state (p=1 ata, t=15°C) or the so– called physical one (p=1 atm, t=0°C). It should be therefore concluded, that the heat of combustion (high or lower) is a very convenient parameter for balancing combustion processes in practical investigations. In the case of advanced theoretical research, it doesn’t match the desired tasks. It is clear, that for such calculations (or exact process modeling) the heat of combustion value should be applied, which is transformed to the particular process parameters, because the amount of heat obtained in the combustion process depends on the process temperature (and pressure). In the case of exothermic chemical reactions it will be lower with rising temperature.

13

Doc. Ing. Jarosław KOZACZKA, CSc. VŠB – Technical University of Ostrava, Faculty of Mechanical Engineering, Tř. 17. listopadu 15, 708 39 Ostrava, Czech republic. c/o AGH – University of Science and Technology Kraków, Faculty of Mechanical Engineering and Robotics, al. Mickiewicza 30, 30-059 Kraków, Poland. E-mail: [email protected]

-66-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Exergy method

Simultaneous use of the First and the Second Laws of Thermodynamics taking into account the given natural environment has lead to the concept of exergy. With this thermodynamic quantity energies can be compared due to their practical applicability in the natural environment. Every energy consists of two parts, of its exergy and its anergy. The shaft work (or the technical work) is e.g. energy, which consists only of exergy (the anergy equals to zero) and the inner energy of the natural environment consists only of anergy, its exergy equals zero. Even fuels can be rated and compared with the exergy concept. One of the most important parameters is the so–called zero exergy. It takes into account the energy amount, which should be spent, or which can be obtained in the process of building one mole (or kilomole) of the particular substance from substances, that are common in the natural environment. But there are some problems in the exact determination of the particular values of the zero exergy. The zero exergy will be determined in a so–called devaluation (or devalvation) chemical reaction, which is the stoichiometric one between the analyzed chemical specie and species freely present in the natural environment. In Figure 1. there is presented such a chemical reaction. The zero exergy for a chemical compound A will be searched. The first way, the direct one, is the chemical stoichiometric reaction with species Bnes (index nes for natural environment specie), or, algebraically, like it is pointed out in the scheme Figure 1., the compound A will be devaluated into species Bnes represented in the natural environment. The second way of the zero exergy determination is the so–called indirect devaluation reaction, in which the analyzed compound A will be built from intermediate compounds Xi, which are directly built of the Bnes species, freely represented in the natural environment.

Fig. 1. Chemical reaction of devaluation of the specie A: direct (left) and indirect one (right)

In the way presented here there will be determined zero–exergies of species, but also the exergies of technical fuels. Should be the exergy of a fuel determined, which is a mixture of certain amount of chemical compounds, it will be the appropriate procedure applied, typical for mixtures analysis. The zero exergy (or chemical normal exergy), however, is not the only characteristic for technical fuels. The reason why for it, is the devaluation chemical reaction itself. There are at least two different ways of calculation, which differ by their assumptions. This statement shows the Figure 2. The first one, from right to the left is the devaluation chemical reaction in which the analyzed compound A is built of species Br free represented in the natural environment, but all the caloric quantities are taken for the so–called normal chemical conditions (superscript n: T0=298 K, p0=1 ata). Another words, the devaluation chemical reaction takes place at the chemical normal parameters. The second case, however, is the „real“ zero–exergy determination. Species Br, free represented in the natural environment, do react chemically together to built an analyzed specie A, but all this at the natural environment parameters. They can be higher or lower than the technical or physical normal state parameters T0 and p0. Will it be the zero–exergy for the element coal C to determine, the chemical reaction of devaluation C + O 2 → CO 2

-67-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

should be taken into account, because the oxygen O2 and the coal dioxide CO2 are freely represented in the natural environment. The appropriate calculations can refer to the chemical normal state parameters (the superscript n), or to the real natural environment parameters, by which the processes are analyzed. The last mentioned intensities p0 and T0 can be higher or lower than the very good known so–called normal state parameters (p0 and T0). Advanced theoretical investigations have pointed out, that there is very important to put into exergy balances zero–exergies by the appropriate natural environment intensities. Only then there are no „strange” numerical mistakes to expect.

Fig. 2. Chemical reaction of devaluation of the specie A from species Br

The zero–exergy discussed above is the commonly used fuel exergy, e.g. the zero–exergy of the element coal. One circumstance, however, should be emphasized. The fuel exergy (which in fact is its zero–exergy) has been determined either for the chemical normal state intensities (superscript n) or for the normal physical (resp. technical) state ones. The superscript in the last case is 0, but it means also the „real” zero–exergy, i.e. exergy calculated for the real natural environment intensities. Determining the real energy value of simple gaseous fuels

The real energy value of fuels can be determined using the appropriate fuel utilizing scheme, which is correct from the thermodynamics point of view. The most powerful will be here the scheme of the gas turbine process, in which all the parameters will be idealized.

Fig. 3. Thermodynamically perfect system for investigating the real energy value of simple fuels CH4 and H2

In Figure 3. there is a common gas turbine structure, in which the most important is the combustion process of simple fuels CH4 and H2. The combustion air will be supplied with the process pressure (compressor). The same pressure should be reached by the gaseous fuel, and that is why the fuel compressor is regarded. The two mentioned compression processes are reversible and adiabat (the

-68-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

polytropic effectiveness equals to one). The expansion in a turbine is also reversible adiabat. The regenerative heat exchange takes place in the infinitely large apparatus, so that in the heat exchange process the equilibrium will be reached. For such an idealized thermodynamic cycle (with heat regeneration) the output shaft work will be calculated and with the zero–exergy by the natural environment intensities p0 and T0 for different combustion pressures and temperatures determined. The calculation of the scheme presented in Figure 3. is very easy and rapidly convergent, when the balance of the combustion chamber (i.e. combustion process) is solved. The air excess number λ will be the variable, which numerical value should fulfill the energy balance. Numerical results

Assuming the natural environment intensities p0=1 bar and T0=283,15K, following numerical results have been obtained. The starlet after the particular numerical value in the tables means, no regenerative heat exchange exists.

p=5

ηzero p=10

ηzero

p=15

ηzero

p=20

ηzero

p=25

ηzero

T=1300K

T=1400K

T=1500K

T=1600K

T=1700K

T=1800K

T=1900K

T=2000K

bar —

0,56422

0,58408

0,60106

0,61569

0,62834

0,63931

0,64882

0,65704

bar —

0,50583

0,53109

0,55283

0,57168

0,58812

0,60252

0,61516

0,62625

bar —

0,47064*

0,49334

0,51824

0,53990

0,55885

0,57551

0,59020

0,60317

bar —

0,50276*

0,50289*

0,50305*

0,51432

0,53521

0,55361

0,56988

0,58429

bar —

0,52597*

0,52612*

0,52630*

0,52648*

0,52665*

0,53494

0,55252

0,56812

Tab. 1. Methane CH4 driven gas turbine

p=5

ηzero p=10

ηzero

p=15

ηzero

p=20

ηzero

p=25

ηzero

T=1300K

T=1400K

T=1500K

T=1600K

T=1700K

T=1800K

T=1900K

T=2000K

bar —

0,67545

0,69938

0,71960

0,73676

0,75136

0,76379

0,77435

0,78329

bar —

0,60442

0,63539

0,66184

0,68457

0,70419

0,72119

0,73594

0,74875

bar —

0,56062*

0,58857

0,61919

0,64563

0,66858

0,68860

0,70610

0,72143

bar —

0,59884*

0,59951*

0,60004*

0,61373

0,63926

0,66161

0,68123

0,69850

bar —

0,62644*

0,62715*

0,62773*

0,62817*

0,62848*

0,63827

0,65965

0,67852

Tab. 2. Hydrogen H2 driven gas turbine

-69-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

The quotient ηzero is defined as L η zero = t,0turb eµ, j

(see Figure 3.) where Lt,turb is the shaft work of the idealized cycle and eµ,0 j the appropriate zero exergy of the fuel. There is eµ,0CH4 = 833,8 kJ mol and eµ,0H2 = 237,9 kJ mol . Conclusions

Considerations presented above lead to the conclusion, that all the known and widely used caloric characteristics of fuels are not constant for all applications. They depend on the combustion process parameters, which has been known since years, but could not yet be expressed by quantity. In the tables there are contained numerical results of the appropriate quotients by means of the exergy. The statement can be useful for theoretical investigations of power generation systems, e.g. for modeling, simulation and optimization tasks.

-70-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Porovnání výsledků numerické analýzy programem FLUENT s měřením emisí NOx pro granulační kotel K11 14

Pavel STŘASÁK

Techsoft Engineering, s.r.o., Praha Josef PRŮŠA15 Invelt Servis,s.r.o., Praha Popis a cíl prováděných analýz Cílem numerické simulace bylo optimalizovat parametry kotle tak, aby při dodržení výkonových parametrů kotle došlo ke snížení množství produkovaných emisí NOx, pro výpočet byl použit komerční CFD systém FLUENT od společnosti Fluent Inc, který byl proveden společností TechSoft Eng., s.r.o., Praha. Varianta, která vykazovala nejnižší emise NOx, byla realizována na granulačním kotli ČKD 150 t/h - K11 v Teplárně České Budějovice společností Invelt Servis,s.r.o. Praha. Ověřovací měření byla provedena autorizovanou laboratoří měření emisí společnosti INPEK s.r.o., Praha. Zadání úlohy Numerická analýza kotle zahrnovala výpočet proudění, spalování a vzniku emisí NOx v granulačním kotli. Řešení bylo rozděleno na dvě části - výpočet hořáků a kotle. Napočtené rychlostní profily na výstupu z hořáků byly použity jako vstupní profily pro navazující výpočet kotle. Výsledkem výpočtu je kompletní rychlostní, teplotní a koncentrační pole uvnitř a na stěnách spalovací komory, integrální veličiny, tepelné ztráty, apod. Stručný popis použitých simulačních programů Pro řešení výpočet proudění v hořácích a spalování v kotli byly použity programy firmy Fluent Inc. (USA). Pro vytvoření modelu a vygenerování výpočetní sítě byl použit program GAMBIT. Pro provedení výpočtu a zpracování výsledků byl použit program FLUENT 6. Program GAMBIT je moderní objemový modelář pro tvorbu geometrie a generovaní výpočetní sítě. Geometrický 3D model hořáků a kotle byl vytvořen podle předané výkresové dokumentace v tomto modeláři. Program FLUENT 6 je moderní nestrukturovaný kód založený na metodě konečných objemů (FVM) s řešením rovnic Navier-Stokesových, kontinuity, energetické a turbulence, zachování složek a dalších. Umožňuje využití plně nestrukturovaných sítí (trojúhelníků a obdélníků ve 2D, resp. čtyřstěnů, pětistěnů a šestistěnů ve 3D a jejich kombinací – tzv. hybridních sítí). Fluent řeší laminární i turbulentní proudění, chemické reakce, vícefázové proudění pro stacionární i nestacionární stavy v geometricky složitých úlohách. Velkou výhodou vedle používání hybridních sítí je možnost adaptivního zjemnění nebo zředění sítě podle libovolné počítané proměnné. Celý výpočetní algoritmus je doplněn multigridním řešičem urychlujícím konvergenci řešení. Program FLUENT se používá především v energetice, klimatizaci, větrání, technice životního prostředí, letectví, automobilovém průmyslu, turbinářství, v procesním inženýrství, atd. Výsledkem výpočtů jsou rychlostní, tlaková a teplotní pole, tlakové ztráty, součinitele přestupů tepla, koncentrace chemických složek při řešení spalování, apod. Popis kotle Kotel je osazen primárními a terciálními hořáky. Terciální hořáky jsou jednoduché, tvořeny kruhovou trubkou přivádějící vzduch nad primární hořáky, proto nebyly modelovány, ale zadávány až na vlastním kotli.

14

Ing. Pavel STŘASÁK, Ph.D., Techsoft Engineering, s. r. o., Táborská 31, 140 00 Praha 4 E-mail: [email protected] 15 Ing. Josef PRŮŠA, Invelt Servis, s.r.o., V Nové Hostivaři 14/229, 102 00 Praha 10 E-mail: [email protected]

-71-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Primárními hořáky je osazena přední a zadní strana, vždy čtveřice hořáků na jedné straně. Výpočetní oblast primárního hořáku zahrnovala přívod primárního vzduchu (axiální vstup), sekundárního vzduchu (obvodový vstup) Obvodový vstup a brýdových par s práškovým uhlím (střední vstup, obr.1. Na vstupu primárního a sekundárního vzduchu byl zadán průtok a teplota vzduchu. Na vstupu pro přívod brýdových par spolu s práškovým uhlím byly zadány hmotnostní tok, teplota a složení par, dále množství, složení a granulometrie uhlí. Sdílení tepla u hořáků nebylo nutné počítat, Axiální vstup Střední vstup protože vzhledem k rychlosti proudění bude předané teplo mezi proudem Obr.1 - Schématické znázornění uspořádání hořáků s teplejšího vzduchu a proudem chladnější primárním a sekundárním vzduchem směsi brýdových par a vzduchu zanedbatelné. Obdobně je možné zanedbat přestup tepla mezi jednotlivými hořákovými vstupy. Celkem bylo řešeno 5 různých variant hořáků, které se lišily geometrickými změnami a operačními parametry. Cílem změn bylo upravit dělení primárního a sekundárního vzduchu a charakter výstupního rychlostního profilu, aby byl ovlivněn průběh spalování v kotli. Model kotle je tvořen prvním a sekundárním tahem. Hořáky na přední a zadní straně modelována jsou přesazeny, takže bylo nutné modelovat celý kotel. Deskové výměníky ve vrchní části kotle vzhledem k rozsáhlosti úlohy nebyly modelovány. Uspořádaní kotle je znázorněno na obr.2. Nad čtveřicí primárních hořáků je rozmístěna vodorovná řada terciálních hořáků. Spodní část komory je ukončena nosy, ve kterých je zaústěn odtah spalin do mlýnů.

Odtah spalin do mlýna

Terciální hořáky

II. Tah kotle

Hořáky se třemi vstupy - dva vzduchové a jeden vzduchový s práškovým uhlím

Obr.2 - Schématické znázornění uspořádání kotle s hořákovými vstupy

-72-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Celkem byly řešeny 4 varianty kotle, které se lišily použitými hořáky a výkonovými parametry 150 a 170 t/hod: - K150 - původní varianta, kotel s výkonem 150 t/h, bez terciálních hořáků. - K170 - původní varianta, kotel s výkonem 170 t/h s terciálními hořáky. - K170kssv - upravené hořáky-varianta H170kssv, výkon kotle 170 t/h s terciálními hořáky. - K170h - upravené hořáky-varianta H170, změna v roztečích a výšce, pootočení hořáků způsobené změnou v uspořádání přívodů, výkon kotle 170 t/h s terciálními hořáky. Provozní stav je určen množstvím, složením a teplotou vstupujícího vzduchu, plynů a uhelného prášku. Optimalizační výpočty byly provedeny pouze pro zvýšený výkon 170 t/h, výkon kotle 150 t/hod odpovídal stávajícímu stavu. Fyzikální popis Zadání počátečních podmínek, okrajových podmínek, fyzikálních vlastností závisí na zvoleném fyzikálním modelu. Vstupní hodnoty pro výpočet kotle o výkonu 150 t/h a 170 t/h jsou uvedeny v tab.1.1. Jako vstupní okrajové podmínky kotle byly použity výstupní rychlostní profily z hořáku. Teploty, koncentrace a množství vstupujícího uhelného prášku bylo zadáno konstantní po celém průřezu. Na membránových stěnách komory byla zadána teploty, na výstupu z II: tahu hodnota statického tlaku. Parametr

150 t/hod

170 t/hod

Celkový průtoku vzduchu do hořáků [Nm3/hod]

160 000 140

180 000 140

Poměrný axiální průtok v hořáku – šroubovice

12 %

12 %

Poměrný obvodový průtok v hořáku – spirální skříň

88 % 0%

73 %

12 000

12 000

Teplota brýd z mlýna [°C]

90

90

Objem. podíl O2 v brýdách

9%

9%

37 000

42 000

380

380

Teplota vzduchu [°C]

Poměrný průtok v terciálních hořácích – nad hořáky Odtahované množství spalin do mlýna [Nm3/hod]

Hmotnostní průtok uhlí [kg/hod] Teplota stěn kotle [°C]

15 %

Tab.1.1 – Vstupní parametry

Použité fyzikální modely pro hořák i kotel jsou uvedeny v tab.1.2. Fyzikální popis hořáků je jednoduchý - turbulentní proudění. Fyzikální popis kotle je podstatně komplikovanější - turbulentní proudění s chemickými reakcemi a se sdílením tepla konvekcí a radiací. Model

Hořák

Kotel

3D

3D

realizable k-ε model

realizable k-ε model

ρ(tlak)

ρ(teplota) a ρ(koncentrace) Ano

Geometrie Turbulentní proudění Hustota Radiace

Ne Ne

Chemické reakce

Ne

PDF model

101 325 Pa

101 325 Pa

Přenos tepla konvekcí, kondukcí

Operační tlak

Discrete Ordinates Model

Tab.1.2 – Použité fyzikální modely pro hořák a kotel

-73-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Zadání paliva Středním vstupem proudí směs vzduchu a spalin. Složení této směsi je uvažováno tak, že k odtahovaným spalinám do mlýna je přimícháván vzduch tak, aby koncentrace O2 v této směsi byla přibližně 9%. Spalované uhlí je definováno hořlavinou a nespalitelným podílem. Hořlavina je tvořena tuhou a těkavou složkou. Elementární rozbor hořlaviny je uveden v tab.1.3. Uvažovaných chemických složek je 16 a jsou to C, C(s), S, S(s), CO, CO2, H, H2, H2O, SO2, N, N2, O, O2, OH. Symbolem (s) za značkou prvku je označena tuhá fáze, ostatní složky jsou plynné. Zadání spalitelného podílu a obsahu vody odpovídá uhlí s označením 31E a podílem vody Wtr = 40% a obsahem popele Ad = 17%. Obsah plynné složky v hořlavině Vdaf = 51%. hmot. podíl [-]

atomová hmotnost

počet molů

molární podíl [-]

C

0,7266

12

6,055

0.04630

H

0,0566

1

5,66

0.4326

S

0,0060

16

0,0375

0.0029

O

0,2002

16

1,2513

0.0957

N

0,0106

14

0,0757

0.0058

13,0795

1

Prvek

součet

1 Tab.1.3 – Elementární rozbor hořlaviny

Kotel varianta k170- rozložení teplot a emisí NOx ve vybraných řezech Způsobů a možností zobrazování je velké množství. Pro získání představy o rozložení teplot v kotli o výkonu 170 t/hod je uveden obr.3. Rozložení hmotnostních podílů NOx je uvedeno na následujícím obr.4.

Obr.3 - Teplotní pole ve svislých rovinách v 1/4, 1/2 a 3/4 hloubky kotle pro variantu K170

-74-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr.4 - Hmotnostní podíly NOx ve svislých rovinách v 1/4, 1/2 a 3/4 hloubky kotle pro variantu K170

Kotel – porovnání výsledků řešených variant Parametry na výstupu z II. tahu kotle jsou uvedeny v tab.1.4. Podíl NO [mg/Nm3] ve spalinách je přepočten na normální stav suchého plynu a referenční obsah kyslíku 6% ve spalinách. Všechny hodnoty jsou počítány jako střední integrální hodnoty vážené hmotnostním průtokem. Výstupní parametry

stechiometr

K150

K170

K170kssv

K170h

Hmot.podíl CO [-]

-

4,57.10-5

2,26.10-5

1,06.10-5

0

Hmot.podíl CO2 [-]

0,2082

0,2080

0,2043

0,2156

0,1936

Hmot.podíl H2O [-]

0,0476

0,0392

0,0386

0,0405

0,0367

Hmot.podíl SO2 [-]

0,0009

9,27.10-4

9,13.10-4

9,55.10-4

8,7.10-4

Hmot.podíl O2 [-]

0,0395

0,0420

0,0449

0,0357

0,0548

-4

4,198.10

-4

5,552.10

-4

3,712.10-4

Hmot.podíl NO [-]

6,46.10

Hmot.podíl HCN [-]

7,1.10-7

0

3,3.10-11

0

Teplota [K]

1 533

1 583

1 675

1 564

Průtok [kg/s]

79,9

88,46

86,6

84,4

Rychlost [m/s]

16,3

18,4

18,9

15,1

Podíl NO [mg/Nm3]

574

414

523

445

Tab.1.4 – Spočtené výstupní parametry pro řešené všechny varianty

Velká výhoda numerických simulací je možnost provedení velkého počtu optimalizačních variant, atˇ hořáků nebo i kotle, které umožňují posoudit vliv měněných parametrů na sledované výsledné proměnné. Z výsledků uvedených v tab.1.4 je zřejmé, nejvyšší množství produkovaných emisí vykazuje původní stav varianta K150, tedy varianta s nejnižším výkonem 150 t/hod.

-75-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Optimalizace hořáků spočívala v přerozdělování primárního a sekundárního vzduchu a ve změnách tvaru rychlostního profilu na výstupu z hořáků. U takto fyzikálně komplikovaných úloh je důležité ověřování měřením, nejlépe na skutečném díle. Porovnávání s měřením je důležité pro ověřování správnosti zvolených modelů a jejich konstant. Porovnání s měřením jsou uvedena v tab.1.5. Velmi dobrých výsledků numerické simulace je dosaženo při výpočtu emisí NOx. Méně přesných výsledků je dosaženo při predikci podílu CO, to je způsobeno zadáním chemické reakce pro spalování CO, protože mechanismus rozkladu byl zadán nejjednodušším způsobem. Výstupní parametry Podíl CO [mg/Nm3] 3

Podíl NO [mg/Nm ]

K150

měření

K170

měření

garantováno

40,6

103

22,3

141

200

574

526

414

447

450

Tab.1.5 – Porovnání výsledků z numerické simulace s měřením na díle

Seznam literatury [1] Anderson D.J.: Fundamentals of Aerodynamics. McGraw-Hill, 1986 [2] Patankar, S.V.: Numerical heat transfer and fluid flow. Hemisphere Publ. Corp. Washington, 1980 [3] Rédr M., Příhoda M. : Základy tepelné techniky. SNTL, Praha 1991 [4] Šesták J., Bukovský J., Houška M.: Tepelné pochody. Transportní a termodynamická data. Ediční středisko ČVUT, Praha 1986 [5] Šesták J., Žitný R. : Tepelné pochody II. Ediční středisko ČVUT, Praha, 1997 [6] User’s Guide for FLUENT 6, Volume 1 - 4. Fluent Inc., Lebanon 2001 [8] Střasák P., Tuček A.: Komplexní výpočetní analýza práškového kotle. [9] Technická zpráva pro Invelt Servis s.r.o., Praha, 2003

-76-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

The Boiler OPF 230 in Thermal - Electric Centre of Zakłady Azotowe w Tarnowie Mościcach SA - Modernizations and Operating Experiences Marek PRONOBIS16 Silesian University of Technology, Poland Andrzej GAŃCZARCZYK17 Krzysztof WASA18 Thermal - electric centre of Zakłady Azotowe w Tarnowie Mościcach SA, Poland Abstract

The paper presents the first and unique boiler with hybrid (combined pulverized coal and fluidized bed) furnace, firing hard coal as the basic fuel. The reconstruction efforts as well as successive improvement of boiler operation have been described. The results of co-firing of bone meal have been presented. First stage of modernization

Zakłady Azotowe w Tarnowie-Mościcach S.A. is one of the largest producers of nitrogen fertilizers and other chemicals (for example plastics) in Poland. Boiler OPF 230 (Fig. 1) in Thermal - electric centre of Zakłady Azotowe w Tarnowie Mościcach SA is two-drum-boiler with natural circulation in the evaporator. Technical data of the boiler are as follows: Maximum continuous capacity 63,9 kg/s (230 t/h) Minimum capacity 27,8 kg/s (100 t/h) Drum pressure 10,8 MPa o Live steam temperature 510 C Live steam pressure 9,50 MPa o Feedwater temperature 215 C Feedwater pressure 14,7 MPa. The OPF 230 was built in the fifties, as a PC unit. After retrofitting it is the first and unique boiler with hybrid furnace, firing hard coal. Hybrid furnace consists of pulverized coal furnace with bubbling fluidized bed replacing the hopper. During the first stage of the modernization following actions have been undertaken: • replacement of old evaporator tubes with membrane water walls, • replacement of the hopper with the bubbling bed air distributor • new platen superheater has been placed in the upper part of the combustion chamber • replacement of the upper part of tubular air preheater with new economizer surface. Lower part of the furnace was covered with a layer of abrasion resistant refractory. The bed material consists of the gravel (grain size 0 - 25 mm).

16

Prof. Dr. Hab. Inż. Marek PRONOBIS, Politechnika Ślaska, Instytut Maszyn i Urządzeń Energetycznych, Zakład Kotłów i Wytwornic Pary Konarskiego 20, 44-101 Gliwice, Polska. E-mail: [email protected] 17 Mgr. Inż. Andrzej GAŃCZARCZYK, Centrum Elektrociepłowni Zakłady Azotowe w Tarnowie-Mościcach S.A., ul. Kwiatkowskiego 8, 33-101 Tarnów, Polska E-mail: [email protected] 18 Mgr. Inż. Krzysztof WASA, Centrum Elektrociepłowni Zakłady Azotowe w Tarnowie-Mościcach S.A., ul. Kwiatkowskiego 8, 33-101 Tarnów, Polska E-mail: [email protected]

-77-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

The fuel distribution system was entirely changed introducing the elements necessary for fluidization part. On the furnace sidewalls two pairs of burners connected with two coal mills of MWk 16 type were installed. The coal for fluidized bed is prepared in separate feeding line. Two fans supply combustion air to the boiler through the two-stage tubular air preheater. Part of the air (the primary air) goes to the coal mills and burners as well as OFA nozzles. Remaining part (secondary air) via fluidization fans is delivered to the bed. The flue gas is transported via 2 induced draft fans.

Dust separator

OFA ports

Coal burners

Fig. 1. Boiler OPF 230 in Thermal - electric centre of Zakłady Azotowe w Tarnowie Mościcach SA

-78-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Further stages of modernization

After the modernization the boiler OPF 230 encountered serious problems. Among them the most important were those connected with reaching the full capacity and meeting to NOx emission standards. Inability to maintain required bed temperature by firing standard assorted coal usually delivered for power plants makes it necessary to burn special, very fine fuel. In order to keep proper bed temperature it was necessary to operate with very high excess air number in the furnace. In order to improve boiler operation the following measures have been implemented: Flue gas recirculation After first stage of modernization the maximum continuous capacity of the boiler reached only some 125 t/h, i.e. 55 % of its nominal value. The main disadvantage noticed was the necessity to keep high air excess in the furnace leading to high NOx emission and low efficiency of the boiler. Firing of very fine coal (ca 60 % of grain size < 0,5 mm) improved the fluidized bed operation and the capacity was increased to 150 - 160 t/h. However the serious problems remained unresolved: unburned fine particles were transported out of the fluidized bed and its temperature dropped under permissible values. In order to improve the boiler operation flue gas recirculation into the fluidizing air has been applied. The recirculation fan with capacity of 25 m3/s has been installed on the input of the fluidizing fan. After this modernization the results of boiler operation were only slightly better then before. It was still impossible to reach the nominal boiler capacity (230 t/h) and unburned carbon in the fly ash reached 25 %. In addition, the measurements showed that O2 content in convection pass was lower then the one detected in the exit of the furnace. This observation proved that the combustion process, which should end at the furnace exit, was continued in the convection pass. It was the consequence of the blow out of the fuel from the furnace, with velocity too high to ensure complete combustion. Decrease of the amount of fuel fired in the fluidized bed The calculations showed that the amount of fuel, which can be effectively fired in the fluidized bed, is in fact much smaller then it has been assumed during boiler design. Therefore the natural solution of this problem was to increase the fraction of PC part in heat released in the furnace which, however, faced serious technical limitations. The main limitation was the maximum possible capacity of the MWk 16 fan mills, particularly that in normal conditions only one mill should be used, making it possible to repair the second one. Certain solution is to operate both mills, but during repair period the capacity of the boiler must be reduced. Actually one mill is in operation up to 140 t/h. Second mill is put in operation by higher capacity. Average time between repairs of the mills is ca 1000 h, the time for repair reaches 24 - 48 h. The repairs are synchronized with the periods of lower steam and heat demand or, if it is impossible, other boiler is put in operation. Co-firing of the bone meal in the fluidized bed proved to be very helpful in this situation because it is the way to increase the share of fluidization part of the furnace avoiding problems arising from coal combustion. Separation of coarse fly ash particles In order to reduce unburned carbon (UBC) losses, the recirculation of coarse fly ash particles to the furnace has been proposed. The separator is integrated with existing evaporator tubes on furnace exit. As the result of such modernization at the end of combustion chamber there is the separating heat exchanger - Fig. 2.

-79-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

ws

Antierosion plates

Separating elements

80 304 100

380

150

Fig. 2 Cross-section of the separating heat exchanger

At present the UBC-values are 8 - 10 % by high load operation and ca 13 ÷ 15 % by steam capacity 100 - 130 t/h. Reconstruction of PC burners On the furnace sidewalls there are two pairs of pulverized coal burners - Fig. 1. In comparison with other PC boilers, the burners of OPF 230 are located high in the furnace. Improper burner location (short coal dust residence time) and design caused high UBC values. An additional problem noticed at that stage of modernization process was too high water stream to spray attemperators. Even by low steam capacity and maximum load of fluidization part of the furnace this stream reached 10 % of the boiler output. With growing load the water stream quickly increased, what made practically impossible the operation by higher share of PC part in the furnace. It was a consequence of too small distance between burners and platen superheater. In order to improve this situation the burners have been reconstructed and inclined down at the angle o of ca 5 . The velocity of the coal-air mixture was increased, what improved the combustion quality. The temperature at the furnace exit as well as the water stream to spray attemperators decreased also in a certain degree. The modernizations mentioned above enabled more stable operation of the furnace as well as caused the decrease of air excess and flue gas temperature in the upper part of the combustion chamber. It became possible to burn more fuel in PC part of the boiler reaching the steam capacity of 180 - 190 t/h. Co-firing bone meal with coal

Due to the European Union prohibition of feeding meat and bone meal (MBM) to ruminant animals, the combustion of these materials has become a subject of high actuality. A typical characteristic of this fuel and its ash is presented in tables 1 and 2. Lower heating value

Qir

Ash content

A

r

Total moisture content

Wt

Sulfur content Chlorine content Nitrogen content Albumin content Fat content -

S r Cl r N

r

r

kJ/kg

17600

% %

20,8 4,1

% % % % %

1,0 0,8 6 - 11 53,6 21,8

Tab. 1. Typical characteristic of the bone meal fired in the boiler OPF 230

-80-


P2O5 CaO SiO2 Na2O

[%] [%] [%] [%]

Brno, 2. – 3. 6. 2004

70,05 18,81 5,96 2,94

K2O [%] Fe2O3 [%] MgO [%]

1,12 0,85 0,27

Tab. 2. Typical characteristic of the ash from bone meal fired in the boiler OPF 230

Bone meal ash is composed mainly of phosphorus and calcium. During co-combustion with coal one must reckon with significant increase of slagging tendency [1, 2]. These results are confirmed in investigations of characteristic temperatures made in Zakłady Azotowe w Tarnowie Mościcach SA Table 3. Fuel

Sintering temperature - tS

Bituminous coal Coal + bone meal Thermal share ≅ 0,2

1135 1050

Softening Melting Flow temperature temperature (ST) temperature (HT) (FT) - tC - tA - tB 1370 1480 >1520 1300 1330 1360 o

Tab. 3. Characteristic ash fusion temperatures according to DIN 51 730 standard [ C]

The investigations carried out from the year 2000 and operational practice proved that the thermal share of bone meal might reach 25 %. Till now 15 000 tons of bone meal have been utilized. Substituting coal with renewable fuel is not only profitable from economic point of view, but also decreases the CO2 emissions and enables utilization of troublesome waste product. In OPF 230 boiler the bone meal is transported to the bed by means of coal feeders. The cocombustion promotes improved furnace operation, resulting from more uniform temperature distribution. The only negative effect noticed in the boiler is increased fouling of water walls and occurrence of slag in the bed ash. Despite of relatively high nitrogen amount in bone meal the increase of NOx emissions was never observed. References

[1]

Pronobis, M.: Modernizacja kotłów energetycznych (Modernization of steam generators). WNT Warszawa 2002.

[2]

Pronobis, M.: Wpływ współspalania biomasy na żużlowanie paleniska kotła (The influence of biomass co-combustion on boiler furnace slagging). IX Konferencja Kotłowa’02. Pol. Śląska, Instytut Maszyn i Urządzeń Energetycznych. Prace Nauúkowe, Monografie, Konferencje z. 10. Gliwice 2002.

-81-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Experimental Results of a New Premixed Gas Burner Model For An Aeroderivative Turbine Ion OPREA, Lucian MIHAESCU, Tudor PRISECARU, Gabriel NEGREANU, Nicolae PANOIU19 University “Politehnica” of Bucharest Abstract

The paper is a result of a research pointed to the replacement of the liquid fuel with natural gas in order to convert an air-engine into a stationary one. The concept of the combustion system is based on a dry lean-premixed process in order to minimize the pollutant emissions. The design of a new gas burner and the operation modes are briefly presented. The experimental model of the burner was manufactured and the results of the first tests are presented. The burning tests proved that a stable flame was obtained as a result of the central burner influence over the peripheral burner. Introduction

The paper presents the results of a research pointed to the replacement of the liquid fuel with natural gas in order to convert an aero-engine (AI-24) into a stationary one, designed for cogeneration. The main targets of this research are: • The fuel replacement; • The decrease of pollutant emissions, especially NOx şi CO; • The improvement of the combustion chamber efficiency in accordance with the overall gas turbine efficiency. In order to replace the liquid fuel a new gas burner was designed in accordance with the thermal capacity and the architecture of the combustion chamber. In a first stage of the research, without modification of the secondary cooling air holes, a relative high NOx emission level was obtain. A better understanding of the mixing process between the primary and the secondary cooling air and flue gas was obtained modeling this solution by aid of Fluent’s CFD software. Based on these results an improving of the mixing process between air and gas in premixed region and with secondary cooling was performed. A new arrangement of the secondary air injection in the combustion chamber, illustrated in figure 1, allows the cooling air to penetrate in the central flame zone, making possible an important decreases of NOx emission.

19

Assoc. Prof. Dr. Ing. Ion OPREA, Prof. Dr. Ing. Lucian MIHAESCU, Prof. Dr. Ing. Tudor PRISECARU, Assoc. Prof. Dr. Ing. Gabriel NEGREANU, Prof. Dr. Ing. Nicolae PANOIU University “Politehnica” of Bucharest (UPB), Mechanical Engineering Faculty, Chair of Classical and Nuclear Thermal Power Equipment, 313 Splaiul Independentei, Sector 6, Bucharest, Romania E-mail: [email protected]

-82-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

c) 10 sets of 3 holes φ 10, at 15 mm from a)

b) 10 sets of 3 holes φ 10

d) 12 sets of φ 10 hgoles

a) 10 sets of 3 holes φ 10

35

40

15

d) 10 sets of 3 holes φ 19

20

25

V2

40

100

130

82

104

122

holes φ 3

φ 71

Combustion air inlet

V1

43

59

90

105

325

Fig. 1. The layout of the AI-24 combustion chamber equipped with the new complex gas burner

The new complex burner architecture was compatible with new cooling holes in the proximity of combustion chamber inlet. These gradually improvements leads to o new reduction of NOx emission, from the average value of 150 mg/m3N to 80 mg/m3N; the CO emission being (0,03 ÷ 0,02)%. The temperature distributions presented in figure 2 relative to the full operation mode relieves a good mixing burning air-natural gas that avoids the points of high temperature that generate pollutant emission. In the same time the temperature field shown a good cooling of the combustion chamber walls by the secondary air. An internal reversed flow appears due to interaction between the swirl of the central airflow and peripheral swirls. This flue gas recirculation is shown by the contour of the zero velocity value in the field of velocity vectors (figure 3). The NOx pollutant emission

Fig. 2. Temperature (K) distribution

Fig. 3. Velocity vectors (m/s)

The modeling results were taking into account in the next phase of the research for detailed component design, burning stability evaluation and emission prediction.

-83-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

The new gas burner design

The new complex gas burner solution consists in a central burner without premixing air-gas and eight peripheral premixed-burner symmetrically placed around the central one (fig. 4). Air

Peripheral burners

Premixing zone

Kinetic flame

λ1

λ2

Peripheral swirl

Stability flow Central burner Diffusive flame

V2

Internal reversed flow

B2

B1+B2

Secondary peripheral swirl

V1

Natural gas

Fig.4. The layout of the new complex gas burner

In order to achieve a NOx reduction, a kinetic-flame burner has been developed. An about 80 percent fuel is so burned and the remaining 20 percent is burned into the central diffusive-burner. Peripheral burners only ensure the start-up and low part-load operations, opening the V1 gas fuel control valve. A diffusive burning is obtained ensuring a good stability of the flame, with an air-excess value λ1 = (2 ÷1), indicated in Table 1. Operation mode Stat-up Low part-load (0 ÷ 40) % Part-load (40 ÷ 100) % Full load

B1 [m3N / s] 0.2 ⋅ Bn (0.1 ÷ 0.4)⋅Bn (0.4 ÷ 0.8)⋅Bn 0.8⋅Bn

B2 [m3N / s] 0 0 0.2 ⋅ Bn 0.2 ⋅ Bn

λ1

λ2

2 1 1 ÷ 0.5 0.5

1.15 1.15

Tab. 1. Characteristics of the gas burner operation modes

The same conditions are required for the full load operation. In the premixed air-gas burning these conditions are optimum accomplished by the peripheral burners for (40…100)% range of load. The main characteristics of the operation modes are indicated in table 1. The operation mode converts to the kinetic burning with load increasing, opening the V2 gas fuel control valve, the flame stability being assured by the central burner. The load increases, over 60 %, is realized only by means of peripheral burners. Their flame stops due to the lack of air and a premix of air and fuel occurs. Because of the high air-excess value in the combustion chamber, the flame reappears at a particular distance to the burner. These flames are so-called kinetic flames, and they are important for obtaining low NOx levels in the hot gases. The central burner flame makes the kinetic flame stability. At full-load (100%), the air-excess value in the intake section is λ = 1.2, accomplished by means of a secondary airflow, at the periphery of the primary airflow of the central burner.

-84-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

First stage of modeling

The targets of the first tests were to emphasize the ignition and flame stability, the quality of air-gas mixing, the flame characteristics and the interaction between the peripheral and the central burners. The experimental gas burner model was in accordance with the characteristics of the stand for gas burner test, illustrated in figure 5, in respect with similarity laws. The natural gas flow rate was (0,5 ÷ 0,8) m3N/h and the air excess coefficient (1,1 ÷ 1,2). From these points of view and due to the burner symmetry a simplified model was made, with only one peripheral burner. The image of this model shown in figure 6, relieves the central and peripheral burners and the three supplying pipes, two for gas and one for air. Figure 7 shows the burner model mounted inside the combustion chamber of the stand.

Fig.5. The stand for gas burner tests

Due to the small dimension the experimental burner was manufactured without vortex flow. Even in these conditions a good interaction between the central and peripheral jets was obtain, but the flame was quite long. The burning tests have demonstrated a steady flame, held at the lips of the two burners, in condition of air supplying with atmospheric pressure. The flame was very long as is illustrated in figure 8 a. The content in CO was high. The increasing of the air rate of flow, as in gas turbine combustion chamber conditions, led to a flame placed not very far from the burner lip. A steady flame was obtained for the central burner that has a good influence over the ignition and the stability of the peripheral burner flame. The blue flame color indicates a complete burning. In addition the flame was shorter, in accordance with the condition imposed by the gas turbine combustion chamber.

Fig. 6. First experimental model of the burner

Fig. 7. The burner mounted inside the combustion chamber of the stand

-85-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

A steady flame for a higher flow rate of natural gas was also obtained, illustrated in figure 8 b, despite the fact that in such condition the flame is prone to detach from the lips of the two burners.

Fig.8. The first tastes of the gas burner a – with atmospheric air pressure; b – with higher air pressure

Second stage of modeling

A new model of the complex burner, with all the nine faire tubes, was manufactured. In order to achieve the premixing process, for the peripheral burners the natural gas penetration into the air flow was released to a relative low level. The geometrical scale was imposed by the rate of natural gas flow, less than 1 m3N/h. The air rate of flow was controlled by means of a rotametru. In these conditions, due to the low dimensions, all the jets are not swirled. The test target was to relieve the gas-dynamics of the burning process, with all the nine burners in operation. In the same time the influence of the premixing air-natural gas ratio for the peripheral burners was observed. The natural gas rate of flow was (0.6 ÷ 0.85) m3N/h and the air rate of flow was relative to an excess air coefficient of 1.2 for the central burner and (1.1 ÷ 1.2) for the peripheral burners. The air temperature was the environmental one. The test using only environmental air have lead to a long flame, with a high content of ash, illustrated in figure 9. An important decreasing of the flame, without ash, was obtained by means of the compressed air, the flame turning to the blue color, as is shown in figure 10. The flame gas dynamics have changed positively by reducing of the premixed air; the minimum excess coefficient value was 0.018.

Fig 9. Environmental air burning.

-86-

Fig. 10. Forced air burning


Brno, 2. – 3. 6. 2004

In all operation conditions a positive influence of the central burner, with diffusive flame, on the entire burning process stability was observed. The flame length for the optimum rate of premixing air was about 250 mm, in accordance with the aeroderivative combustion chamber length. From this point of view must be mentioned that the operation with hot air will leads to an increasing of the burning velocity and a decreasing of the flame length, shown in figure 11. The pollutant emission was measured to the end of the flame by aid of a HORIBA 250 gas analyzer; the NOx content was (25 ÷ 35) ppm and CO content (20 ÷ 55) ppm.

Fig. 11. Optimum premixing operation modes

References

[1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9]

Mihăescu L., Cristea E.D., Pănoiu N., “Vortex burners”, Editura Tehnică, Bucharest 1986. Mihăescu L., Ceclan M., Oprea I., Prisecaru t., Pîşă I., Ene A.S., Prisecaru M., Popa E., “Unconventional Thermal Installations”, Editura PERFECT, Bucharest 2002. Rawlins C. D.: “Solar opts for dry, lean premixed low NOx concept”, Modern Power Systems Review, May 1994, pp. 79-81. *** “RB211 dry low emission burner on schedule”, Modern Power Systems Review, May 1994, pp. 75-78. Gilmer J.R., Fredrickson J.M., English E.A., “Upgreating for emission compliance”, Modern Power Systems Review, January 1995, pp. 45-49. Davidson J., Leonard G., “DLE combustor exceeds performance guarantee”, Modern Power Systems Review, May 1995, pp. 37-4 1. Gutnik, M.N., Tumanovsky, A.G., “Low–NOx Combustion Chamber for Power Generation Gas-Turbine Unit”, Power-Gen 98 Conference, Milano, 1998. Mihăescu, L., Prisecaru, T., Prisecaru, M., Negreanu, G.P., Oprea, I., Ene, A.S., Pîşă, I., “Stages of transformation of an aeroderivative turbine from liquid to gas fuel, with low pollutant emissions”, A XXVIII–a Anual Cogeneration Conference, Braşov 5-7 dec. 2001. Oprea I., Negreanu P., Mihaescu L., Prisecaru T., Ene S., “Numerical modeling of a premixed low emission gas burner for an aeroderivative turbine” ELFIN 6, Timisoara 14-15 oct. 2003.

-87-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Nový kotel 100 t.h-1 v Elektrárně Kolín Zdeněk VLK20 ČKD PRAHA DIZ a.s. Abstrakt

Příspěvek popisuje instalaci nového kotle o výkonu 100 tun páry za hodinu v Elektrárně Kolín a jeho provozní parametry. Kotel je v pořadí nejnovější instalací uhelného kotle v ČR. Úvod

V listopadu 2003 byl uveden v Elektrárně Kolín do provozu nový granulační kotel pro spalování hnědouhelných hruboprachů. Kotel má parní výkon 100 t.h-1, parametry páry 43 bara, 430 °C, a je nejnovějším kotlem pro spalování uhlí uvedeným do provozu v České republice. V elektrárně nahrazuje stávající tavící kotel ze čtyřicátých let minulého století. Neobvyklé je disposiční začlenění kotle do stávající funkcionalistické stavby pražského architekta Frágnera z konce dvacátých let minulého století. Celý projekt vyšel z úzké spolupráce mezi naší dodavatelskou firmou ČKD PRAHA DIZ a.s. a naším zákazníkem, Elektrárnou Kolín a.s. V rámci této spolupráce byly vyřešeny všechny specifické podmínky tohoto projektu, služby naší společnosti byly kompletní, počínaje dokumentací pro stavební povolení a konče zkušebním provozem. Výsledkem je solidní technické dílo s velmi výhodnými komerčními parametry. Výchozí stav

Stávající Elektrárna Kolín byla osazena třemi parními kotli; nejstarším parním kotlem “K4“ z roku 1943 o výkonu 65 tun páry za hodinu pro spalování černouhelných hruboprachů ve výtavné spalovací komoře, dále parním kotlem “K5“ o výkonu 50 tun páry za hodinu pro spalování hnědouhelných hruboprachů na pásovém roštu, a parním kotlem “K6“ o výkonu 75 tun páry za hodinu pro spalování zemního plynu. Historické parní kotle “K1“ ÷ “K3“, které tvořily původní kotlový park elektrárny, byly v minulosti demontovány. Nejstarší parní kotel “K4“ je za hranicí své morální i komerční životnosti a bude rovněž demontován. Mimo objekt elektrárny je dále v provozu kotel “K7“, takže nový kotel podle našeho projektu dostal označení “K8“. Elektrárna Kolín je dále osazena dvěma parními turbínami, ve starší protitlakou “TG - 4“ o výkonu 4,0 MW(e), a novou turbínu “TG -5“ s potlačenou kondensací o výkonu 12,0 MW(e). Popis disposice

Pro instalaci nového kotle “K8“ byl k disposici prostor stávající haly po třech dříve demontovaných roštových kotlech z třicátých let minulého století. Pro nový kotel byl tento prostor vyhovující svými půdorysnými rozměry, ale nevyhovující pokud jde o výšku. Strop standardně řešeného kotle byl o tři metry vyšší, než stávající střecha. Po zamítnutí úvahy o snížení konstrukce kotle dělením zadních partií kotle na více tahů, které znamenalo nárůst investičních nákladů, bylo přistoupeno k řešení s nástavbou nad střechou kotelny. Nástavba je uložena na nosné konstrukci kotle a podařilo se ji citlivě zaintegrovat do původní funkcionalistické stavby. Jediným rušivým prvkem jsou snad tlumiče hluku parních výfukových potrubí, jejichž nadměrnou velikost si vyžádaly požadované parametry přípustného hlukového zatížení okolí. Charakteristický řez na nový kotel s nástavbou je připojen k závěru příspěvku. Bohužel již v minulosti byla část velmi pěkné funkcionalistické fasády zakryta

20

Ing. Zdeněk VLK, ČKD Praha DIZ, a. s., Čechova 56, 370 01 České Budějovice. E-mail: [email protected]

-88-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

nezbytnou instalací odprašovacího zařízení (elektrofiltry) se kterým samozřejmě nemohlo být ve třicátých letech minulého století počítáno. Kotel “K8“ je plně napojen na stávající rozvody elektrárny. V partii za kotli využívá rekonstruovaný umělý tah sloužící původně kotli “K4“, škvára ze spalovací komory je zavedena do stávající hydraulické dopravy. Ostrá pára je použita po parní turbíny, při čemž jistý přebytek parního výkonu umožní nově výrobu elektrické energie na “TG -5“ v nejpožadovanějších pásmech odběru. Popis vlastního kotle

Pro Elektrárnu Kolín byl navržen inovovaný koncept granulačního kotle, opírající se o řadu provozně vyzkoušených vzorů se značkou “ČKD“ z minulosti. Z konceptu řešení podtrhujeme - užití vířivých práškových hořáků - užití terciérního vzduchu - nově konstruované obratové třídiče paliva pro tlukadlové mlýny - nová koncepce sálavého přehříváku - ochrana konvekčních částí a ohříváku vody Základními požadavky na konstrukci byly pružnost provozu a rozsah regulace výkonu bez použití pomocného paliva v intervalu 40 ÷ 100 %. Spalovací zařízení Kotel je granulační, s přímým foukáním prášku a se čtyřmi tlukadlovými mlýny, určený pro spalování sokolovského hnědouhelného hruboprachu, s najížděcím a stabilisačním palivem “zemní plyn“. Základní palivo, hnědé uhlí je zavedeno redlerovými dopravníky do sušících šachet mlýnů, tvořených membránovými stěnami výparníku. Tlukadlové mlýny odsávají spaliny ze spalovací komory na úrovni teplot spalin cca 900 °C, v šachtách dochází k dílčímu vysušení paliva. Palivo rozemleté tlukadlovým mlýnem pokračuje přes nově konstruovaný obratový třidič do vířivých práškových hořáků, s regulovanými přívody vzduchu. Ke každému ze čtyř mlýnů jsou přiřazeny dva vířivé práškové hořáky, celkový počet práškových hořáků je tedy osm, s disposičním uspořádáním po čtyřech po obou bocích kotle. Mlýnské okruhy jsou dimenzovány tak, že pro provoz kotle postačují tři okruhy v provozu, zbývající slouží jako rezerva. Běžný provoz kotle je vesměs prováděn se všemi čtyřmi mlýnskými okruhy. V čele kotle jsou umístěny dva monoblokové zapalovací a stabilisační plynové hořáky fy “WEISHAUPT“ o výkonu celkem 20,4 MW(t). Hořáky slouží pro najetí kotle a dále pro stabilizaci spalování při výkonech kotle pod 40 % jmenovitého výkonu. Kotel s příslušenstvím Parní kotel je jednobubnový s přirozenou cirkulací, s membránovými stěnami, sálavý, na straně spalin dvoutahový. Prvý tah tvoří spalovací komora kotle o rozměru 6 100 x 6 760 mm se sálavým přehřívákem páry, ve zbývajícím tahu je umístěna konvekční část přehříváku, třídílný ohřívák vody a trubkový ohřívák spalovacího vzduchu. Spalovací komora je těsná, provedená z membránových stěn, z trubek o φ 60,3 x 4 mm, součástí tlakového celku jsou zmíněné celomembránové sušící šachty mlýnů. Poměr zavodňovacích a výparných trubek je cca 1,0 : 4,0. Buben kotle má φ 1 600 mm, délku 8 500 mm a tloušťku stěny 30 mm. Uvnitř bubnu je celkem jedenáct cyklonových odlučovačů syté páry, ze kterých je sytá pára zavedena do prvého, sálavého, dílu přehříváku a dále do kondensátorů. Přehřívák páry je dvoudílný - hady vstupního, sálavého dílu přehříváku páry jsou z trubek φ 44,5 x 4,0 mm z materiálu tř. 15, konvekční díl přehříváku páry je proveden z vodorovných odvodněných hadů φ 36,0 x 3,6 mm z materiálu tř. 15. Regulace přehřátí je vstřikem vlastního kondensátu, zástřiková komora je umístěna mezi oběma díly přehříváku. Zástřikový kondensát je získáván ve dvou kondensátorech syté páry, chlazených napájecí vodou. Napájecí voda je zavedena nejprve do zmíněných kondensátorů a dále do ohříváku vody. Ohřívák vody je třídílný, z hadů ohýbaných z bezešvých trubek φ 32,8 x 3,6 mm z materiálu tř. 12. Poslední teplosměnnou plochou je jednodílný trubkový ohřívák spalovacího vzduchu provedený z trubek φ 40 x 1,5 mm. Na dně spalovací komory

-89-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

kotle jsou dvě škvárové výsypky. Kotel je prakticky bez vyzdívky, těžká vyzdívka je pouze v prostoru ústí hořáků a škvárových výsypek, zbývající je torkretáž.. Celek kotle je zaizolován a oplechován pozinkovaným plechem. Součástí kotle je samozřejmě potřebná garnitura, (dvířka, kukátka, explosní klapky, dilatace, závěsy, bandáže atp.) galerie, zvedací zařízení, a dále armatura a měřící přístroje v potřebném rozsahu. Celek kotle je uložen v ocelové nosné konstrukci s půdorysným rozměrem 8,0 x 11,5 m výšce 25,5 m. Systém spalovacího vzduchu, umělý tah Spalovací vzduch je odsáván dílče z prostoru kotelny a dále z venkovního prostoru ssací šachtou s tlumičem hluku. Vzduch je dmýchán vzduchovým ventilátorem s měničem frekvence do trubkového ohříváku vzduchu. Z ohříváku vzduchu je vzduch rozveden jako primární a jádrový vzduch dvěma kanály po boku kotle do práškových hořáků, a dále jako tercierní vzduch. Významným příspěvkem instalace tercierního dmýchání je omezení emisí kysličníků dusíku. Regulace vzduchu je provedena motoricky ovládanými klapkami.. Pro nový kotel “K8“ je využit stávající umělý tah kotle “K4“, u kterého je rekonstruován kouřový ventilátor (výměna oběžného kola a elektromotoru). Systém řízení kotle Pro systém řízení a monitorování provozu kotle byl ve spolupráci se společností Invelt s. r. o. zvolen systém Schneider electric TSX Premium, který umožňuje zpracování 192 analogových signálů a 512 binárních signálů. Pro styk s obsluhou jsou použity dvě operátorské stanice na bázi PC s vizualizačním programem SCADA Promotic. Řídící systém zahrnuje programy pro najetí, provoz a odstávku kotle, zajišťuje technologické ochrany kotle, poruchové signalisace a archivaci dat. Hlavní regulační smyčky programu zahrnují regulace: - napájení (regulace hladiny vody v bubnu kotle) - teploty přehřátí - regulací výkonu kotle s poměrem palivo - vzduch - regulací podtlaku ve spalovací komoře - regulací množství odluhu Regulace napájení je klasická, tříimpulsová, s řídícím impulsem od hladiny vody v bubnu kotle, s korekcí od množství vyrobené páry a množství napájecí vody. Akčním členem jsou napájecí regulační ventily. Regulace teploty přehřátí je dvouimpulsová, s řídícím impulsem od teploty páry na výstupu z kotle, s korekcí od teploty páry za sálavým dílem přehříváku. Akčním členem jsou regulační ventily, které škrtí přívod vlastního kondensátu, vstřikovaného do komory za sálavý přehřívák. Regulace výkonu kotle má řídící impuls od tlaku páry, s korekcí od množství vyrobené páry. Akčním členem jsou měniče otáček redlerových dopravníků paliva. V závěsu za touto regulací následuje regulace palivo - vzduch. Tato je tříimpulsová, s řídícím impulsem od souhrnného signálu nastavení otáček na redlerových dopravnících paliva, s korekcí od množství dmýchaného vzduchu a od analýzy obsahu O2 ve spalinách před ohřívákem vzduchu. Akčním členem je měnič otáček vzduchového ventilátoru. Zbývající regulace jsou jednoimpulsové. Technické parametry

Počátkem února byly provedeny garanční zkoušky kotle firmou Orgrez, a.s. Brno. Garanční zkoušky potvrdily stoprocentní dodržení všech garantovaných parametrů kotle. V následujících tabulkách uvádíme garantované a naměřené parametry kotle.

-90-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Parametry pro jmenovitý výkon kotle (naměřené hodnoty podle zkoušky 10.02.2004) Veličina

Jednotka

Garantovaná hodnota Tepelný výkon kotle MW(t) 77,98 Jmenovitý výkon kotle v množství vyrobené páry t.h-1 100,00 Jmenovitý tlak páry bara 43,0 jmenovitá teplota přehřátí páry °C 430 ± 10 Přebytek vzduchu za kotlem 1,20 Teplota spalin °C 160 Nedopal v popílku % 1,80 Účinnost kotle % 89,0 ± 1,0 Ekologické parametry kotle pro suché spaliny 102 kPa, 0 °C, 3,0 % O2 - úlet tuhých částí mg.mN-3 80 - kysličníky dusíku NOx po přepočtu na NO2 mg.mN-3 550 - úlet CO mg.mN-3 180 - úlet SO2 mg.mN-3 Hladina hluku v šesti referenčních místech DB(A) 40,0 (tato měření provedla fa ECOMOST s. r. o.)

Naměřená hodnota 78,6 101,19 43,0 438,9 1,15 161,4 1,73 90,33 ± 0,60 30,9 473 67 1 022 39,5

Parametry pro minimální výkon kotle bez stabilizace (naměřené hodnoty podle zkoušky 09.02.2004) Veličina Jednotka Garantovaná Naměřená hodnota hodnota Tepelný výkon kotle MW(t) 77,98 78,6 Jmenovitý výkon kotle v množství vyrobené páry t.h-1 40,00 40,41 Jmenovitý tlak páry bara 43,0 43,1 jmenovitá teplota přehřátí páry °C 424,4 430 ± 10 Přebytek vzduchu za kotlem 1,45 1,376 Teplota spalin °C 119,1 Nedopal v popílku % 2,90 2,50 Účinnost kotle % 86,0 ± 1,0 90,42 ± 0,81 Ekologické parametry kotle pro suché spaliny 102 kPa, 0 °C, 3,0 % O2 - úlet tuhých částí mg.mN-3 80 25,8 - kysličníky dusíku NOx po přepočtu na NO2 mg.mN-3 550 392 -3 - úlet CO mg.mN 180 96 - úlet SO2 mg.mN-3 1045 Krom toho byl splněn minimální parní výkon kotle se stabilizací zemním plynem pod 30,0 t.h-1 a další méně důležité parametry. Komerční parametry

Komerční parametry kotle “K8“ jsou příznivé. Celkové náklady na jeden GJ vyrobeného tepla se pohybují v intervalu 113,5 ÷ 125,0 Kč x GJ-1 v závislosti na celkové hodnotě roční výroby tepla: Veličina Jednotka Dolní výroba Horní výroba tepla tepla -1 Výroba tepla GJ.rok 1 301 546,4 1 687 170,5 Celkový náklad na jeden GJ vyrobeného tepla, Kč.GJ-1 124,56 113,51 z toho - náklad na palivo % 40,0 43,9 - náklad na vodu % 29,1 31,9 - investiční náklad včetně dluhové služby % 18,7 15,8 Návratnost investice let 7,2 4,1

-91-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Po zpřísnění legislativních předpisů, po výstavbě odsiřovacího zařízení, by se celkové náklady na jeden GJ vyrobeného tepla mohly zvýšit o cca 18,4 ÷ 35,4 Kč.GJ-1 v závislosti na použité metodě hodnotě výroby tepla a celkové hodnotě roční výroby tepla. V každém případě je výsledek konkurenceschopný oproti spalování zemního plynu, kde jen palivové náklady při velmi dobrém zařízení představují minimálně 146 Kč.GJ-1. Mohou překvapit vysoké náklady na vodu; tyto byly převzaty od zákazníka a jsou vyšší než je obvyklé. Závěr

Výstavbou kotle “K8“ v Elektrárně Kolín bylo realizováno solidní technické dílo s vysokými parametry účinnosti kotle i příznivými ekologickými parametry a velmi výhodnými komerčními parametry. Příčný řez na kotel “K8“ v Elektrárně Kolín

-92-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Concept And First Operational Experiences of a Directly Wood Particle Fired Gas Turbine Franz WINGELHOFER21 Vienna University of Technology Vienna, Austria Abstract

At the Institute of Thermal Powerplants at the Vienna University of Technology, a test facility of a directly wood particle fired gas turbine has been erected and is operated now. The goal is to adapt existing gas turbines for the combustion of solid fuels such as sawdust for the utilisation of biomass in the electrical power range of 500 to 2000 kW. For this, a two stage combustion chamber with an ash separator and a pneumatic fuel feeding system were developed. In the recent years, a modified micro gas turbine directly fired with wood particles is tested. Introduction

The conversion of energy stored in wood fuels into electrical energy is done nowadays mostly by means of steam power plants. In contrast to solid fossil fuels, wood fuels have to be gathered over a large area. Further, the volumetric energy density of wood fuels is small. Both facts lead to high logistical expenditures, increasing progressively with growing power plant units. This progressive trend of the logistical expenditures results in - with respect to conventional power plants - small power plant units, producing electrical power (up to 10 MW) as well as heat for distant heating (up to 20 MW). In Austria as well as in Germany, the proceeds due to the production of electrical energy from wood fuels is higher than those due to the production of heat for distant heating. Further, minimal electrical efficiencies are laid down by law in Germany. Both facts lead - even in this low power range - to highly sophisticated steam cycles. Efficient steam boilers (up to 90 %), live steam with 450°C and 60 bar, highly efficient steam turbines (up to 85 %) and several feeding water preheaters (up to 4) result in electrical efficiencies up to 30 %. Another way to convert energy stored in wood fuels into electrical energy is the gasification of the wood fuel and operating a gas engine with the product gas. An electrical efficiency of 25 % was obtained in a realized power plant in Güssing, Austria. The commercial conversion of energy stored in wood fuels into electrical energy by means of gas turbine applications has not been realized yet. Most of the processes that are presently being studied are based on gasification of the wood fuel and operating the gas turbine with the product gas. An alternative is to run the gas turbine by directly combusting the wood particles in the combustion chamber of the gas turbine - the directly wood particle fired gas turbine. This technique offers the possibility to realize efficient and cost effective small scale power generation systems in the low power range (up to 2 MW). An electrical efficiency of up to 20 % is expected for non-recuperated gas turbine applications in this power range. Another advantage of the gas turbine application is the possibility to realize a combined cycle power plant (CCPP). Assuming a gas turbine with a thermal efficiency of 21 % and a steam cycle with a thermal efficiency of 31.5 %, the CCPP can reach an electrical efficiency up to 44 % - a generator efficiency of 95 % assumed, no mechanical or thermal losses considered.

21

Franz WINGELHOFER, Dipl.-Ing., Dr.-Tech., Vienna University of Technology, Institute of Thermal Power Plants, Getreide Markt 9/313, A-1060 Wien, Österreich. E-mail: [email protected]

-93-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

For realizing a directly wood particle fired gas turbine, the Institute of Thermal Powerplants at the Vienna University of Technology developed a fuel feeding system for wood particles and a two stage wood combustion chamber, pressurized by a gas turbine. The concept of the directly wood particle fired gas turbine is presented and discussed in the following chapter. Concept of the Directly Wood Particle Fired Gas Turbine

The idea to develop a directly wood particle fired gas turbine was born at the Institute of Thermal Powerplants at the Vienna University of Technology at the beginning of the 1990ies. At this time, directly wood particle fired gas turbines were thought to be applied in Austrian sawmills replacing electrical energy delivered by a power supplier. The wood particle residues of the production process were considered as fuel. A study conducted in Austrian sawmills showed that an economical operation of directly wood particle fired gas turbines with an electrical power output up to 2 MW were possible. Further, the amount of wood particles required for a full-year operation could be produced by the sawmill where the gas turbine was installed. Low specific costs can be attained by using the compressor and the turbine of an oil or gas fired gas turbine. The combustion chamber must be replaced by one capable for wood combustion and an ash separator – figure 1. Their specific capital costs per MW are low for this power range compared to other systems based on wood, e.g. steam power plants, indirectly fired gas turbines. Further, a fuel feeding system capable to feed wood particles into the pressurized combustion chamber of the gas turbine has to be installed. wood fuel

combustion chamber

ash separator

G turbine

compressor

generator

Fig. 1. Gas turbine directly fired with wood.

The formation of nitrogen oxides NOx in combustion is a pollutant source of concern. The reduction of NOx will be achieved by two-stage combustion. In the primary stage, a fuel-rich combustion zone, the wood fuel is mixed with the primary air and is gasified autothermally. The product gas of the primary stage is mixed with the secondary air and completely combusted in the secondary stage. Although a grid independent operation of the gas turbine is not intended, the directly wood particle fired gas turbine has to be capable for an unintentional isolation from the main grid. This requires a small volume of compressed air between the compressor and the turbine, leading to small volumes of the pipes, the combustion chamber and the ash separator. The desired small volume of the combustion chamber results in a high specific heat release rate. A complete burn-out of solid fuels requires relatively long residence times and good mixing with the oxidants. Therefore, a cyclone combustion chamber is used for the primary stage where gasification of the wood fuel takes place. The combustion chamber installed in the laboratory of the Institute is designed for a thermal input of 200 – 700 kW and a pressure up to 3 bar. The specific heat release rate is in the range of 3.0 to 4.6 MW/m³. The outer casing of the combustion chamber is designed as a pressure vessel to enable

-94-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

pressurized combustion. Inside the pressure vessel, the primary cyclone chamber and the secondary post combustion chamber are contained within a flame tube. At the end of the combustion chamber, tertiary air is mixed with the hot gas, controlling the inlet temperature of the ash separator and of the turbine. An axial cyclone is used as ash separator. Figure 2 shows the combustion chamber of the Institute. The cylindrical pressure vessel has an outer diameter of 600 mm and an overall length of 1750 mm. Wood fuel and conveying air enter the primary cyclone chamber axially through the bottom of the pressure vessel and are turned from axial to radial direction after entering the primary cyclone chamber. Primary air enters the primary cyclone chamber tangentially through six nozzles, arranged pair-wisely at three axial positions. This arrangement was chosen for an axially more homogenous inflow of primary air, resulting in a better mixing of wood fuel and primary air. Further, the mean temperatures in the reaction zones are lower leading to a reduced production of NOx. Secondary air enters the pressure vessel radially near the bottom of the primary cyclone chamber, cools the flame tube of the primary cyclone chamber and enters the flame tube of the secondary post combustion chamber radially/axially. The product gas, leaving the primary cyclone chamber, and the secondary air are mixed and the product gas burns completely. Tertiary air enters the pressure vessel radially in the upper part of the combustion chamber, cools the flame tube of the secondary post combustion chamber and is mixed with the hot gas leaving the secondary post combustion chamber. This enables a control of the inlet temperature of the ash separator and that of the turbine. outlet of hot gas

3 x 2 inlets of tertiary air

3 x 2 inlets of primary air

1 x 2 inlets of secondary air inlet of wood fuel and conveying air Fig. 2. Combustion chamber of the Institute.

Figure 3 shows the micro gas turbine (KHD T216) installed at the laboratory of the Institute. The sectional drawing of the original micro gas turbine is shown on the left handed side of figure 3. The non-recuperated gas turbine has a nominal power output of 80 kW and is designed for operation with gas oil. The right handed side of figure 3 shows the inlet duct, the pipe to the combustion chamber, the pipe from the ash separator, the gas turbine casing and the exhaust pipe. Figure 4 shows the ash separator and the hot gas pipe connecting the combustion chamber and the gas turbine. An axial cyclone is used as ash separator. Although not shown in this figure, both, the ash

-95-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

separator as well as the hot gas pipe are isolated thermally with ceramic fibre blankets to reduce heat losses.

Fig. 3. Micro gas turbine KHD T216: sectional drawing of the original micro gas turbine (left), inlet duct, pipe to combustion chamber, pipe from ash separator, gas turbine casing and exhaust pipe (right).

Fig. 4. Ash separator and hot gas pipe (without thermal isolation).

Figure 5 shows the pneumatic fuel feeding system installed at the laboratory of the Institute. Wood powder is stored in the pressurized sending bin with a storage capacity sufficient for up to two hour test runs at rated gas turbine power. The sending bin is equipped with a stirring device to produce

-96-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

a homogenous bulk at the inlet of the screw. The wood powder is metered by the rotational speed of the screw conveyor. From the screw, the powder drops onto the vibration conveyor which attenuates the fuel fluctuations produced by the screw. The wood powder flow in the downcomer tube between vibrator discharge and injector is supported by secondary air which enters the system at the bottom of the vibrator housing. In the injector, the wood powder is entrained into the conveying pipe connecting the pneumatic fuel feeding system and the combustion chamber.

sending bin with stirring device screw conveyor vibrator sec. air

conveying pipe

prim. air injector air supply Fig. 5. Pneumatic fuel feeding system: schematically (left), as installed in the laboratory at the Institute (right).

For avoiding unacceptable variations of the inlet temperature of the gas turbine, the mass flow rate of the primary conveying air and that of the secondary conveying air as well as the amplitude of the vibrator have to be chosen appropriately, considering the properties (mean size, bulk density, moisture) and the desired mass flow rate of the wood powder. Tests have been performed for different kinds of wood powder – see table 1. The moisture of the fuels was in the range of 3 to 10 %. Södra Träpulver is a Swedish commercial blend consisting mainly of pine and fir with 10 % birch bark added (Tmej, 2001). Wood powder

Södra Träpulver beech sawdust fine spruce sawdust coarse spruce sawdust

mean size [mm] 0.3 1.1 0.9 1.6

bulk density [kg/m³] 240 230 70 50

Tab. 1. Properties of wood powder tested at the Institute.

Emission Performance of the Pressurized Combustion Chamber (Pelzmann, 2001)

Almost complete combustion can be realized by increasing the mixing temperature at the entrance into the post combustion chamber. High temperatures accelerate the oxidation of CO an CnHm and increase the heat release. CO and CnHm concentrations in the exhaust are minimized since the oxidation is finished before the gas flow is leaving the combustion chamber and is mixed with the cold tertiary air – figure 6.

-97-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

10

250

beech spruce Södra Träpulver

beech spruce Södra Träpulver

8

3

CnHm [mg/mN ]

3

CO [mg/mN ]

200

150

100

6

4

2

50

0

0 800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

800

1200

850

900

950

1000

1050

1100

1150

Post combustion chamber temperature [°C]

Post combustion chamber temperature [°C]

Fig. 6. Effect of post combustion chamber temperature on emissions: CO emissions (left),CnHm emissions (right).

Figure 7 shows the effect of air staging on NOx emissions. The air excess ratio λ in the primary cyclone chamber – defined as ratio of the air flow in the primary cyclone chamber and the air flow necessary for stoichiometric oxidation of the wood fuel fed in - is the key variable in controlling the NOx emission level. A considerable reduction in NOx emissions in the exhaust gas can be obtained by adjusting the air ratio λ to 0.6 – 0.8.

400 beech spruce Södra Träpulver

350 300

3

NOx [mg/mN ]

fuel rich gasification

air rich combustion

250 200 150 100 50 0 0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

Air ratio λ [-]

Fig. 7. Effect of air staging on NOx emissions.

Conclusions

A two stage combustion chamber and a pneumatic fuel feeding system were developed at the Institute of Thermal Powerplants at the Vienna University of Technology. The combustion chamber of the micro gas turbine was replaced by one capable for wood combustion and an ash separator. By adjusting the air mass flows appropriately, a complete combustion of the wood fuels with low NOx emissions can be reached. Further, a control of the turbine inlet temperature is possible by mixing the hot gases leaving the post combustion chamber with cold tertiary air. References

[1]Pelzmann, M.: Entwicklung und Betrieb einer Anlage zur druckaufgeladenen Holzstaubverbrennung. PhD thesis, Vienna University of Technology, Austria (2001) [2]Tmej, Ch.: Betriebsverhalten eines Brennstoffördersystems für direkt holzstaubgefeuerte Gasturbinen. PhD thesis, Vienna University of Technology, Austria (2001)

-98-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Využití fluidních kotlů s cirkulující vířivou vrstvou pro spoluspalování biomasy. František VANĚK22 ČEZ, a. s. Abstrakt

Jsou uvedeny hlavní aspekty současného využití biomasy (rostlinné fytomasy) v procesu spoluspalování s uhlím. Uváděné údaje se týkají především situace spojené s provozem velkých fluidních kotlů v rámci ČEZ, a. s., některé z nich lze zobecnit i pro jiné velké provozovatele fluIdních kotlů v ČR.Dále je zmíněn současný stav přípravy legislativní normy „O podpoře výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů“ a uvedeny širší souvislosti předpokládaného budoucího vývoje spoluspalování biomasy ( BM) v ČR a jeho podílu na využití obnovitelných zdrojů energie (OZE). Úvod

Výroba elektrické energie z biomasy dosahovala v r. 2000 v ČR podle odhadů (zatím jsou významné nedostatky v statistice OZE, sledované údaje jsou pouze přibližné) 200 GWh (tj. 9 % z OZE celkem). Předpoklad pro splnění indikativního cíle, k r. 2010 tj. dosažení hrubé spotřeby elektřiny na bázi OZE ve výši 8 %, ke kterému se naši představitelé zavázali, je založen na ambiciózních představách o výrobě 2200 GWh na bázi BM (40 % z OZE celkem).Pro zajímavost jak se mají změnit poměry v zastoupení podílu jednotlivých typů OZE uveďme, že podíl hydroenergetiky by z hodnoty cca 97 % zastoupení ve výrobě elektřiny z OZE v r.2000 měl, i při jistém dalším absolutním růstu, dosahovat v r. 2010 podílu z OZE již jen 41 %.Z dosavadních technologických postupů pro využití BM (tj. spalování, zplyňování se spalováním a produkce bioplynu pro následné spalování) vychází pro rostlinnou BM spalování. Tlak na velmi významný nárůst využití BM během relativně krátké doby klade důraz zvláště na efektivní využití v současnosti již instalovaných výkonových kapacit. Je třeba uvést, že k významnějšímu rozšíření využití BM v širším měřítku dochází teprve od r. 2002 resp. 2003. Od r. 2002 totiž vstoupilo v platnost cenové rozhodnutí ustaveného Energetického regulačního úřadu (ERÚ).Toto rozhodnutí zvýšilo významně ocenění výkupu elektřiny vyrobené z obnovitelných zdrojů energie (OZE).V hydroenergetice se zaměřilo na preferenci výkupu z malých vodních elektráren ( pod 10 MW instalovaných v jedné lokalitě), dále byla oceněna výroba z větrných elektráren, fotovoltaických zařízení a biomasy příp. z bioplynu.Ze základní konstrukce a dikce cenového rozhodnutí pro r. 2002 vychází ERÚ i nyní, když pozice spoluspalování BM je však pro r. 2004 poněkud potlačena a je preferováno spalování BM v zařízeních, kde je BM aplikována ze 100%. Základní program využití fluidních kotlů

V rámci přípravy finančně náročné ekologizace provozu bloků velkých výrobců elektřiny a tepla po r. 1990 byl v ČR přijat vedle přístavby jednotek odsiřování spalin a primárních opatření pro snížení emisí oxidů dusíku také program výstavby fluidních kotlů s recirkulací a odsiřováním drceným vápencem přímo ve fluidní vrstvě.Touto nebo podobnou cestou se vydali i další velcí výrobci elektřiny a tepla v ČR. K přípravě a realizaci investiční výstavby dochází u ČEZ, a. s. v letech 1993 – 1998. Do pořízení moderních fluidních kotlů bylo investováno zhruba 8,5 mld.Kč. Při tomto technologickém výběru byla využita jejich specifická vlastnost, že totiž umožňují přejít poměrně pružně i na jinou palivovou základnu ( i s výrazně jinou výhřevností). Tím se fluidní kotle liší významně od kotlů práškových. Instalace FK, která se týkala především lokalit se zahrnutím 22

Ing František VANĚK, CSc., ČEZ, a. s., Hlavní správa, Úsek klasická energetika, sekce technika, Duhová 2/1444, 140 53 Praha 4 E-mail: [email protected]

-99-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

centrálního zásobováním teplem, tak představovala svého času snížení rizika při nejistotě zachování dlouhodobě stejné palivové základny.Tak bylo možno přistoupit k změně paliva po dobu životnosti zařízení (k významným změnám v palivové základně došlo již např. u ECKG Kladno při přechodu z místního kladenského černého na hnědé tuzemské uhlí,obdobně se bude řešit pro EHO problém ukončení těžby lignitu na Hodonínsku). Nasazení fluidních kotlů má oproti malým zařízením instalovaným na samostatné spalování BM, zpravidla jen pro výrobu tepla, přednost v možnosti lepšího řízení spalovacího procesu i dlouhodobějšího setrvání spalovaných pevných částic v kotli.Tyto okolnosti vedou k snižování emisí organického uhlíku při spalování palivových směsí s BM v porovnání s užitím samotného uhlí.Vzhledem k lepším projevům spalování a výši komínů větších zdrojů je také imisní zatížení okolí beze sporu menší. Vývoj fluidních kotlů zdaleka ještě neřekl poslední slovo a lze očekávat, že ještě novější konstrukční řešení budou počítat se specifickou úlohou palivových cest při spalování BM samostatně nebo ve směsi s uhlím i ještě vyšší účinností kotelních jednotek.

Lokalita :

Dodavatel :

Tisová

EVT-Vítkovice Lurgi-Tlmače ABB-CE Ahlström-CNIM Ahlström-CNIM Ahlström-AEE Ahlsröm-AEE 7 FK

(ETI)

Ledvice (ELE) Poříčí (EPO) Poříčí Hodonín(EHO) Celkem

Parní výkon (t/h) :

350 350 350 250 250 170 170 1 890

Zprovoznění :

1993/95 1995/97 1996/98 1994/97 1996/98 1994/97 1994/97

Tabulka č.1 : Přehled instalací fluidních kotlů (FK) s recirkulací fluidní vrstvy v ČEZ, a. s.

Lokalita : Počet kotlů : 2 ks Ško-Energo Mladá Boleslav 1 ks Moravsko-slezské teplárny 1 ks SEPAP Štětí 2 ks Energetika Třinec 2 ks ECKG Kladno 2 ks Teplárna Svit 1 ks Plzeňská Teplárenská

Parní výkon (t/h) : 2 x 140 190 220 2 x 160 2 x 375 2 x 150 180

Tabulka č.2 : Přehled dalších provozovaných velkých fluidních kotlů s recirkulací v ČR

Příprava a realizace využití FK na ssp BM v ČEZ, a. s. Ve stručnosti lze shrnout dosud podniknuté kroky takto : • Provedení bilančních propočtů a průzkumu trhu s využitím BM v nerealizovaném projektu v Elektrárně Tušimice až na úroveň 30 % z celkové palivové základny (1993-1998). • Technologické posouzení možnosti spoluspalování BM na již instalovaných kotlích, zpracování studijních prací celoplošného a regionálního charakteru (1996- 2003). • Marketingové bilanční průzkumy dostupnosti BM v okolí potenciálně zajímavých lokalit(1997-2003). • Realizace provozní zkoušky ssp lignitu a otrub (12/1999). • Realizace provozní zkoušky lignitu a dřevní štěpky. • Obdržení vydání povolení ČIŽP pro změnu palivové základny v Elektrárně Hodonín(EHO) a ssp 2 434 t BM (2000).

-100-


• •

Brno, 2. – 3. 6. 2004

Provedení spalovacích zkoušek v Elektrárně Tisová a Elektrárně Poříčí, obdržení povolení na změnu palivové základny pro tyto lokality , ssp dosáhlo ve třech lokalitách s FK více než 10 000 t BM (2003). Publikační činnost a seznámení odborné veřejnosti s dosaženými výsledky ( 2001 a dále).

Současné předpoklady využití BM v ČEZ, a. s.

• • • • •

Bilance navýšení dodávek BM do elektráren s FK až na úroveň 150 000 t BM. Realizace celkové výroby z podílu takto spálené BM na FK cca 125 GWh. Průběžné vynaložení nákladů na akce s optimalizací provozu při nárůstu dodávek BM. Pokračování ověřovacího ssp BM na práškovém kotli (Elektrárna Chvaletice) . Příprava spalovacích zkoušek ssp pěstovaných energetických bylin .

Potřebné podmínky pro rozvoj využití BM v elektroenergetice ČR : • • • • • •

Další masivní rozšíření trhu s BM lesního původu. Postupný nástup vhodných produktů pro ssp z BM energetických bylin na trh a jejich prověření v praxi (zemědělské i energetické). Opora v připravovaném zákonném opatření pro podporu využití OZE při výrobě elektřiny. Dlouhodobější opora v následujících cenových rozhodnutích ERÚ. Přijetí pružnějšího přístupu při projednání problemtiky ssp ze strany KÚ a ČIŽP. Při všeobecné legislativní podpoře může dojít k urychlení investičních akcí pro adaptaci spalovací techniky pro širší využití ssp BM.

Za vytvoření potřebného legislativního klimatu se bude možno z pozice energetiky zaměřit na vyčlenění finančních prosředků na prioritní akce pro zajištění optimální situace při rozšíření ssp BM. Např. pro ČEZ, a. s. to znamená : • • • • •

Rozšíření a zpevnění příjezdových komunikací. Posílení a zkvalitnění dopravních cest pro paliva. Zintenzivnění korozního monitoringu kotelních zařízení. Dovybavení laboratorní a měřicí technikou. Rozšíření periodických měření emisí uhlíkatých látek a přijetí provozních preventivních. opatření pro minimalizaci těchto emisí.

Formování trhu s BM (zde fytomasou) pro spalování

V současné době je na trhu s s biomasou dostupná dřevní štěpka sjednotlivými specifickými formami podle jejího původu včetně pilin a v letošní sezoně už by mělo být pravděpodobně k dispozici určité množství energetických bylin – šťovíku a laskavce, které by mohlo přispět k významnějšímu provoznímu odzkoušení pro ssp.Z potravinářských odpadů jsou občas dostupné otruby případně další zbytky z výrob jako jsou např. slupky od různých druhů olejnatých semen. Pro další rozšíření rozšíření trhu s potřebnou fytomasou by se mělo nadále podílet lesnictví. Zde je však třeba zavést významné technologicko –organizační změny tak, aby bylo možno docílit ekonomičtější svoz již získané štěpky a také rozhodnout jak velký podíl lesní štěpky je vhodné nechat na místě pro podporu reprodukční schopnosti lesa.V zemědělství bude žádoucí věnovat se vhodnému výběru schválených energetických bylin pro rozšíření z pokusného měřítka až k praktickému využití.Při zvyšování dostupných množství fytomasy pro odběratele dojde pravěpodobně i ke koncentraci svozu a vlastního prodeje .

-101-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Výhody spoluspalování biomasy (fytomasy) s uhlím.

V poslední době vznikla řada vyjádření zástupců různých zájmových uskupení ,která účelově zpochybňují efekty procesu spalování BM s uhlím.Zdůrazňují výhody malých zdrojů s kombinovanou výrobou elektřiny a tepla, případně instalací jen v kondenzačním uspořádání , hlavně ,že jsou to zdroje relativně malé a spalují pouze BM, což je pro racionální argumentaci poněkud málo! Některé seriosně se tvářící obsáhlé studie úplně přehlížejí fakt, že při samostatném spalování rostlinné BM byly na malých kotelních jednotkách naměřeny evidentně vysoké koncentrace emisí polychlorovaných cyklických aromatických uhlovodíků ve spalinách (jaké mohou být asi imise v blízkostech takových zdrojů).Při plošném rozšiřování malých zdrojů by se pochopitelně emise v území soustřeďovaly bezprostředně do míst instalací takových zařízení.Připusťme, že v citovaných měřeních by mohly být jisté systematické chyby .Měření se mohla mezi sebou i lišit,ale překročení doporučené maximální koncentrace škodliviny až čtyřicetinásobně nebo sedmdesátinásobně přece jen stojí za povšimnutí a nedá se odbýt jen vágními argumenty nebo přehlédnutím! Zatím jsme jen ubezpečováni,že problematice měření polychlorovaných cyklických látek , doufejme i na malých jednotkách se spalováním BM, bude postupně věnována pozornost v rámci environmentálních programů vyhlášených pro letošní rok. Je lepší před touto problematikou „nezavírat oči“ a třeba v krajním případě i zaznamenat např.,že limity určené pro PCDD/F u spaloven se environmentálním autoritám z tohoto úhlu pohledu jeví jako příliš přísné a bude je dobré zmírnit… Je třeba uvést, že zásadní předností ssp BM v konvenčních zdrojích, zejména fluidních kotlích s cirkulací,využívaných pro teplárenské účely, vůči malým zdrojům spalujících pouze BM rostlinného původu je : • • • • • • • •

Vysoká termická účinnost kotelní techniky a termického cyklu KVET. Dosažení výrazné úrovně bezpečnosti dodávky el. a tepla i při fluktuaci dodávky BM. Plnění vysokých nároků na výkaznictví a verifikaci bilančních vstupů (uhlí, BM)a výstupů (dodávky energie , emise). Úspora paliva fosilního původu (zde uhlí). Výrazně sofistikované řízení spalovacího procesu v kotelních jednotkách, tzn. ovlivnění dlouhodobějšího setrvání jednotlivých částic v spalovacím prostoru a tím dokonalejšímu spálení směsného paliva. Dlouhodobá kontrola a omezení produkce látek s organickým uhlíkem. Lepší imisní charakteristika provozu spalování i za dlouhodobějších inverzních stavů v ovzduší. Významné evropské technologické reference s fluidní technikou, např. z Finska a Švédska .

Závěr

Příspěvek popisuje zejména současný stav poznání v oblasti spoluspalování rostlinné biomasy dřevního původu s uhlím na cirkulačních fluidních kotlích ČEZ, a.s. Další fáze možného rozšíření trhu s BM (fytomasy) o tzv. energetické byliny, může přinést řadu dalších zkušeností i problémů, zejména v ohledu zaměření na sledování koncentrací emisí specifických toxických sloučenin s organickým uhlíkem.Nelze vyloučit potřebu dalších adaptací spalovacího procesu ať co do stanovení limitního podílu fytomasy v rámci palivové směsi nebo přijetí jiných technologických opatření.

-102-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Literatura

-Rýdl, O. : Prezentace výsledků spoluspalování biomasy pro zástupce ERÚ, EHO ,02/2004 - Kučera, R.,Vaněk, F.: Využití spalování biomasy v hodonínské elektrárně ČEZ, a. s., 3T, (Teplo,technika, teplárenství),č.1, str.11-13, 2001 -OZE a možnosti jejich uplatnění v ČR, Účelová publikace ČEZ, a. s., 12/2003 -Vaněk, F.:Rozšíření využití kotlů pro spoluspalování biomasy,ENVIKONGRES, Brno, 04/2004 -Rýdl, O.,Vaněk, F.:Možnosti využívání biomasy v podmínkách tzv. velké energetiky, 4. mezinárodní konference „Odpady“, Ostrava, 05/2004 -Odborná studie „Zdokonalování stávajících technologií, využívání obnovitelných zdrojů a úspor energie( VaV 320/3/99, MŽP)“,Etapa 02-01: Studium hmotnostních ,energetických a kontaminačních toků při spalování biomasy, řešitel –Koutský ,M.,hlavní řešitel Vošta, J., VŠCHT Praha,Závěrečné zprávy řešení 2000-2002 -Koutský, M.a kol.:Emise při spalování biomasy, Energie a peníze,č.5 ,s.151-154,2002 -Váňa, J. :Je spalování biomasy skutečně nebezpečné zdraví lidí a životnímu prostředí?, Energie a peníze,č.5,s.159,2002

-103-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Experimentální zplyňování biomasy ve fluidním zařízení – úskalí Jiří Kubíček23 FSI VUT v Brně, Energetický ústav Abstrakt

Příspěvek je zaměřen na některá specifika a úskalí fluidního zplyňování biomasy, zvláště u zařízení v experimentálním provozu. Pozornost je věnována především technickým problémům, které jsou s tímto typem zařízení spojeny. Úvod

Od roku 2000 probíhá na Odboru tepelných a jaderných energetických zařízení Energetického ústavu FSI VUT v Brně intenzívní výzkum zplyňování biomasy a vybraných odpadů za účelem energetického využití produkovaného energoplynu v rámci kogeneračního cyklu, tedy v tepelné centrále se současnou výrobou tepelné a elektrické energie. K tomuto účelu je v těžkých laboratořích odboru umístěno experimentální zplyňovací zařízení BIOFLUID 100, které zplyňuje výše uvedené suroviny v atmosférické fluidní vrstvě (viz. obr. 1). Během výzkumu se na zařízení vyskytlo mnoho provozních problémů, které musely být odstraněny, nebo alespoň eliminovány. Některé z těchto provozních problémů a další specifika technologie fluidního zplyňování budou v tomto článku zmíněny. Zejména: problematika dávkování paliva; ztráty nedopalem, recirkulace „polokoksu“ a odvod popelovin z fluidní vrstvy; stabilita a bezpečnost; energetická náročnost provozu a měření veličin charakterizujících kvalitu provozu.

Obr. 1. Experimentální zplyňovací zařízení BIOFLUID 100 1 – zásobník paliva; 2 – hrablo, 3 – šnekový dopravník paliva; 4 – reaktor; 5 – dmychadlo, 6 – cyklónový odlučovač tuhých částic, 7 – šnekový dopravník „polokoksu“, 8 – výstup energoplynu, 9 – zásobník popela, 10 – ohřívač vzduchu; červenými tečkami jsou zvýrazněna některá kritická místa dané technologie

23

Ing. Jiří KUBÍČEK, Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Energetický ústav, Technická 2, 616 69 Brno. E-mail: [email protected]

-104-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Dávkování paliva

Fluidní zařízení se vyznačuje poměrně malým průtočným průřezem. Pro kruhový půdorys je jeho průměr přibližně dán vztahem: 4 m& pv [m] (platí pro spodní část, kde ještě nedochází k vývinu plynu) D= K⋅ ⋅ π w & pv [kg.s-1] – hmotnostní tok paliva, K [m3.kg-1] – poměrné kde D [m] je průměr fluidního reaktoru, m množství vzduchu na 1 kg paliva (pro dřevní hmotu K ≈ 0,52 až 0,6 – N. V. Tuyen [1]) a w [m.s-1] – rychlost ve fluidní vrstvě (mezi prahovou rychlostí fluidace a rychlostí úletu – řádově desetiny až několik jednotek m.s-1).

Vzhledem k nutnosti zajistit plynulou dodávku paliva do reaktoru s možností regulace jeho hmotnostního toku připadá z dopravních systémů do úvahy prakticky jen šnekový dopravník. Reaktor a zásobník jsou tedy spojeny šnekovým dopravníkem. Problémem zásobníků z jejichž spodní části má plynule odcházet sypký materiál je tzv. klenbování, čili tvorba klenby, která zamezuje volnému propadávání materiálu výsypným otvorem. Zda se vytvoří, anebo nevytvoří klenba závisí především na smykovém napětí dávkovaného materiálu, které je v podstatě funkcí jeho zrnitosti a vlhkosti. Výpočet smykového napětí a navržení správného průřezu výstupního otvoru, při němž nebude docházet ke klenbování, jsou velmi problematické. Zjednodušené vztahy vedou k poměrně velkým průměrům výstupního otvoru. V praxi by to pak s ohledem na malý průřez zplyňovacího reaktoru znamenalo nutnost použít kónický šnekový dopravník, což je varianta přinejmenším nestandardní. Kromě dostatečně velkého výsypného otvoru je několik dalších možností jak zajistit plynulé plnění šnekového dopravníku, a sice: rozrušování klenby proudem vzduchu, různými vibračními mechanismy, nebo speciálními vestavbami. Bližší informace k tématice klenbování poskytuje např. A. Anděl [2]. Na zařízení Biofluid 100 bylo k omezení tvorby klenby více-méně úspěšně použito současně dvou opatření, a sice: otáčivého hrabla a vestavby nad šnekem se „záporným násypným úhlem“ (viz. obr. 2). Dále je pro zajištění plynulé dodávky paliva vhodné, aby jeho vstupní vlhkost byla nižší než 20 % (relativní), lépe 15 % a odvisle od typu zásobníku udržovat dostatečnou výšku „hladiny“ paliva nad úrovní výsypného otvoru. Při dávkování paliva ze stébelnatých rostlin je zapotřebí posekat stébla na optimální délku, aby docházelo k fluidizaci a materiál se nepěchoval v místě zaústění šnekového dopravníku do reaktoru. Shodou okolností mají stébelnaté rostliny často nízký bod tavení, resp. spékání popelovin (např. sláma) a při zapěchování se tak může vlivem tlaku a teploty vytvořit velmi tvrdá, často neodstranitelná minerální hmota.

Obr. 2. Vestavba v zásobníku paliva (vlevo), uzávěry fluidní vrstvy (vpravo)

-105-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Ztráty nedopalem, operace s fluidní vrstvou

Po vstupu do reaktoru částice paliva postupně vyhořívají, resp. jsou zplyňovány a jejich velikost se snižuje. Až dosáhnou daného rozměru (závisí od hustoty a tvaru částice, rychlosti fluidního média ve volném průřezu a hustotě fluidní vrstvy), jsou strhnuty proudem plynu a odnášeny ven z reakčního prostoru. Hrubší frakce je odloučena v cyklónovém odlučovači, jemné částice odcházejí ven ze zařízení. Jelikož kritická velikost částice a její úlet je dán mnoha parametry, není zaručeno, že bude využita veškerá organická hmota, kterou obsahuje. Vzniká tak tzv. „nedopal“, nebo „polokoks“, který je již dále po stránce energetické obtížně využitelný. V případě fluidního zplyňovače je procento nevyužitého organického materiálu poměrně vysoké, což má negativní dopad na energetickou bilanci tohoto zařízení. Polokoks, který prošel cyklónem se usazuje spolu s kondenzujícími dehty (vedlejší produkt zplyňovací reakce) na stěnách potrubí a vytváří obtížně odstranitelné nánosy. Vzhledem k přítomnosti dehtu není jednoduché částice z plynu odfiltrovat. Část nedopalu, který je v cyklónu odloučen, je možno recirkulovat zpět do reakčního prostoru. Zde je ovšem další kritický bod. U fluidních zařízení existuje řada různých uzávěrů (např. sifónový uzávěr – viz. obrázek 2), které umožňují vracet materiál zpět do lože. Funkce většiny z nich je však podmíněna dmýcháním plynu do svodové trubky, což by v případě zpyňovače přinášelo jisté obtíže. Pro dmýchání dřevoplynu by bylo zapotřebí speciálního zařízení, vzduch by na druhou stranu zapříčinil zahoření polokoksu ve svodové trubce, v lepším případě by ředil již vyrobený plyn. Na zařízení Biofluid 100 je k recirkulaci polokoksu použit šnekový dopravník. Toto řešení ale také není zcela vhodné, neboť vzhledem k neznámému množství odloučeného nedopalu nebylo možno správně navrhnout otáčky podavače a jeho provoz musí být tudíž dis-kontinuální (dle odhadu obsluhy). S daným tématem souvisí i odvod popelovin z reakčního prostoru. Biomasa obsahuje malé procento popelovin. Pokud bychom však uvažovali o zplyňování odpadu, může docházet i u experimentálního zařízení, které se vyznačuje poměrně krátkou dobou provozu, k nadměrnému zahušťování fluidní vrstvy popelovinami a následně k nestabilitě provozu. Vynášecí zařízení v tomto případě většinou nepřipadá z ekonomických ani technických důvodů v úvahu. Stabilita, bezpečnost

U experimentální fluidní jednotky je nutno klást důraz na plynulost dodávky paliva, neboť i malé výkyvy v jeho přísunu jsou důvodem nestability provozu. Je to způsobeno především malými rozměry celého zařízení. Ve fluidní vrstvě se tak nachází poměrně malé množství hmoty a kapacita naakumulovaného tepla, které by vyrovnávalo změny v dodávce paliva, je nedostatečná. Kromě reakcí na změnu hmotnostního toku reaguje zařízení ve značné míře i na změnu vlhkosti v palivu, a to zvýšením obsahu dehtů v plynu (nežádoucí). Nestabilní režim provozu se vyskytuje také například v případě, kdy uzávěr zásobníku paliva není zcela těsný a část plynu proudí skrze šnekový dopravník ven ze zařízení. Dochází tak k odhořívání paliva v koncové části šneku, jeho nadměrnému ohřevu a změnám v dodávce paliva a tlakových poměrech v reaktoru (kolísání tlaku). S malými rozměry zařízení souvisí i relativně velké tepelné ztráty, které nejsou u velkých zařízení vlivem příznivějšího poměru průměru reaktoru k tloušťce izolace tak patrné. Při návrhu a provozu zplyňovacího zařízení je všeobecně nutno dbát na bezpečnost, a to především se zaměřením na níže uvedené oblasti. Není-li správně navrhnut zásobník paliva, může dojít k tvorbě výbušné směsi plynů a v krajním případě k jeho explozi. Tento problém je v praxi často řešen zaváděním malého množství vzduchu do horní části zásobníku o vyšším tlaku. Ten zamezuje tomu, aby se plyn dostával přes šnekový dopravník do zásobníku paliva.

-106-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Dalším potencionálním nebezpečím pro obsluhu jsou látky obsažené v plynu, jmenovitě oxid uhelnatý, který má vyšší afinitu na krevní barvivo než kyslík a způsobuje tudíž mdloby až udušení a PAH, které jsou mutagenní a karcinogenní a zvyšují sensitivitu organismu. Oxid uhelnatý je jednou z hlavních složek plynu a vyskytuje se v koncentracích okolo 12 až 20 %obj. PAH se jako součást dehtu vyskytují v koncentracích řádově 0,0x až 0,x g/Nm3. Z tohoto důvodu je nutno plyn na výstupu spalovat, např. v polním hořáku za podpory zemního plynu. Pokud nedochází k únikům plynu do nevětraného prostoru a obsluha používá předepsaných ochranných prostředků (rukavice, brýle, popř. respirátory), je riziko eliminováno na minimum. K enviromentální tématice je vhodné ještě poznamenat, že plyn obsahuje řadu aromatických látek, které, ač ve stopových množstvích, zatěžují blízké okolí charakteristickým zápachem. Energetická náročnost provozu

Fluidní zplyňovací zařízení je oproti sesuvným zplyňovačům, kde dochází ke zplyňování v pevné vrstvě sypaného materiálu, energeticky náročnějším zařízením. Především jde o nutnost dmýchat do reaktoru stabilní množství vzduchu při tlaku, který je schopen pokrýt ztráty v přívodních potrubích (včetně ohřívače vzduchu), ztráty ve fluidní vrstvě a ve všech zařízeních, které za technologií následují. Tlaková ztráta fluidní vrstvy je přitom obecně vyšší, než tlaková ztráta při proudění plynu pevnou vrstvou částic. Za účelem dosažení vyšší kvality zplyňovacího procesu a generovaného plynu je vhodné ohřívat přiváděný vzduch. V poloprovozních podmínkách by bylo vzhledem k nízké výstupní teplotě plynu (pod 500 °C – díky velkým tepelným ztrátám) a vzhledem k jeho zaprášení technicky náročné ohřívat vzduch vystupujícím plynem ve výměníku. Prakticky se proto řeší tento požadavek elektrickým nebo plynovým ohřevem. U zmíněných sesuvných zplyňovačů není nutno vzduch předehřívat, neboť k ohřevu dochází postupným průchodem vrstvou horkého materiálu. V neposlední řadě je nutno napájet soustavu podávání paliva, která se však u podobých zařízení příliš neliší. Měření složení plynu

Složení plynu lze měřit některou z kontinuálních, nebo dis-kontinuálních metod, většinou však s použitím poměrně drahých aparátů (viz. např. G. Baumbach [3]). Přitom je nutno míti na paměti, že plyn obsahuje nízko-kondenzující látky (dehty), které mohou daný přístroj ucpat, v horším případě zničit. Proto je vhodné do odběrové větve zařadit filtrační blok, který sestává přinejmenším z promývačky s podchlazeným acetonem (např. v roztoku soli ve vodě), promývačky s vodou, vatového filtru a velmi jemného papírového filtru k odloučení aerosolů dehtu. Měření vlhkosti plynu

Použitím standardních přístrojů pro měření složení plynu není možno stanovit poměrný obsah vody a výsledkem je tudíž složení „suchého“ plynu, který je standardně tvořen složkami N2, CO2, CO, H2, CH4 a ∑ vyšších CxHy až po benzen. Vlhkost je tedy nutno měřit zvlášť. Drtivá většina metod a přístrojů pro stanovení vlhkosti plynu je však nepoužitelná z jednoho prostého důvodu, a sice, že oblast počátku kondenzace (rosného bodu) vody se překrývá s oblastí kondenzace dehtů, které, jak již bylo zmíněno ulpívají na chladných plochách a zalepují je. Tím je měření znehodnoceno a stejně tak často i měřící přístroj. Jednou z vhodných metod pro stanovení vlhkosti plynu je „vymrazování vody“ za použití poměrně jednoduché aparatury pro universální měření vlhkosti plynů (Bašus a kol. [4]). Tento postup ale také vyžaduje předchozí odstranění dehtu, nebo podrobný rozbor odebraného vzorku. Obojí není bez problému. Rozbor složení směsi uhlovodíků a vody jsou schopna provést jen značně specializovaná pracoviště. Pro odloučení dehtu pak připadá v úvahu průchod vzorku plynu přes aktivního uhlí, nebo jeho setrvání v zóně s teplotou nad 1200 °C. Oblast kondenzace vody a adsorpční schopnosti aktivního uhlí se však jen velmi úzce překrývá a zajištění setrvání vzorku při tak vysoké teplotě je zase velmi náročná a drahá operace.

-107-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Na zařízení Biofluid 100 bude v nejbližší době testováno vymrazování vody s použitím aktivního uhlí. Měření průtoku plynu

Pro zjištění materiálové a tepelné bilance je často nutné znát průtočné množství generovaného plynu, neboť prostý bilanční výpočet je vzhledem k rozptylu hodnot hmotnostního toku z podávacího šneku poměrně nespolehlivý. Pro zaprášený generovaný plyn lze použít některý ze škrticích orgánů (clona, dýza), nebo ultrazvukový průtokoměr. Vzhledem k teplotám na výstupu z reaktoru (okolo 500 až 700 °C) je použití ultrazvukového průtokoměru nemožné (max. 300 °C). Měření clonou symetrického průřezu je podmíněno řadou požadavků, jako je ustálený proud plynu, poměrně velké zúžení a především čistota (norma uvádí že clona by měla být vyleštěna). Poslední dvě podmínky jsou vzhledem k zaprášení plynu a obsahu dehtů prakticky nesplnitelné. Použitelná je clona excentrická, která je ovšem nestandardní a je nutno ji nechat specielně vyrobit a ocejchovat (velmi nákladné, i s přihlédnutím k nutnosti použít odolný materiál – např. ocel 17 248). Závěr

I přes svoji relativní jednoduchost, je konstrukce i provoz experimentálního fluidního zplyňovače poměrně náročnou činností. Z titulu malého měřítka vznikají problémy, které se u velkých zařízení stejného typu nevyskytují, nebo jen v malé míře. Oproti zplyňovačům sesuvným, které lze řešit i podtlakově, se zde vyskytují problémy spojené s dávkováním paliva a odvodem popelovin a je nutno dobře utěsnit veškeré vstupy i výstupy, neboť únik plynu má negativní vliv na pracovní prostředí a na stabilitu provozu. Z hlediska specifik měření jsou zmíněné problémy u všech zařízení prakticky shodné. Použitá literatura:

[1] TUYEN, N. V (2003): Experimentální a teoretický výzkum vlastností plynu ze zplyňování biomasy v atmosférické fluidní vrstvě. Vědecké spisy VUT – teze, Brno. 32 s. ISBN 80-214-2362-5 [2] ANDĚL, A. (1992): Mechanické pochody. ČVUT, Praha. 175 s. [3] BAUMBACH, G. (1992): Luftreinhaltung. Springer – Verlag, Berlin. 431 s. ISBN 3-540-55078-X [4] BAŠUS, V. a kol. (1965): Příručka měřící techniky pro strojírenství a energetiku. SNTL, Praha. 924 s. ISBN 04-023-65

-108-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Možnosti čištění energoplynu vyrobeného zplynováním alternativních paliv Martin DITTRICH24 Ústav energetiky, VŠCHT v Praze ATEKO a.s., Hradec Králové Abstrakt

Příspěvek prezentuje záměr, způsob řešení a hlavní výsledky dvouletého projektu MPO ČR KONSORCIA - „Technologie čištění plynu vyrobeného zplynováním tříděného odpadu a jeho energetické využití při minimálních dopadech na životní prostředí”, na jehož řešení se podílelo v letech 2002 – 2003 VUT v Brně, VŠCHT v Praze a ATEKO a.s., jež bylo jeho nositelem. Uvedeny jsou výsledky dosažené na laboratorních a ověřovacích zařízeních pro odstraňování dehtů z energoplynu praním ledovou vodou a katalyticky. Úvod

Zplynování biomasy je známo již více jak 100 let, ale s malým komerčním využitím díky konkurenci jiných zdrojů energie. V posledních 20 letech se celosvětově obnovil zájem o tuto oblast s mnoha významnými demonstračními jednotkami, ale i využití zařízení v komerčním měřítku. Zvláště pak posledních několik let zaznamenalo oživení zájmu o procesy zplynování tříděných odpadů a biomasy v širokém měřítku, a to většinou jako důsledek ekologických a politických tlaků na snížení emisí CO2 a trendu omezení skládkování odpadu. Dnes už jsou k dispozici dostatečné odborné a jiné znalosti k tomu, aby bylo možné dát moderním procesům zplynování vysokou míru důvěry. ATEKO a.s. se problematikou využití energoplynu vzniklého zplynováním odpadu zabývá již řadu let. V letech 2000 až 2001 to bylo v rámci projektu CENTRA, jehož nejvýznamnějším výstupem bylo vybudování zařízení pro zplynování tříděného odpadu o výkonu 2,6 MWth v cementárně Prachovice. Zařízení prokázalo technickou i ekonomickou životaschopnost. Jediný vážný nedostatek byl způsoben vysokým obsahem dehtů v energoplynu (řádově 4 ÷ 20 g/Nm3), což způsobovalo zanášení předehřívače zplynovacího vzduchu, potrubí spojujícího zařízení s vápenkou a hořáků instalovaných v šachtové peci, kde energoplyn částečně nahrazoval zemní plyn. To vedlo k nutnosti občasných odstávek, při nichž byly předehřívač, potrubí i hořáky vyčištěny. Při takto vysokém obsahu dehtů v energoplynu nebylo možno uvažovat o jeho použití jako paliva v motorech, kde je výrobci zpravidla vyžadována max. koncentrace ~ 50 mg/ Nm3. Proto bylo rozhodnuto pokračovat ve výzkumu a vývoji v rámci projektu KONSORCIA zaměřeného na problematiku odstraňování dehtů. Bylo rozhodnuto sledovat dvě odlišné technologie – vypírání dehtů ledovou vodou při teplotách těsně nad 0 ºC a katalytickou destrukci dehtů při vysokých teplotách (nad 800 ºC). Obě technologie představují nové, dosud nevyzkoušené cesty. Způsob řešení projektu

Při koncipování projektu se vycházelo ze zkušeností s úspěšnou spoluprací tří klíčových pracovišť, jejichž schopnost komunikace a týmové práce byla prověřena v minulosti při řešení projektu CENTRA, tj. ATEKO a.s., Energetický ústav VUT v Brně a Ústav plynárenství, koksochemie a ochrany ovzduší VŠCHT v Praze.

24

Ing. Martin DITTRICH Vysoká škola chemicko - technologická v Praze, Ústav energetiky, Technická 1905, 466 28 Praha 6 E-mail: [email protected] ATEKO a.s., Resslova 956, 501 01 Hradec Králové. E-mail: [email protected]

-109-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Přitom ATEKO a.s. zajišťovalo kromě koordinace celého projektu také výrobu veškerých experimentálních zařízení, VUT v Brně zajišťovalo provoz experimentální jednotky pro zplynování odpadu a VŠCHT v Praze provádělo analýzy vyrobeného plynu a dehtů. Společně se všechna tři pracoviště podílela na provádění experimentů, jejich vyhodnocení a stanovování dalšího postupu. Při provádění veškerých zkoušek sloužila jako zdroj energoplynu experimentální jednotka o výkonu max. 100 kWth, kterou v minulosti postavilo ATEKO a.s. na VUT v Brně a jejíž fotografie je na obrázku 1.

Obr. 1 Experimentální zařízení pro zplynování biomasy/odpadu na VUT Brno

K této jednotce byla postupně připojována jednotlivá laboratorní a ověřovací zařízení na odstraňování dehtů vypírkou plynu v ledové vodě a katalyticky v dolomitovém loži. Složení plynu bylo stanovováno on-line v průběhu pokusů, kontrolní vzorky plynu byly odebírány do myší. Dehty byly stanovovány absorpcí v acetonu a analyzovány chromatograficky na VŠCHT v Praze. Odstraňování dehtů praním plynu ledovou vodou

Vypírka plynu je metoda založená na umělé kondenzaci složek dehtu. Dalšími uplatňujícími se fyzikálními jevy je rozpouštění složek dehtu v prací koloně, kolize kapiček dehtu s kapkami prací kapaliny, difúze, popř. jiné. Tento způsob čištění a chlazení plynu je velmi jednoduchý, má však dvě zásadní nevýhody. Degraduje teplo obsažené v plynu z teplotní úrovně 750-850°C na +40°C, čímž je činí prakticky nevyužitelným. Tím se ztrácí významná část tepelné energie. Druhou nevýhodou je vznik odpadní vody znečištěné dehty, fenoly a dalšími látkami (NH3, HCl, HCN).

-110-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Stupeň odstranění dehtů je tím vyšší, čím nižší je teplota prací vody. Poměrně malou změnou teploty lze v počátečních fázích dosáhnout až řádového snížení koncentrace všech složek. Soudě podle tense par naftalenu, je pro snížení koncentrace dehtu v plynu pod 100 mg/Nm3 nutno ochladit plyn minimálně na teplotu 5°C. Bylo rozhodnuto postupovat ve dvou krocích: • Nejprve ověřit chování dehtů v interakci s vodou ochlazenou na teplotu blízkou 0 ºC na laboratorním zařízení s průtokem energoplynu cca 5 l/min – obr. 2.

Obr. 2 Laboratorní zařízení na vypírání energoplynu ledovou vodou

•

Ve druhém kroku se pokračovalo na ověřovacím zařízení s průtokem plynu 20x větším, tj. 6 Nm3/h – obr. 3.

Obr. 3 Celková sestava ověřovacího zařízení (vlevo 2. stupeň, v pozadí zplynovací jednotka

-111-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Zatímco laboratorní zařízení bylo vyrobeno ze skleněných součástek, ověřovací zařízení bylo vyrobeno z oceli a řešilo již některé inženýrské problémy (výměník pro chlazení plynu, náplňová absorpční kolona atd.), jejichž vyřešení je podmínkou realizace průmyslového zařízení. Odstraňování dehtů z plynu katalyticky

Princip vychází ze schopnosti katalyzátorů rozkládat uhlovodíky na oxid uhelnatý a vodík. Pro vysokoteplotní odstraňování dehtů z plynu lze využít metody katalytického parního reformingu, pro který v praxi připadají v úvahu dva typy katalyzátorů, jednak na bázi vápence a dolomitu, tak katalyzátory niklové. U niklových katalyzátorů lze 100% konverze dehtů dosáhnou již při 450-550°C, ale hlavním problémem těchto katalyzátorů je jejich deaktivace způsobená reakcí s uhlovodíky a náchylnost na „otravu“ sírou. Materiály na bázi vápence resp. dolomitu začínají štěpit dehty již při 700°C, ale 100% konverze dosahují až při teplotách nad 940°C. Obdobně jako u vypírky ledovou vodou bylo rozhodnuto postupovat ve dvou krocích: • Nejprve ověřit princip metody na jednoduchém laboratorním zařízení – obr. 4.

Obr. 4 Laboratorní zařízení pro odstraňování dehtů z energoplynu katalyticky

•

Po získání základních informací v procesu pokračovat s využitím získaných informací na komplikovanějším zařízení ověřovacím – obr. 5.

-112-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 5 Ověřovací zařízení na odstraňování dehtů z energoplynu katalyticky

Výsledky

Zhodnocení experimentů s praním plynu ledovou vodou V první polovině roku 2002 byly zpracovány literární rešerše zaměřené na možnosti odstraňování dehtů z energoplynu. Po jejich vyhodnocení byl proveden návrh a výpočet laboratorních zařízení s průtokem cca 5 l/min plynu. Na zařízení proběhla koncem roku řada měření, výsledky byly vyhodnoceny a na jejich základě byl upraven a doplněn návrh ověřovacího zařízení (průtok plynu 6 Nm3/h) na němž bylo měřeno v roce 2003. Shrnutí výsledků testů udává tabulka 3.

Obsah dehtu na vstupu (g/Nm3) Obsah dehtu na výstupu (g/Nm3)

1) 2)

I.

II.

III.

IV. 1)

V. 2)

4,8

4,8

6,4

17,6

20,9

0,047

0,099

0,091

0,015

0,0

na výstupu zařazen filtr ze submikronových vláken na výstupu zařazen filtr s aktivním uhlím Tab. 1 Výsledky testů na laboratorním zařízení

-113-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Použité ověřovací zařízení pro úpravu generátorového plynu sestávalo ze dvou částí. První byla určena pro chlazení plynu, odloučení prachu a vypírání plynu ledovou vodou, druhá sloužila k zachycení jemných disperzí po vypírce plynu.

Množství promývací vody (l/hod) Obsah dehtu na vstupu (g/Nm3) Obsah dehtu na výstupu (g/Nm3)

I.

II.

III.

25

50

100

6,38

6,38

6,38

0,029

0,167

0,126

Tab. 2 Výsledky testů na ověřovacím zařízení

Zhodnocení experimentů s katalytickou redukcí V našem případě bylo použito dolomitu, který nepodléhá „otravě“ sírou a je velmi levný. Složení plynu bylo CO – 15% obj., CO2 – 15% obj., CH4 – 6,0% obj. Plyn ze zplyňovací jednotky byl ohříván v elektroohřívači na teplotu cca 800 ºC - 900 ºC a s touto teplotou vstupoval do reaktoru naplněného dolomitem. Teplotu v reaktoru bylo možno regulovat v rozsahu 900 - 1200 ºC elektroohřevem. Na výstupu z reaktoru byl chladicím systémem plyn chlazen na pokojovou teplotu. Teplota v reaktoru (°C) ∑ BTX

(g/Nm3)

∑ dehtů

(g/Nm3)

Qi

3

(MJ/Nm )

941

936

855

vstup 15,865

výstup 0,235

vstup 23,305

výstup 0,072

vstup 24,425

výstup 4,626

8,185

0,035

10,980

0,002

11,625

0,623

7,482

6,417

7,723

6,267

7,450

6,931

Tab. 3 Výsledky testů katalytické redukce

Z tabulky je zřejmé, že při teplotách nad 900 ºC bylo dosaženo hodnot přijatelných pro provoz plynových motorů (2 mg/Nm3 a 35 mg/Nm3) při únosném poklesu výhřevnosti plynu. Závěr

Příspěvek shrnuje výsledky řešení projektu, jehož hlavním cílem bylo potvrdit předpoklady o možnosti čištění energoplynu od dehtů a prachu na kvalitu vyžadovanou výrobci plynových motorů. Výsledky získané s použitím dolomitu jako katalyzátoru při teplotách kolem 950 ºC potvrdily jednoznačně, že tohoto cíle dosáhnout lze a to s přijatelným poklesem výhřevnosti plynu. U technologie praní plynu ledovou vodou bylo požadovaných hodnot rovněž dosaženo, existuje však značný rozptyl naměřených hodnot, který není dosud zcela vyjasněn. Jednoznačnou odpověd kterou cestou se bude čištění plynu dále ubírat tedy zatím nelze. Na tuto problematiku je třeba nahlížet v širších souvislostech, a to jak na vlastní zdroj výroby plynu, tak hlavně účel, ke kterému má být vyrobený plyn použit. Na provedené práce navazuje již probíhající tříletý mezinárodní projekt EUREKA - HOGLIF, jenž se zabývá vysokoteplotním čištěním plynu ve filtru naplněným dolomitem. Literatura

Chrz V., Ledecký J., Dittrich M., Brádler O., Stodola J., Kallista L.: Závěrečná zpráva projektu KONSORCIA za léta 2002 – 2003, Technická zpráva ATEKO a.s. č. 02332-Z-PI-0876

-114-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Energie z biomasy, doktorský projekt Pavel NOSKIEVIČ25 Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava, Výzkumné energetické centrum Abstrakt

Biomasa je obnovitelným zdrojem energie s největším potenciálem rozvoje v České republice. Její uplatnění vyžaduje podstatný rozvoj technologií, který má podpořit nově vytvořené centrum doktorského studia „Energie z biomasy“. Tvoří jej čtyři pracoviště ze dvou technických univerzit, Vysoké školy báňské-Technické univerzity v Ostravě a Vysoké učení technické v Brně. Současná podpora rozvoje obnovitelných zdrojů energie v evropských zemích je dána snahou zmírnit dovozovou závislost energetických surovin, tj. fosilních paliv, která by měla dosáhnout sedmdesáti procent v roce 2030. Nejčastějšími argumenty pro podporu využívání obnovitelných zdrojů však bývají potřeba snížit produkci skleníkových plynů, zejména oxidu uhličitého a hrozící nebezpečí vyčerpání zdrojů tradičních fosilních paliv. Skutečnost bude s největší pravděpodobností někde uprostřed. Spalování fosilních paliv, představujících stále dominantní zdroj energie, nepochybně zvyšuje obsah oxidu uhličitého v ovzduší. Jejich spotřeba navíc trvale roste v důsledku nárůstu světové populace a zvyšování životního standartu. Posiluje se tím tzv. dodatkový skleníkový efekt a intenzivně se diskutuje o globálním oteplování. Souvislosti dosud nebyly jednoznačně prokázány a lze říci, že největším přínosem diskuzí je zájem o zvyšování účinnosti energetických systémů a o racionální hospodaření s energií. Z historických geologických zásob fosilních paliv, jejichž využívání přineslo pozoruhodný rozvoj současné civilizace, bylo do současnosti spotřebováno něco více, než jedno procento. Jejich vyčerpání je dosud dosti vzdálené, stále větší význam však bude hrát lokalizace těchto zásob. A to již úzce souvisí s dovozovou závislostí Evropy, která zásobami fosilních paliv příliš neoplývá. Česká republika disponuje pouze pozoruhodnými zásobami uhlí. Téměř naprostá závislost na dovozu ropy a zemního plynu a značně rozšířený, byť neopodstatněný odpor vůči uhelným a jaderným elektrárnám vytváří příznivé prostředí pro rozvoj obnovitelných zdrojů energie. Očekává se od nich významný příspěvek do struktury celkové spotřeby primárních nevyčerpatelných zdrojů a snížení environmentální zátěže. Je nutné se ptát, jak velký ten příspěvek může být a jaká bude cena za něj a je také zapotřebí ujasnit si negativní vlivy na životní prostředí a kvantifikovat je. Po desetiletí světové soutěže mezi dobrem a zlem přišla éra udržitelného rozvoje. Ta zatím netrvá dlouho a nachází se ve fázi počátečního nadšení. Možnosti obnovitelných zdrojů jsou proto často přeceňovány a to nejen laickou veřejností. V posledních dvou desetiletích dochází ve většině vyspělých zemí k významným změnám v koncepci energetického systému. Tyto změny jsou motivovány požadavky vysoké účinnosti a využíváním všech dostupných lokálních zdrojů. Prvořadým kriteriem je přitom celková ekonomika systému, protože základní jednotkou v energetice je koruna. Takový přístup zákonitě vede k racionálnímu chování a racionálně je zapotřebí hodnotit také možnosti obnovitelných zdrojů. Energetická koncepce ČR a obnovitelné zdroje

Vládou schválená energetická koncepce České republiky předpokládá, že v roce 2010 bude osm procent elektřiny vyrobeno z obnovitelných zdrojů. V té době je očekávána hrubá spotřeba elektřiny cca 7 GWr, což znamená. že z obnovitelných zdrojů bude zapotřebí vyrobit 560 MWr. Využití se nabízí slunce, voda, vítr a biomasa. Zkušenosti z ročního provozu jedné z největších tuzemských fotovoltaických elektráren na VŠB-TU v Ostravě naznačují, že s přípěvkem od slunce nelze příliš počítat. Elektrárna s 200 m2 25

Prof. Ing. Pavel NOSKIEVIČ, CSc., Vysoká škola báňská – Technická univerzita ostrava, Výzkumné energetické centrum, Tř. 17. listopadu 15, 708 39 Ostrava. E-mail: [email protected]

-115-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

solárních panelů a instalovaným jmenovitým výkonem 20 kW vyrobila v roce 2003 celkem 20 MWh. Průměrný roční výkon byl 2,28 kW, čemuž odpovídá roční využití instalovaného výkonu kr = 0,114 a průměrný roční jednotkový výkon 11,4 W.m-2. Při investičních nákladech 8,5 mil Kč, životnosti 20 let a odhadu celkových nákladů na 10 mil. Kč bude výrobní cena elektřiny 25 KčּkWh-1. Málo optimistické jsou také možnosti větrných elektráren. V podstatě jde o to, že uprostřed Evropy příliš nefouká a rozhodně méně, než na západním pobřeží kontinentu. Vystihuje to nejlépe koeficient ročního využití instalovaného výkonu, který dosahuje v Dánsku a Německu průměrných hodnot cca 0,18, zatímco v našich podmínkách to bývá 0,11. Přitom u nás se první instalace staví ve vybraných slibných lokalitách a jedná se vždy o individuální a ne průměrné hodnoty. V optimálních podmínkách lze očekávat při dvacetileté životnosti zařízení výrobní náklady mírně pod 3 KčּkWh-1. Výkon fotovoltaických a větrných elektráren je ze své podstaty proměnlivý a člověkem neovlivnitelný, což klade nové a vysoké nároky na regulaci systému distribuce a vždy vyžaduje záložní zdroje. V současné době jsou nejvýznamnějším zdrojem obnovitelné energie vodní elektrárny. V průměrném vodném roce činí produkce domácích velkých vodních elektráren zhruba 160 MWr, při ročním využití instalovaného výkonu kr=0,22. Malé vodní elektrárny s instalovaným výkonem pod 10 MW, kterých je u nás nainstalováno více než 1300 produkují ročně cca 77 MWr. Měla-li by se výroba elektřiny z malých vodních elektráren zvýšit do roku 2010 na 130 MWr, vyžadovalo by to instalovat nový výkon zhruba 350 MW. Dosud minimálně je pro výrobu elektřiny využívána biomasa. Její roční produkce v České republice je odhadována v řádu 105 TJ, tj. více než 3 GWr a v poslední době narůstá zájem o pěstování energetických plodin. Biomasa má samozřejmě pevné postavení jako palivo pro vytápění, zatímco výroba elektřiny je teprve v počátcích, zejména díky nedostatku vhodných a dostatečně účinných technologií. Podpořit rozvoj technologií má státní garance výkupní ceny „zelené elektřiny“, jenže jak se však ukazuje nebude tato podpora příliš účinná, neboť bude z valné části spotřebována na spoluspalování biomasy s uhlím ve velkých fluidních kotlech. Vývoj nových technologií podpoří minimálně a tak ještě dlouho bude jedinou spolehlivou cestou k elektřině z biomasy spalování a parní cyklus. Pro malé výkony to znamená účinnost pod dvacet procent a nesnadnou kogeneraci a tedy obtížné uplatnění v decentralizované struktuře, která ovšem tak jako tak nemá dosud v České republice podstatnou podporu. Výzkum a vývoj v oblasti „Elektřina z biomasy“ se zaměřuje na technologie zplyňování a následné využití vyrobeného a upraveného plynu v kogeneračních zařízeních, využívajících spalovací motory, případně a později mikroturbíny a palivové články. Bude to vyžadovat dlouhodobé úsilí a pro jeho podporu byl zpracován projekt, zaměřený na výchovu mladých pracovníků výzkumu a vývoje, na němž se podílejí čtyři pracoviště ze dvou technických univerzit, VŠB-TU Ostrava a VUT Brno. Doktorský projekt „Energie z biomasy“

Projekt získal podporu Grantové agentury České republiky již v prvním kole realizace programu, který má napomáhat mladým pracovníkům výzkumu a vývoje při startu jejich odborné kariéry. Nositelem projektu je Vysoká škola báňská-Technická univerzita Ostrava, spolunositelem Vysoké učení technické v Brně a koordinací činnosti bylo pověřeno Výzkumné energetické centrum VŠB-TUO. Byl vytvořen projektový tým, zahrnující šest členů vedení a třináct doktorandů. Odborné vedení má na starosti rada projektu, ustavená ve složení: Předseda : Členové :

Prof. Ing. Pavel Noskievič, CSc. Prof. Ing. Peter Fečko, CSc. Doc. Ing. Dagmar Juchelková, Ph.d. Doc. Ing. Ladislav Ochrana, CSc. Dr. Ing. Tadeáš Ochodek Doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc.

-116-

- VŠB-TU Ostrava, VEC - VŠB-TU Ostrava, IEI - VŠB-TU Ostrava, KE - VUT Brno, EÚ - VŠB-TU Ostrava, VEC - VUT Brno, EÚ


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Výzkumné energetické centrum VŠB-TUO je koordinátorem projektu. Vzniklo v roce 1999 a jednou z jeho náplní jeho činnosti je výchova doktorandů. Má statut samostatného Vysokoškolského ústavu ve smyslu Zákona o vysokých školách. VEC je členem konsorcia patnácti evropských výzkumných pracovišť, soustředěných do Evropského centra excelence „CONBIOT“ v rámci projektu 5. rámcového programu EU „Thermochemical Conversion of Solid Fuels“ (Project No NNE5-200200013), který je zaměřen na výměnu a předávání zkušeností a poznatků v oblasti pyrolýzy, zplyňování a spalování biomasy a odpadů. Pracovníci VEC se podílejí na řešení řady projektů, z nichž se problematiky energetického využívání biomasy týkají zejména (včetně již ukončených): •

Výzkumné průmyslové centrum pro vývoj a výrobu zařízení, určeného k ekologickému spalování tuhých paliv, zejména biomasy. FB-C2/15/99, MPO ČR Influence of co-combustion of coal and biomass on the emission of pollutants in domestic appliances. IC 15 CT980503, 4.RP EU Processes in large-scale circulating fluidized bed combustors. ENK5-CT1999-00005, 5.RP EU Moderní ohniště pro spalování dřeva pro lokální vytápění. FD-K/O97, MPO ČR

• • •

Pracovištěm s bohatými provozními a experimentálními zkušenostmi v problematice kombinovaného spalování uhlí a biomasy v jednotkách velkých výkonů, získanými v tuzemsku i zahraničí, je katedra energetiky (KE) strojní fakulty VŠB-TU. Vedle zkušeností přináší do projektu zahraniční kontakty a úzké vztahy k relevantním domácím institucím, jako např.CZ BIOM. Rovněž pracovníci KE se věnují řešení projektů výzkumu a vývoje, zejména lze uvést následující grantové projekty : • • • •

Kombinované spalování uhlí a biomasy, 101/96/1152, GAČR Kritéria pro využívání alternativních paliv, 101/03/0606, GAČR Problematika využití biomasy jako alternativního paliva, PPŽP/640/4/96, MŽP ČR ERA Bioenergy, ENK5-CT-2001-80526, EU

Oblast úpravy paliv v projektu zastupuje Institut environmentálního inženýrství (IEI) Hornicko-geologické fakulty VŠB-TUO. Pracovníci IEI se systematicky věnují problematice tradičních i netradičních druhů paliv, možnostem jejich mísení, přípravě palivových směsí a jejich konečné úpravě pro spalování. V této oblasti také řešili několik výzkumných projektů, z nichž k nejvýznamnějším patří : • • •

Výzkum přírodních minerálních pigmentů, 105/00/10, GAČR Selektivní flotace a flotace uhlí, 352/2001, FRVŠ Využití biologicko-chemických postupů v procesech přípravy železitých nanodisperzí, kontakt č. 48

Vysoké učení technické v Brně zastupuje v projektu Energetický ústav (EÚ) Fakulty strojního inženýrství, konkrétněji pracovníci Odboru tepelných a jaderných energetických zařízení. Přinášejí do projektu dlouholeté zkušenosti se spalováním, ale zejména zplyňováním biomasy a odpadů, získané při vlastní odborné činnosti, ale zejména při řešení projektů výzkumu a vývoje. Uvést lze zejména: • • • • •

Využití odpadních paliv v kogeneračním cyklu, GAČR 101/01/0576 Vývoj technologie a zařízení na výrobu energoplynu zplyňováním tříděného odpadu, MPO ČR, FB-C3/66/0 Technologie čistění plynu vyrobeného zplyňováním tříděného odpadu a jeho energetické využití s minimálním dopadem na životní prostředí, MPO ČR, FD-K2/57 Návrh automatického řízení spalování u spalovenského kotle, GAČR 101/02/0477 Horký filtr na čistění plynu vyrobeného zplyňováním tuhých alternativních paliv, EUREKA, E 2991

-117-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Z uvedeného výčtu je zřejmé, že skladba týmu projektu zahrnuje všechny klíčové technické oblasti energetického využívání biomasy, poskytuje rozsáhlé možnosti pro experimentální část doktorského studia a umožňuje bez větších potíží být v úzkém kontaktu se zahraničními partnery a organizovat výměnné studijní pobyty. Jako pravděpodobně nejcennější přínos vytvořeného doktorského týmu lze však již hodnotit rozsáhlejší odbornou základnu, poznání způsobů práce a výsledků činnosti na jiných pracovištích a možnost doktorandů osobně se podílet na podstatně širším a pestřejším počtu experimentálních a výzkumně-vývojových prací. Relativní geografická blízkost pracovišť snadno umožní vzájemné návštěvy za účelem diskuzí, besed, či seminářů, případně účasti na experimentálním měření, záměrem navrhovatelů je také vydávat pravidelný interní bulletin s informacemi o činnosti jednotlivých pracovišť. (Na internetových stránkách koordinátora.) Literatura :

Materiály a dokumenty doktorského projektu „Energie z biomasy“, GA ČR 101/03/H064

-118-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Kogenerovaná výroba elektrické energie a tepla zplyňováním biomasy Jan NAJSER26 VŠB-TU Ostrava Abstrakt

Příspěvek popisuje možnosti výroby elektrické energie zplyňováním biomasy s následným využitím vyrobeného plynu v kogeneračních jednotkách. Jsou zde popsány tuzemské technologie, jejich parametry. Dále je uveden reálný pohled na technické možnosti, informace o používaných surovinách a základní parametry ovlivňující ekonomiku provozu. Úvod

Do roku 2010 by měla výroba elektřiny z obnovitelných zdrojů energie v České republice oproti současnosti významně stoupnout. Hlavním tahounem má být především výroba elektrické energie z biomasy, tedy energetických plodin a biologicky rozložitelných výrobků či odpadů. Nástrojem růstu má být zákon o podpoře výroby elektřiny a tepla z obnovitelných zdrojů energie. Koncepce a schvalování bude dlouhodobý proces, v nejlepším případě vstoupí v platnost na podzim tohoto roku. V současnosti leží v České republice ladem asi půl miliónu hektarů půdy. Pro naplnění cíle roku 2010 by postačilo využít asi polovinu této výměry. V horizontu 30 let lze využít až 1,5 miliónu hektarů, tedy asi třetinu tuzemské zemědělské půdy [1]. Zákon předpokládá, že do roku 2010 stoupne v Česku podíl elektrické energie z obnovitelných zdrojů na hrubé spotřebě na osm procent, v současné době je zhruba na poloviční úrovni. České republice to ukládá směrnice EU. Plán pro všechny země Evropské unie je 12 procent. Nejvyšší podíl mají stanoven například Švédsko a Rakousko s vysokým zastoupením vodních elektráren. Těm směrnice určuje 60, respektive 78 procent. Naopak nejméně, 3,1 procenta, má Maďarsko. U Belgie je to šest procent. V tomto příspěvku jsem se zaměřil na možnosti a zkušenosti s kogenerovanou výrobou elektrické a tepelné energie v kogeneračních jednotkách v České republice, protože se zde ukazuje zvýšený zájem o uvedené technologie ze strany potenciálních uživatelů a rovněž jak je uvedeno výše zájem státu na zvyšování podílu výroby elektrické energie z obnovitelných zdrojů energie mezi něž biomasa právem patří. Ve světě je velký rozmach technologií zplyňování biomasy, ale i v Evropě je to v jednotlivých státech rozdílné, např. v Rakousku je z obnovitelných zdrojů nejvíce využíván vodní potenciál, jinde větrný apod. Vzhledem ke zdejším klimatickým podmínkám bude z obnovitelných zdrojů energie nejvíce zastoupena biomasa, přičemž v poslední době není poptávka pouze po tepelné energii, ale zejména po elektřině. Jednou z možností je společná výroba elektřiny a tepla zplyňováním biomasy s následným využitím vyrobeného plynu v kogenerační jednotce s plynovým motorem. Ve srovnání se známou výrobou dřevoplynu pro pohon automobilů ve válečných letech je vzhledem k vysokým teplotám v reaktoru výrazně potlačen vznik vedlejších produktů organické povahy (dehty, fenoly, mastné kyseliny, aromáty, aj.) [2]. Technologie zplyňování v ČR

Setkáváme se s názory, že použití dřevoplynu ve spalovacím motoru je díky tomu, že ve válečném období jezdila vozidla na dřevoplyn jednoduchou záležitostí a že je „vše vyřešeno“, avšak současné environmentální, ekonomické a provozní požadavky tato zařízení nesplňují a proto je potřeba dalšího výzkumu a vývoje. 26

Ing. Jan NAJSER, Vysoká škola báňská – Technická univerzita ostrava, Výzkumné energetické centrum, Tř. 17. listopadu 15, 708 39 Ostrava. E-mail: [email protected]

-119-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

V České republice se této problematice věnuje řada pracovišť (institucí), z nichž lze jmenovat dvě, které komerčně nabízejí technologie zplyňování biomasy s kogenerovanou výrobou elektrické a tepelné energie. Technologie obou firem jsou zásadně odlišné podle typu zplyňovacího generátoru. Firma Agrorobot s.r.o. Moravská Nová Ves používá generátor se sesuvným ložem ( souproudý ), ATEKO a.s. Hradec Králové používá zplyňování ve fluidním reaktoru. Dále jsou uvedeny informace o možnostech obou technologií, požadavcích na surovinu a ekonomice zařízení. Technologie zplyňování se sesuvným ložem se používají s tepelným výkonem řádově ve stovkách kWt, maximálně do 2,5 MWt tudíž i jejich oblast použití je především v provozech s menšími energetickými nároky. Toto omezení je dáno jejich konstrukcí. Naproti tomu fluidní generátory se používají ve výkonovém rozmezí 2 – 100 MWt. U fluidního zařízení o výkonu menším než 2 MWt jsou vysoké měrné investiční náklady a zařízení je díky malým konstrukčním rozměrům citlivější na kvalitu paliva a stabilitu procesu. Porovnání vybraných ukazatelů dvou hlavních typů generátorů uvádí následující tabulka. Typ generátoru

Sesuvné lože

Fluidní lože

10 - 100

0 - 50

1 < 1 hod

1–2 0 – 10 min

Provozní teplota [oC]

800 - 1400

750 - 950

Úroveň řízení

jednoduchá

střední

4:1

3:1

Ocel tř. 11 + vyzdívka

žáropevná ocel tř.17 vyzdívka

Výkon [MWt]

< 2,5

2 - 100

Doba najíždění

minuty

hodiny

nízká

střední

< 250 mg/Nm3

< 2g/Nm3

4,5

5,2

Surovina: - rozměr [mm] Doba setrvání v reaktoru [sec] - plyn - polokoks

Poměr max. a min. Výkonu zařízení Konstrukční materiál

Frekvence dozoru Obsah dehtů v surovém plynu Výhřevnost suchého plynu Qnd [MJ/Nm3]

Tab. 1. Porovnání vybraných ukazatelů dvou hlavních typů generátorů

Požadavky na kvalitu biomasy se u obou technologií liší především v granulometrii. Obecně lze říci, že generátory se sesuvným ložem vyžadují větší kusy suroviny a menší obsah jemných podílů, které mohou zejména u generátorů s hrdlem způsobovat mostění suroviny a zablokovat průchod generátorem [3]. Jemný podíl (prach, piliny) je možno peletizovat, což ale je energeticky značně náročné a předpokládá další investice do peletizační linky. Kromě čisté biomasy se v současné době provádějí testy s kontaminovanou biomasou a dalšími odpady (papír, plasty, textil), zvažuje se možnost použití čistírenských kalů. Zde jsou největší obavy z dodržení emisních limitů, vliv na životnost oleje v motoru a motoru obecně. Dále je potřeba si uvědomit, že energetické využívání odpadů a vůbec nakládání s odpady podléhá poměrně přísným podmínkám zákona o odpadech. Možnost vyrábět z odpadu palivo předpokládá absolvovat velice drahý a náročný proces certifikace s předem nezaručeným výsledkem. Základní požadavky na kvalitu suroviny pro generátory se sesuvným a fluidním ložem uvádí tab. 2.

-120-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Při úvahách o velikosti zamýšlené technologie je nutno brát v potaz zdroj paliva, neboť při velkých výkonech a trvalému provozu 6000 – 8000 hod/rok, který je předpokladem rozumné návratnosti, může vyjít spotřeba paliva převyšující z dopravního hlediska možnosti dostupných zdrojů. Výrobci uvedených technologií v ČR předpokládají, že zájemci budou převážně z různých dřevařských provozů, zejména dřevařská prvovýroba – pily, velké truhlárny a plodiny ze zemědělské výroby obilná sláma, řepková sláma atd. Možnost zakládání plantáží energetických plodin (sloní tráva, šťovík, laskavec, atd.) je sice lákavá, ale je potřeba si uvědomit, jaké jsou reálné možnosti výnosů a jaká z toho vyplývá plocha nutná pro pěstování. Např. pro 100 kW instalovaného elektrického výkonu je zapotřebí cca 50 - 100 hektarů. Pro reálné úvahy je lépe počítat se 100 ha, neboť předpokládané výnosy se liší samozřejmě dle druhu energetické plodiny, ale též dle klimatických podmínek v daném regionu, druhu půdy apod. Přesto, že se uvádí , že ladem ležící půdy v ČR je půl miliónu hektarů, je z uvedeného zřejmé, že v případě jednotek větších výkonů nebude jednoduché zajistit požadované množství suroviny. Založení plantáže energetických plodin obnáší nemalou investici a neobejde se bez dotací, dále je potřeba si uvědomit, že další investice jdou do speciálních technologií na sklízení a rozměrovou úpravu (drcení, peletizování), popřípadě instalace sušáren biomasy. Kromě vlastního technologického zařízení na kogenerovanou výrobu elektrické a tepelné energie je potřeba mít vybudovány skladovací prostory s potřebnou kapacitou a systém dopravy a manipulace s materiálem. Zároveň je potřeba upozornit, že využití cíleně pěstovaných energetických plodin pro zplyňování je nejprve potřeba ověřit a provést potřebné výzkumné a vývojové práce, neboť zařízení, která jsou dostupná v ČR doposud jako palivo používala dřevo. Typ generátoru

Sesuvné lože

Fluidní lože

10 - 100

0 - 50

Vlhkost Wr [%hm]

<20

<20

Obsah popele Ad [%hm]

<6

<25

Granulometrie [mm]

Tab. 2. Požadavky na kvalitu suroviny

Vzhledem k tomu, že technologie zplyňování v sesuvné i fluidní vrstvě používají jako zplyňovacího média vzduch a zplyňování probíhá u obou systémů za atmosférického tlaku je složení plynu a jeho výhřevnost přibližně stejná a cca 50 % objemu tvoří dusík. Rozdíl je zejména v obsahu dehtů, který se u fluidních reaktorů pohybuje okolo 1 – 2 g/ Nm3, u reaktoru se sesuvným ložem je to méně než 250 g/Nm3. Protože je plyn určen k využití v kogeneračních jednotkách na bázi plynových motorů, je potřeba jej zbavit prachu, dehtů a zchladit jej na cca 30 oC, přičemž z plynu vykondenzuje odpadní voda. Vzhledem k dosud malým zkušenostem s provozem kegeneračních jednotek na dřevoplyn (energoplyn) nejsou ani jejich výrobci schopni jednoznačně definovat požadavky na kvalitu plynu, zejména s ohledem na obsah dehtů, s tím souvisí záruční podmínky. Obecně lze říci, že s ohledem na ukládání uhlíku (karbonování) na ventilech, pístech a válcích motorů je potřeba snížit obsah dehtovitých látek v plynu pod 50 mg/Nm3. Pravděpodobně největší zkušenosti s použitím kogeneračních jednotek na alternativní paliva (bioplyn, dřevoplyn, odplyny z chemické výroby) má rakouská firma JENBACHER, avšak i zde se čeká na výsledky dlouhodobého provozu. K otázce spalování dřevoplynu se vyjadřuje dodavatel kogeneračních jednotek MOTORGAS: • dřevoplyn neumí dnes efektivně spalovat v plynových motorech nikdo • některé druhy procesních plynů jsou s jistými potížemi spalitelné avšak je potřeba je předem přesně definovat a poté se dodavatel může vyjádřit k pravděpodobnosti úspěchu nebo garancím za technické parametry [4]. Obdobně se vyjadřují ostatní výrobci. Protože se jedná o výrobu elektrické energie v kogeneračních jednotkách je potřeba zdůraznit, že vedlejším produktem je vyrobené teplo, což si mnozí potenciální investoři dostatečně neuvědomují,

-121-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

resp. si neuvědomují ve všech souvislostech. V podnikatelském záměru je proto potřeba této skutečnosti věnovat patřičnou pozornost. Pro úspěšnou realizaci projektu jsou vhodné lokality s vysokou vlastní spotřebou tepla (i v letních měsících) [5]. Pro elektřinu dodanou výrobcem elektřiny z obnovitelných zdrojů do distribuční nebo přenosové soustavy platí minimální výkupní ceny stanovené ERÚ, avšak vstupem České republiky do EU od 1.5.2004 bude uplatňována směrnice 2004/8/EC Evropské unie o podpoře kombinované výroby elektřiny a tepla, která se vztahuje mimo jiné také na technologie s motory s vnitřním spalováním (pístové). Pro konkrétní využití té či oné technologie ke konkrétnímu zdroji elektřiny a tepla, jež jsou uváděny, je možné se rozhodnout jedině na základě podrobného propočtu ekonomické efektivnosti a v podmínkách konkrétní lokality, protože do souhry nákladů a výnosů projektovaného díla vstupuje řada kontroverzních faktorů, jež nelze předem u zeleného stolu v komplexním rozsahu předvídat. Jsou však k dispozici pokročilé technologie výpočtu s testy spolehlivosti použitých vstupních údajů, takže problém nestojí tolik na způsobu výpočtu a dlouhodobé věrohodnosti do výpočtu zavedených údajů, ale spíše na možnostech všechny vstupní údaje obstarat. Závěr

Kogenerovaná výroba elektrické energie a tepla z biomasy je relativně složitá technologie. Celý projekt zahrnuje nejen vlastní energetickou část, ale i zajištění a systém dopravy a přípravy paliva až po vyvedení elektrické energie a rozvody tepla. V žádném případě nejsou tyto technologie určeny pro malé výkony např. pro rodinné domy apod. Co se týká investičních nákladů lze obecně ke všem typům netradičních a obnovitelných zdrojů energie říci, že jejich žádoucí širší uplatnění není bez dotace třetí stranou ekonomicky efektivní a zde nastupuje role státu a připravovaný zákon o podpoře výroby elektřiny a tepla z obnovitelných zdrojů energie. Literatura:

[1] Motlík J.: Asociace pro využití obnovitelných zdrojů energie.

[2] Propagační materiály výrobců zplyňovacích jednotek [3] Chrz V. a kol.: Zplyňování dřevního odpadu pro náhradu ušlechtilých paliv a pro výrobu elektrické energie [4] Švaňa V. MOTORGAS s.r.o. e-mailová zpráva [5] Schustr P., Najser J.: Možnosti využití biomasy amarantu. Říjen 2001.

-122-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Výzkum řízeného spalování dřeva Stanislav VANĚK, Pavel JANÁSEK, Kamil KRPEC27 VŠB – TU Ostrava, Výzkumné energetické centrum Abstrakt

Výzkum je zaměřen na experimentální stanovení vlastností ohnišť, určených pro spalování kusového dřeva, o jmenovitém tepelném výkonu cca 8 kW. Pro zkoušky byly použity krbová kamna, která jsou běžně k dostání na našem trhu. Příspěvek je rozdělen na tři hlavní části. V první části je popsána metodika zkoušení a měřící aparatura. Druhá část se zabývá vlivem parametrů ohnišť na kvalitu spalovacího procesu. Závěr příspěvku se věnuje matematickému modelování, které nachází své uplatnění při konstruování nových krbových kamen. Metodika zkoušení krbových kamen

Spalovací zkoušky byly prováděny na měřící trati, která je umístěna v prostorách Výzkumného energetického centra. Během spalovacích zkoušek byly krbová kamna umístěna na tenzometrické váze, která umožňuje sledovat úbytek paliva za dobu zkoušky. Schéma měřící trati je vidět na obr.1.

Obr. 1 Schéma měřící tratě

Měření teplot v kouřovodu a ve spalovacím prostoru bylo prováděno pomocí termočlánků typu K. Podtlak v kouřovodu byl měřen mikromanometrem. Odběr spalin pro analýzu byl prováděn topeným keramickým filtrem, který sloužil k odstranění tuhých částic. Dále byl vzorek veden topenou hadicí do chladnice plynu, která slouží k odstranění vlhkosti. Vzorek zbavený tuhých částic a vlhkosti byl následně analyzován kontinuálním analyzátorem fy. Hartmann & Braun. Byly analyzovány tyto složky spalin: CO, CO2, NOX a O2. Schéma aparatury pro analýzu spalin je uvedeno na obr.2.

27

Ing. Stanislav VANĚK, Ing. Pavel JANÁSEK, Ing. Kamil KRPEC Vysoká škola báňská – Technická univerzita ostrava, Výzkumné energetické centrum, Tř. 17. listopadu 15, 708 39 Ostrava. E-mail: [email protected]

-123-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

kouřovod

odběrová sonda

vyhřívaný keramický filtr

vytápěné vedení vzorku

kyselinový filtr OUT

IN chladnice plynu

IN dopravní skřínka

OUT

IN OUT

analyzátor O2

počítač IN

konvertor

OUT

IN OUT

analyzátor CO, SO2, NOX, CO2

odvod měřených plynů měřící ústředna

Obr. 2 Schéma aparatury pro kontinuální analýzu spalin

Kamna byla během zkoušek napojena na kouřovod jehož součástí byl i normalizovaný měřící kus (ČSN EN 13229) viz.obr.3.

Obr. 3 Měřící úsek spalin

-124-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Palivo

Nejdůležitějším parametrem paliva, které bylo použito, je vlhkost. S rostoucí vlhkostí paliva, klesá výhřevnost. Průběh této závislosti je na obr.4. 20 19 18 17 )

14

i

r

-1

15

(MJ.kg

16

13 12

výhřevnost palivaQ

11 10 9 8 7 6 Qir = -0,2267.w + 18,5

5 4 3 2 0

10

20

30

40

50

60

vlhkost paliva w (%)

Obr. 4 Závislost výhřevnosti paliva na vlhkosti

Vlhkost paliva byla měřena odporovým vlhkoměrem. Výhřevnost paliva pak byla stanovena dle vzorce:

Qir = kde

w

18,5 ⋅ (100 − w) − 2,44 ⋅ w 100

[MJ/kg]

… obsah vody ve dřevě [%]

Každá zkouška trvala jednu hodinu. Z výrobcem uváděné účinnosti a výhřevnosti paliva bylo vypočítáno potřebné množství paliva pro jednu zkoušku:

m= kde

P η Qir

P ⋅ 3600 Qir ⋅η ⋅ 10 6

[kg/h]

… výrobcem udávaný výkon kamen [W] … výrobcem udávaná účinnost [-] … vypočítaná výhřevnost paliva [MJ/kg]

Jako palivo bylo použito bukové dřevo, které bylo před zkouškou zbaveno kůry. Pro eliminaci kolísavých vlastností paliva byla každá zkouška opakována třikrát. Během zkoušek byly měřené hodnoty (koncentrace CO, CO2, NOX a O2, hmotnost, podtlak, teploty v ohništi a kouřovodu) ukládány do PC.

-125-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Popis spalovacích zkoušek

Cílem, se kterým byly spalovací zkoušky prováděny, je určení optimálních parametrů ohniště krbových kamen. Dva základní parametry podle nichž se posuzuje ohniště jsou velikost a tvar. S velikostí ohniště úzce souvisí jeho objemové tepelné zatížení. Tvar ohniště je především definován jeho štíhlostí, která se zjednodušeně řečeno vyjadřuje jako poměr výšky ohniště a jeho průřezu. Pro získání určité představy o kvalitě spalovacího procesu v závislosti na parametrech ohniště, byla provedena řada spalovacích zkoušek při nichž se různě měnily parametry ohniště a nastavení přívodu vzduchu. Změna parametrů ohniště byla dosažena třemi různými kroky: první z nich je zaměřen jak na změnu velikosti a objemového tepelného zatížení tak i na změnu tvaru a štíhlosti ohniště. Této změny bylo dosaženo použitím více krbových kamen s různými ohništi. Jedná se celkem o devět kamen, jejichž výkony se pohybovaly od 6 kW do 9 kW. U všech těchto kamen byly provedeny níže popsané spalovací zkoušky.

kamna 9 kW

kamna 6 kW

Obr. 5 Základní rozměry ohniště 6 a 9 kW kamen

Další změnou týkající se parametrů ohniště je změna objemového tepelného zatížení ohniště. Této změny je možno dosáhnout buď úpravou velikosti ohniště, nebo změnou výkonu kamen při zachování rozměrů ohniště. Pro provedené zkoušky byla zvolena druhá varianta, která je podstatně jednoduší. Výkon kamen byl měněn množstvím přiváděného paliva a to tak aby bylo dosaženo 100 %, 200 % a 300 % výkonu. Poslední změnou parametrů ohniště je úprava tvaru ohniště. Nedá se však říct, že by tato úprava měnila štíhlost ohniště. Do ohniště je totiž vložena přepážka, která způsobuje zavíření plamene v ohništi a tím teoreticky lepší promísení se spalovacím vzduchem. Umístění přepážky v několika různých polohách je zobrazeno na obr.6.

-126-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Umístění přepážky v přední popř. zadní části ohniště

Přepážka v různých výškách ohniště

Obr. 6 Zobrazení polohy přepážky v ohništi

Kromě spalovacích zkoušek při nichž se měnily parametry ohniště se ještě prováděli zkoušky s několika variantami nastavení přívodu vzduchu. To znamená, že byly různým způsobem nastavovány přívody primárního a sekundárního vzduchu např. primární vzduch otevřen na 100 % a sekundární na 50 %, primární i sekundární přívod na 50 % apod. Výše uvedené zkoušky byly provedeny a zpracovány u všech devíti kamen. Základními údaji sledovanými u všech kamen je koncentrace kyslíku, koncentrace CO a CO2 přepočtená na referenční podmínky (Oref = 13 %), přebytek vzduchu, účinnost kamen, teplota spalin, úbytek paliva a rychlost hoření. Tyto údaje jsou vyneseny jak v grafech, kde je možno sledovat jejich průběh po dobu zkoušky, tak i v tabulkách, kde jsou zaznamenány jejich průměrné hodnoty. Z prostorových důvodů jsou uvedeny výsledky pouze ze dvou spalovacích zkoušek a to pro kamna o výkonu 6 a 9 kW. Obě uvedené zkoušky odpovídají jmenovitému výkonu kamen při 100 % otevření přívodů vzduchu.

O2 CO CO2 n účinnost teplota spalin

14,96 0,34 7,68 3,5 53,8 367

% % % % °C

Tab. 1 Výsledné hodnoty ze zkoušky kamen o výkonu 9 kW při jmenovitém výkonu kamen a otevřeném přívodu vzduchu na 100 %

-127-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

O2 CO CO2 n účinnost teplota spalin

13,90 0,57 6,97 3,0 61,6 327

% % % % °C

3,5

18

3

15

2,5

12

2

O2 [%]

21

9

1,5

6

1

3

0,5

0

CO [%]

Tab. 2 Výsledné hodnoty ze zkoušky kamen o výkonu 6 kW při jmenovitém výkonu kamen a otevřeném přívodu vzduchu na 100 %

0 0

10

20

30

40

50

60

Čas [min] O2

CO

Graf 1 Typický průběh koncentrací CO a O2 během spalovacích zkoušek

Z grafu je vidět, že v první třetině zkoušky je hoření optimální. Tento stav je charakterizován nízkou koncentrací CO a O2. V další fázi není hoření tak intenzivní, což se projevuje nárůstem koncentrace O2. Vlivem toho dochází ke snížení teploty v ohništi a zvýšení koncentrace CO. Tento jev nastal u všech námi zkoušených krbových kamen. Částečná eliminace tohoto nedostatku by byla možná pomocí regulace přívodu vzduchu do ohniště v průběhu zkoušky. Matematický model

Matematické modelování ohniště krbových kamen pomocí programu FLUENT bylo použito k otestování možností matematického modelování malých ohnišť se spalováním kusového dřeva. Práce byly zaměřeny na přizpůsobení matematického modelu skutečným podmínkám v ohništi a porovnání výsledků modelování s naměřenými hodnotami. Dále byl ověřován vliv vlhkosti paliva na podmínky spalování v ohništi a bylo také ověřováno použití matematického modelování k testování návrhu konstrukčních úprav v ohništi. Matematický model krbových kamen je zaměřen na možnost posuzování dopadu konstrukčních úprav ohnišť na spalování a teoretické odzkoušení jejich různých variant dříve a rychleji, než by tomu bylo při ověřování konstrukčních zásahů v reálných podmínkách. Byl proveden dělící řez umožňující rozdělení výpočtu krbových kamen na spodní část s poleny a horní část volného plamene, kde je pak možné dle možností modelu vkládat různé konstrukční úpravy a sledovat jejich dopad na podmínky

-128-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

vyhořívání. Rozdělení prostoru ohniště uvedeným řezem na dvě části má především dopad na urychlení výpočtu testovaných úprav v horní polovině ohniště, což umožňuje namodelování více variant za stejnou dobu. Dělící řez je patrný jako světlá linka na obr.7 a je vedený přibližně uprostřed šestice sekundárních otvorů. Pro výpočet byl uvažován stav po cca 9 min. od zapálení kamen. V tomto čase dochází dle provedených měření k nejrychlejšímu uvolňování prchavé hořlaviny – resp. k nejvyššímu úbytku hmoty spalovaného dřeva a vycházelo se z předpokladu, že palivo je již prakticky vysušené. Uvolňování hořlaviny bylo v modelu realizováno z porézní povrchové vrstvy polen. Každé poleno bylo rozděleno na dvě části - vnitřní část polena je tvořena pevnou dřevní hmotou, vnější část, tzv. obálka polena o tloušťce cca 8 mm, je tvořena porézní vrstvou s vysokou tlakovou ztrátou, ze které se uvolňuje složka prchavé hořlaviny - Wood_VOL, která svým prvkovým složením odpovídá složení hořlaviny spalovaného paliva. Mezera mezi jednotlivými poleny je zvolena cca 6 mm. Polena v průběhu hoření nemění svojí geometrii. Detail uspořádání a struktura polen je na obr.7.

Obr. 7 Uspořádání polen

V první části výpočet spalování ukázal, že celková bilance vzduchu nevychází tak jak byla naměřena, spalování v modelu probíhalo s nedostatkem vzduchu. Důvod byl nejprve hledán v přívodu nezjištěného falešného vzduchu v reálném ohništi, ale ten byl po konzultacích vyloučen. Dále se ukázalo, že přivedený vzduch pod rošt se dostává především ke stěnám ohniště a jen malá část ho projde mezi poleny. Proudění vzduchu roštěm se ukázalo jako rovnoměrné. V druhé části bylo modelování zaměřeno na ověření modelu s opravenými okrajovými podmínkami a ověření vlivu různé vlhkosti paliva ( 12 %, 20 % a 30 %) na výsledky modelování a průběh spalování. Na základě výsledků modelování v předchozím měření byly upraveny některé okrajové podmínky. Umístění polen v ohništi bylo sníženo a poleno dříve umístěné před dvířky ( spíše omylem ) bylo přemístěno k zadní stěně ohniště. Průtok sekundárního vzduchu dříve určený tlakovými poměry byl nyní zadán přímo průtokem vzduchu podle měřených hodnot. Nejdůležitější změnou okrajových podmínek bylo zavedení vlhkosti do paliva. Dříve zjištěný nedostatek přivedeného vzduchu do ohniště byl evidentně způsoben nesprávným předpokladem, že palivo je po 9 minutách spalování již vysušeno. Naopak v této fázi hoření zřejmě ještě dochází k uvolňování vlhkosti z hlubších vrstev dřeva, které musí být uvolňováno ve větší míře, než by odpovídalo poměrnému podílu rovnoměrného uvolňování s prchavou hořlavinou. Proto byl použit předpoklad, že se v této fázi hoření s uvolňováním hořlaviny uvolňuje více než dvojnásobný podíl vlhkosti. Přesné množství vodní páry bylo dopočítáno ze vzduchové bilance spalování. Vodní pára se

-129-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

v modelu uvolňuje spolu s prchavou hořlavinou z povrchové ( porézní ) vrstvy dřeva a výparné teplo vody je odebíráno této vrstvě. Výsledky v druhé fázi ukázaly, že snížením polohy polen došlo k odpovídajícímu proudění a hoření i v oblasti mezi poleny a spalování se stalo intenzivnější - podobné reálným podmínkám. Vliv vlhkosti paliva dobře koresponduje se snižováním maximální teploty plamene. Přesto je třeba počítat, že v extrémních případech vlhkosti například 30 % se v reálných podmínkách především prodlouží doba zapalování paliva, čímž dojde k jeho částečnému předsušení a také hoření nebude probíhat ihned a na celém povrchu polen, ale naopak lokálně především v předsušených místech. To bude mít v reálných podmínkách dopad na zvýšení maximálních lokálních teplot plamene, ty ale zase budou prostorově omezeny. Úpravou okrajových podmínek se docílilo dobré shody s výsledky měření ohniště ve vzduchové i tepelné bilanci. Model byl po této fázi připraven k řešení dalších provozních stavů resp. k ověřování navrhovaných optimalizačních úprav zařízení. Poslední fáze práce byla zaměřena na přizpůsobení matematického modelu potřebám konstruování ohnišť a provedení několika výpočtů s návrhem konstrukčních úprav geometrie ohniště. Pro zjednodušení a urychlení výpočtu s konstrukčními úpravami bylo provedeno rozdělení ohniště na horní a dolní polovinu. Dělící řez ve spalovací komoře byl proveden v místě nad poleny a současně sloužil jako vstup pro výpočty horní poloviny ohniště, kde pak bylo možné v modelu vkládat různé konstrukční úpravy a sledovat jejich dopad na podmínky vyhořívání. Rozdělení prostoru ohniště uvedeným řezem na dvě části umožnilo provést odděleně výpočet horní části ohniště s provedenými konstrukčnímu úpravami, což mělo především příznivý dopad na urychlení výpočtu testovaných úprav a umožnění namodelování více variant za stejnou dobu. Do horní části ohniště pak byly v modelu vloženy vestavby o různé délce a sklonu. Výpočtem pak byl porovnáván dopad na směšování spalin, délku spalování a na tlakovou ztrátu, kterou vestavby způsobují. Použité okrajové podmínky byly voleny shodně s okrajovými podmínkami z druhé fáze. Výsledky modelování vestaveb s různou délkou a sklonem přepážky umístěné na zadní stěně ohniště krbových kamen ukázaly její pozitivní dopad na směšování a zkracování plamene s rostoucí délkou přepážky. Současně ukázaly, že ověřované technické řešení má nižší (poloviční) tlakovou ztrátu než je tomu u výchozí varianty a umožňuje tak ještě výraznější zásah ovlivňující proudění, směšování a spalování s dopadem na snížení rizika úniku nespálených zbytků uhlovodíků a CO. Výsledky ukázaly, že modelování různých tvarů vestaveb pomocí programu FLUENT dává dobré a použitelné výsledky pro praktické použití ve fázi ověřování návrhů optimalizačních úprav a pro vývoj nového prototypu krbových kamen.

-130-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 8 Ukázka možnosti grafických výstupů z modelování

-131-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Spalování kontaminované biomasy Jiří TEYSSLER28 Český komitét pro výzkum plamene - CzFRC Abstrakt

Příčiny kontaminace: příměsi a stopy úprav po předcházejícím použití biomasy, která je nyní určena k likvidaci spálením. Znehodnocení může být mechanické, chemické i biologické. Příspěvek podrobněji pojednává o kontaminaci chemickými látkami, zvláště nátěrovými a impregnačními prostředky. Pro ochranu životního prostředí jsou nezbytná preventivní opatření: • ještě před začátkem systematického a nebo dlouhotrvajícího spalování znehodnocené biomasy získat dostatečně podrobné a spolehlivé informace o způsobu kontaminace a látkách k tomu účelu použitých, • během spalování kontaminované biomasy zpřísnit kontrolu - pracovních podmínek u spalovacího zařízení - jakosti zplodin spalování (plynných spalin i tuhých zbytků) - širšího okolí spalovacího zařízení. Biomasa

Biomasa je pojem, jenž zahrnuje veškerou masu (hmotu) živých organismů (a nebo jejich částí) tj. rostlin i živočichů, bez rozdílu zda se jedná o organismy živé (v nichž ještě před krátkou dobou probíhaly normální fyziologické pochody) nebo odumřelé (uhynuvší jak přirozenou smrtí, tak cílevědomě pěstované a sklízené). Kontaminace

Kontaminace je pojem, který lze dobře přeložit českým pojmem znečištění. Většina cizích jazyků však používá pro znečištění dva pojmy zcela odlišné etymologicky, ale bez přesnějšího rozlišení jejich obsahu resp. rozsahu (z lat. contaminatio X pollution pochází z angl. i franc. contamination X pollution). Rozlišení obou těchto pojmů je spíš kvalitativní než kvantitativní a vždy jen přibližné a subjektivní. Kontaminace obvykle znamená, že znečišťující látky je poměrně velmi malé množství a samotné znečištění se projevuje jen na povrchu těles (spad) nebo v mezní vrstvě proudící tekutiny. Při znečištění obvykle už znečišťující látka představuje nezanedbatelný podíl celkového objemu nebo hmotnosti materiálu a přitom proniká do hlubších vrstev popř. do celého objemu výsledné směsi. Při jakémkoli znečištění biomasy je důležité vědět, čím a jak byla kontaminace způsobena. Čím? = zda kontaminující látka je chemicky aktivní a popř. také v jaké fázi (v jakém skupenství!) působila na znečišťovanou látku; tím se pozná Jak? = jakým způsobem a do jaké míry došlo ke kontaminaci a nakolik mohou být důsledky kontaminace nebezpečné. Spalování biomasy

Biomasa, vhodná ke spalování a také nejčastěji spalovaná je především dřevo a odpad, vznikající při těžbě a zpracování dřeva i při výrobě dřevěného zboží; ale stále častěji a více se spaluje také jiná biomasa rostlinného původu (tzv. fytomasa) např. záměrně pěstované a pravidelně těžené rychle rostoucí dřeviny i traviny (včetně různých druhů obilí!) a jiné rostliny i zbytky po jejich zpracování (šťovík, rákos, vylisovaná semena řepky olejné, apod.) Pokud se ke spalování nabízí biomasa za mimořádnou nízkou cenu, nebo za neobvykle výhodných podmínek (např. jen za pouhý odvoz), je nezbytné zvýšit opatrnost. Může jít např. buď o příliš staré dřevo (ztrouchnivělé, napadené hnilobou či jinými dřevokaznými organismy) anebo poznamenané různými zásahy, potřebnými při předcházejícím použití, ale zcela nežádoucími při užití 28

Doc. Ing. Dr. Jiří TEYSSLER, CSc., Český komitét pro výzkum plamene (CzFRC), FS ČVUT v Praze, Technická 4, 166 07 Praha 6. E-mail: [email protected]

-132-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

dřeva či jiné fytomasy jako paliva (např. hřeby a jiné kovové části v dřevu z demolic, mokrá a znečištěná sláma z podestýlky, apod.), protože před spálením bude vyžadovat nějakou další mechanickou nebo termickou přípravu. Spalování kontaminovaného dřeva

Pro limitovaný rozsah se tento referát v dalším omezuje jen na jednu fytomasu - dřevo, a na dva způsoby kontaminace - povrchovými nátěry a impregnací. Pro zevní i vnitřní nátěry se používají barvy (někdy obsahující olovo či jiné zdraví ohrožující složky) a příslušná ředidla s různým stupněm toxicity. Jen někdy je možné (a také ekonomicky únosné) odstranit takový nátěr ještě před spálením (oškrabáním, omytím). Při impregnování se dřevo natírá nebo napouští různými látkami, jimiž se má dosáhnout delší trvanlivosti materiálu. Dobrý impregnační prostředek by měl svou toxicitou ničit mikroorganismy způsobující rozklad dřevní hmoty, musí dřevo zbavit vlhkosti a chránit před jejím vnikáním. Musí pronikat co nejhlouběji a stejnoměrně do dřeva, nesmí na vzduchu vysychat ani se vodou vymývat, nesmí měnit vlastnosti dřeva ani se sám během času měnit. Jako impregnační prostředek se už na začátku 19. století užívaly roztoky některých solí, např. modré skalice, chloridu zinečnatého, fluoridu sodného či jiných fluorových solí a jejich směsí (např. Bazilit, který se skládá z 89 % NaF a 11 % dinitro-fenolanilinu) apod. U četných organických impregnačních látek bývá hlavní složkou dehtový olej z černého uhlí, dále dehet a dehtové oleje z destilace dřeva, nebo vodní emulze dehtových olejů. Proti vnikání vlhkosti do dřeva se užívají tuky, parafin a roztoky pryskyřic. Tzv. "zkamenění dřeva se dosáhne tím, že se dřevo napojí roztokem dvou solí, které v pórech dřeva utvoří nerozpustnou sraženinu (např. ZnSO4 + mýdlový roztok; nebo vodní sklo + vhodná kyselina, kterou se z roztoku vyloučí kyselina křemičitá). Při impregnaci ponořením do impregnační lázně (tou může být např. 7 % roztok sublimátu HgCl2) se dřevěné výrobky nebo polotovary naskládají do příslušné nádoby a po úplném zatopení impregnačním roztokem se ponechají potřebnou dobu (popř. i několik dnů) jeho působení. Při impregnaci za tlaku v tzv. autoklávu se nádoba po vložení dřeva nejdříve evakuuje, čímž se podpoří vypařování zbylé vody z pórů a pak teprve plní impregnačním roztokem. Vlastní impregnace přitom probíhá za zvýšené teploty a za tlaku až 0,9 MPa. Impregnují se železniční pražce, telegrafní a elektrovodné sloupy, dřevo na vodní i pozemní stavby, špalíky na dřevěnou dlažbu a podlahy, tyče chmelnic, sloupky a latě na ploty, apod. Z hlediska ochrany životního i pracovního prostředí je při spalování kontaminované biomasy nezbytné dbát především ustanovení zákona č. 86/2...Sb, o ochraně ovzduší, který uvádí přípustné koncentrace škodlivin ve spalinách (emisní limity) parních a horkovodních kotlů. Neméně významnou právní normou (i když jde o normu "nižšího stupně") je ale také vládní nařízení č. 354/2002 Sb., v němž jsou uvedeny emisní limity pro spalovny odpadu a spoluspalovací zařízení. Závěr

Pro ochranu a udržení životního prostředí a pracovních podmínek je užitečné provést určitá preventivní opatření: Ještě před zahájením systematického a nebo dlouhotrvajícího spalování kontaminované biomasy získat dostatečně podrobné a spolehlivé informace • jak o způsobu kontaminace, tak také • o látkách k tomu účelu použitých. Během spalování kontaminované biomasy zpřísnit kontrolu: • pracovních podmínek u spalovacího zařízení (vč. manipulace s kontaminovanou biomasou, její dopravy a uskladňování, např. povinné nošení pracovních rukavic aj.) • jakosti zplodin spalování (chemická kontrola vybraných složek plynných spalin i tuhých zbytků) • monitorování širšího okolí spalovacího zařízení (čistota ovzduší a popř. i spadu).

-133-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Víme, co chceme ? (ke koncepčním dokumentům o spalování komunálních odpadů) Jan MIKOLÁŠ29 Abstrakt

Příspěvek se zabývá rozdílnými přístupy ke spalování komunálních odpadů, prezentovanými v odborně politických dokumentech a odborných podkladových materiálech poslední dekády. Na základě analýzy doporučuje přehodnocení stanoviska formulovaného v Plánu odpadového hospodářství ČR. Trendy v nakládání s komunálními odpady v zahraničí

Ve vyspělých státech se zatím nepodařilo zamezit nárůstu množství vznikajících komunálních odpadů. V období 1990 - 1995 se jejich produkce v evropských zemích OECD zvýšila o 11 % a byl odhadován další nárůst o 40 % do r. 2020 /1, 2/. Rovněž ve Spojených státech byl v posledním desetiletí minulého století zaznamenán průměrný roční nárůst produkce odpadů 3,9 %. Je tedy zřejmé, že přes zvyšující se pozornost věnovanou omezování vzniku odpadů a potřebnému rozvolnění vztahu mezi růstem HDP a produkcí odpadů nemůže při současném stavu vědy a techniky žádná vyspělá společnost nárůst vznikajících odpadů eliminovat. Proto je třeba hledat ekonomicky a environmentálně nejlepší způsoby nakládání s odpady, které již vznikly. Uznávané pořadí těchto způsobů je následující: třídění odpadů v místě jejich vzniku s následnou recyklací využitelných surovin, tepelné využití odpadů (spalování), odstraňování odpadů (spalování bez tepelného využití, skládkování). Je nepochybné, že materiálová recyklace patří k účinným způsobům nakládání s odpady, má ale má některá časová, ekonomická a technická omezení /3/. O těchto omezeních a limitech se vedou diskuse, většina autorů se ale shoduje v názoru, že hranice recyklace komunálních odpadů se pohybuje mezi 30 - 55 %. Přitom horní hranice byla dosažena jen v několika málo případech a to ještě ve velikostně omezených lokalitách /4/. Vzhledem k potřebě vypořádat se s nárůstem množství komunálních odpadů a vzhledem k nutnosti postupně omezovat skládkování biologicky rozložitelných odpadů je zcela pochopitelná pozornost, která je ve vyspělých státech věnována spalování odpadů. Například ve Švýcarsku se na sklonku devadesátých let minulého století spalovalo asi 45 % komunálních odpadů, v Nizozemsku 42 %, ve Francii 39 %, v Německu 17 % atd. /4/ Průměr zemí EU je asi 22 % spalování všech komunálních odpadů. V r. 2000 bylo v Evropě v provozu 304 spaloven (s využitím tepla) o celkové kapacitě 50 mil. tun. Odhaduje se, že jenom splnění požadavků Směrnice o omezení skládkování biologicky rozložitelných odpadů si v zemích EU vyžádá výstavbu asi 300 spaloven. Například ve Spojeném království (kde podíly způsobů nakládání s komunálními odpady zhruba odpovídají českým poměrům, především ve skládkování více než 80 % komunálních odpadů v r. 1995 a tedy v odsunu plnění požadavků Směrnice o 4 roky) vypracovala EA (UK Environment Agency) dva scénáře, jak se s požadavky Směrnice vyrovnat. První z nich orientovaný na recyklaci vyžaduje při 3% růstu produkce odpadů výstavbu 192 kompostáren (kapacita 20 kt/r každá) a 44 spaloven (kapacita 300 kt/r každá). Druhý scénář (orientovaný na využití energie spalováním) vyžaduje dokonce 69 spaloven /3/.

29

Ing. Jan MIKOLÁŠ, CSc., Kloboučnická 15, 140 00 Praha 4 E-mail: [email protected]

-134-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Přístup ke spalování komunálních odpadů v České republice v období 1995 - 2002

Uvedené trendy byly až donedávna reflektovány také v koncepčních dokumentech upravujících rozvoj odpadového hospodářství ČR, ve kterých byly mnohokrát vysloveny požadavky na zvýšení nízkého podílu spalování komunálních odpadů. K odborně politickým dokumentům posledních deseti let lze řadit „Program odpadového hospodářství ČR“ z r. 1995. Byl to první dokument zpracovaný v České republice, který analyzoval vznik a nakládání s odpady. Program byl projednán ve vládě ČR v lednu 1995, míra naplnění požadavků však byla posuzována až v r. 2001 v souvislosti s přípravou Koncepce odpadového hospodářství ČR. Energetické využívání odpadů nebylo Programem nijak zpochybněno, nebyly však stanoveny žádné konkrétní cíle. „Koncepce odpadového hospodářství ČR“ z r. 2001 byla již z tohoto hlediska konkrétnější. Mezi hlavní cíle v nakládání s komunálními odpady byl mj. zařazen požadavek zvýšení podílu energeticky využívaného komunálního odpadu a vybudování zařízení pro jeho recyklaci a energetické využívání. „Státní politika životního prostředí ČR“ /5/, schválená usnesením vlády v lednu 2001, konstatovala mj., že přes pozitivní trend většího využití energetického potenciálu odpadů je podíl spalování v porovnání se státy EU ( průměr 22,1 %) velmi nízký a stanovila cíl zvýšit jej z 8 % v r. 1999 na 10 % do r. 2005.

Na rozdíl od odborně politických dokumentů mohou samozřejmě být odborné podkladové materiály specifičtější a věcnější. V tomto směru byl prvním takovým podkladem projekt Programu péče o životní prostředí MŽP „Stav, cíle a trendy odpadového hospodářství“ /6/, vypracovaný podle zadání MŽP v r. 1998. V závěrečných doporučeních dílčího výstupu č. 5 se výslovně doporučuje, aby s ohledem na připravovanou evropskou směrnici o omezení skládkování biologicky rozložitelných odpadů byly do r. 2010 vybudovány ke třem existujícím spalovnám další dvě nové spalovny komunálních odpadů o celkové roční kapacitě 160 tis. tun. Bylo doporučeno lokalizovat je například v Českobudějovickém a v Ostravském kraji a využít k jejich financování veřejné prostředky (např. SFŽP). Významným projektem iniciovaným MŽP a financovaným z programu Phare byl projekt „Strategie implementace a investic pro směrnice ES o odpadech“ /7/, vypracovaný mezinárodním týmem odborníků pod vedením firmy AEA Technology plc (UK). Cílem bylo stanovit opatření potřebná k harmonizaci a implementaci legislativy ES. Projekt ukončený v r. 2001 mj. doporučil výstavbu 5 - 7 spaloven komunálních odpadů s celkovou kapacitou až 800 tis. tun/rok. Důvodem ke zvýšení požadavků na nové spalovací kapacity byly především analýzy vycházející z v té době již publikované (a oproti pracovní verzi zpřísněné) Směrnice o skládkování. Cílem dalšího projektu podpořeného programem EU REAP „Příprava plánu odpadového hospodářství ČR“ (REGUS, NL, 2002) bylo především shrnout opatření pro sektor odpadového hospodářství identifikovaná v jiných strategických a koncepčních materiálech a navrhnout strukturu POH ČR. Projekt požadoval rekonstrukci nebo uzavření spaloven nevyhovujících požadavkům nové právní úpravy ochrany ovzduší, vybudovat potřebné kapacity spaloven a poskytnout finanční podporu prostřednictvím SFŽP prioritně těm zařízením, která budou zakomponována do krajských plánů odpadového hospodářství. Spalování komunálních odpadů podle POH ČR 2003

Odborně politické dokumenty projednané vládou ČR by podle mého názoru měly být pro navazující vládní dokumenty do značné míry závazné, zejména v případech, kdy nedochází k „otočení kormidla“,

-135-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

kdy ve vládě má rozhodující slovo stejné politické uskupení. (Samozřejmě s výjimkou změn v základních ekonomických a environmentálních koncepcích vyvolaných nově zjištěnými podmínkami a skutečnostmi.) Závaznost odborných podkladových materiálů pro ústřední orgány státní správy je samozřejmě nižší, i když i v tomto případě lze o určité míře závaznosti hovořit - zejména tehdy, pokud zadavatelem byl příslušný projekt přijat a při závěrečném hodnocení nebyly formulovány závažné výhrady. Zdálo by se tedy, že v otázce podílu spalování komunálních odpadů je jasno. Plán odpadového hospodářství ČR /8/ účinný od 1. 7. 2003 však přináší v této oblasti nečekané změny. Pomineme-li požadavek na energetické využití bioplynu a využití technologií k využívání paliv vyrobených z odpadů, je jedinou explicitní zmínkou o spalování požadavek negativní - nepodporovat výstavbu nových spaloven komunálního odpadu ze státních prostředků. V době, kdy všechny země EU hledají možnosti, jak se výstavbou spaloven vyrovnat s požadavkem Směrnice Rady 99/31/EC o skládkování odpadů, je takový přístup Plánu vskutku ojedinělý a vedl k nesouhlasným stanoviskům mnoha odborných týmů i nezávislých odborníků. Za všechny snad lze uvést Závěrečné vyjádření týmu zpracovatele Posouzení vlivu Plánu odpadového hospodářství ČR na životní prostředí (SEA POH) /9/, z něhož cituji: „Předmětem posouzení environmentálních souvislostí (tzv. SEA – Strategic Environmental Assessment) se stala finální verze návrhu Plánu odpadového hospodářství ČR (POH ČR) z 20. 12. 2002 a vypořádání připomínek v rámci vnějšího připomínkového řízení k návrhu Nařízení vlády . . . Tým zpracovatele Posouzení Plánu odpadového hospodářství ČR (SEA POH) po prostudování výše citovaných podkladů konstatuje, že bez vypracování POH a postupného uskutečňování jeho záměrů by nebylo možné zajistit udržitelný rozvoj odpadového hospodářství. Na úrovni strategických cílů je POH ČR z hlediska environmentálních konsekvencí hodnocen v rámci SEA pozitivně. Naplnění cílů předpokládaných v POH přiblíží úroveň odpadového hospodářství České republiky úrovni dosahované v environmentálně nejvyspělejších zemích. . . . Nejvyšší prioritou odpadového hospodářství je podle POH i přesvědčení posuzovatelů omezování vzniku odpadů. Rovněž pořadí způsobů nakládání s odpady použité v POH odpovídá výsledkům analýzy provedené v rámci posuzování. Vytváření sítě zařízení pro nakládání s odpady předpokládané v POH však zatím nerespektuje ani hierarchii danou zákonem ani výsledky analýzy SEA . . . Na základě pečlivé analýzy celého procesu posuzování (únor 2002 – únor 2003) a s uvážením výše uvedených skutečností tým zpracovatele Posouzení vlivu Plánu odpadového hospodářství ČR na životní prostředí hodnotí vlivy posuzovaného Plánu odpadového hospodářství ČR pozitivně na úrovni jeho strategických cílů. Řada navrhovaných zásad a opatření je však v rozporu nejen s trendy v zemích EU, ale i s reálnými potřebami odpadového hospodářství a možnostmi české ekonomiky (např. požadavek striktního omezování výstavby nových skládek a zejména výstavby spaloven s využitím tepla). Tým zpracovatele SEA POH nepovažuje Plán odpadového hospodářství ČR jako celek z hlediska environmentálních konsekvencí za dokument dostačující, v patřičné míře posouditelný a náležitě kontrolovatelný.“ Závěr

Při shrnutí výše uvedených skutečností se naskýtá otázka, uvedená už v titulku: Víme opravdu, co chceme? Jinými slovy: Proč byly vynakládány nemalé (naše i zahraniční) prostředky na vypracovávání koncepčních dokumentů, když jejich závěry nebyly akceptovány ? Proč vůbec byly takové studie zadávány, když bylo stanovisko k problémům v nich řešeným předem známo ? Spalovny komunálních odpadů jsou navíc jednou z mála investic v sektoru OH, na které je možno získat výraznou podporu z fondů EU.

-136-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Připomínám, že projekty sektoru životního prostředí v České republice budou moci po vstupu do EU čerpat podpory zejména ze strukturálního fondu ERDF a z fondu soudržnosti. Účelem financování je zejména naplnění směrnic Evropské unie, případně dalších prioritních oblastí. Pro projekty podporované EU ze strukturálních fondů je možné získat příspěvek maximálně ve výši 75 % celkových nákladů. V případě projektů na využití fondu soudržnosti je to až 85 %. K důležitým omezením patří kromě formy vlastnictví žadatele - i předpokládaný náklad na projekt: například minimální výše celkových nákladů projektu aspirujícího na podporu z fondu soudržnosti je 10 milionů Euro. Nezbývá než doufat, že Ministerstvo životního prostředí zváží všechny aspekty svého negativního stanoviska ke spalování komunálních odpadů a vhodnou formou je přehodnotí, ať už při přípravě Realizačních programů (např. RP pro biologicky rozložitelné odpady nebo RP pro komunální odpady) nebo při nejbližší aktualizaci Plánu odpadového hospodářství ČR. Přispělo by tím nejen k provázanosti a stabilitě koncepčních dokumentů, ať už republikových či regionálních, ale i k racionálnímu využití disponibilních zdrojů a především ke zvýšené ochraně životního prostředí. Literatura:

1. EU focus on waste management (European Commission, DG ENV,1999). 2. OECD Workshop on Waste Prevention, Paris, October 2001. 3. Mikoláš J.: Hierarchie nakládání s odpady: skládky a/nebo spalovny ? In: Odpadové fórum č. 7 - 8, 2002.

4. Incineration (National Society for Clean Air and Environmental Protection, UK, May 2001). 5. Státní politika životního prostředí, MŽP, 2001. 6. Stav, cíle a trendy odpadového hospodářství (projekt PPŽP/530/2/98, Český ekologický ústav, Praha, 1998).

7. Strategie implementace a investic pro směrnice ES o odpadech (projekt Phare CZ 9811-02-02, AEA Technology, Praha, 2001). 8. Nařízení vlády č.197 ze 4.7.2003 o Plánu odpadového hospodářství České republiky. 9. Posouzení vlivu Plánu odpadového hospodářství ČR na životní prostředí, ČZU na objednávku MŽP, 2003.

-137-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Energetické využití komunálního odpadu – současný trend. Oldřich Bílík30 CNIM BABCOCK Central Europe, CNIM Group Abstrakt

Energetickým a materiálovým využitím komunálních odpadů se francouzská společnost CNIM zabývá již více než 40 let. Díky dlouhodobému partnerství s výrobcem kotlových roštů, německou společností MARTIN GmbH získala bohaté zkušenosti, které se do současné doby odrazily v celkem více než 150 zakázkách na výstavbu spaloven komunálního odpadu s více než 250 spalovacími linkami dodanými na klíč. Úvod

Spalování odpadů je osvědčený a praxí spolehlivě ověřený způsob nakládání s komunálními odpady. První spalovna komunálního odpadu v Evropě byla vybudována v 90. letech devatenáctého století, kdy spalování odpadů bylo původně využíváno pro hygienické účely, v neposlední řadě k účelu zabránění šíření cholery v hustě osídlených městech Evropy. Teprve počátkem dvacátého století začalo být spalování odpadů považováno za řešení k omezování narůstajícího objemu odpadů. V té době však spalování odpadů nebylo spojováno s jakoukoliv formou zpětného využití surovin ani energie. Společnost tehdy považovala za naprosto běžné využití přírodního bohatství k získávání surovin a na druhé straně volné ukládání odpadů bez jejich dalšího využití. Pro současnou společnost, která přijímá koncept trvale udržitelného rozvoje za svůj cíl, se naopak postupně stává možnost cyklického využití přírodních zdrojů, počínaje jejich prvotním získáváním přes odpady k jejich znovuvyužití, strategickou koncepcí. Z hlediska tohoto cíle a na základě současných zkušeností se ukazuje jako nejpřijatelnější metoda energetického využití odpadů v kombinaci s dalšími způsoby nakládání s odpady. Ačkoliv omezování vzniku odpadů zůstává nadále jedním z prioritních cílů odpadových koncepcí, význam materiálového a energetického využití odpadů stále vzrůstá. Spalování odpadů je však akceptováno pouze tehdy, pokud je schopno prokázat výsledky srovnatelné s jinými způsoby recyklace odpadů a jejich znovuvyužití. Proto je dnes již v mnoha zemích povolení k výstavbě nových spaloven odpadů vázáno na využití energie z odpadů a materiálovou recyklaci. Současný stav techniky spalování odpadů v Evropě

V řadě evropských zemí byly v minulém desetiletí buďto uvedeny do provozu nové kapacity na spalování komunálního odpadu nebo rekonstruovány stávající spalovny s cílem zajistit splnění požadavků nové Směrnice EU 2000/76 o spalování odpadů a současně řešit potřebu ekologicky akceptovatelného nakládání se spalitelnými odpady, jejichž objem neustále narůstá. V převážné většině evropských zemích existují plány na výstavbu dalších nových spaloven, resp. zvýšení kapacity pro spalování komunálních odpadů, dokonce i v zemích, které dosud žádné spalovny neměly jako např. Irsko. Na druhé straně, v důsledku nové Směrnice EU o spalování odpadů bude ukončen provoz řady menších spaloven, které by nemohly dosáhnou splnění požadovaných emisních limitů bez významných nákladů.

30

Ing. Oldřich BÍLÍK, CNIM BABCOCK Central Europe, CNIM Group, Ke Karlovu 6, 160 00 Praha 6

E-mail: [email protected]

-138-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Pokud jde o využití energie ze spalování odpadů, lze obecně říci, že víceméně každá ze zemí, ve kterých jsou spalovny provozovány, nějaký způsob využití energie uplatňuje. Nicméně úroveň využití energie je různá a v zásadě existují dva odlišné přístupy: Zatímco ve skandinávských zemích je energie získaná ze spalování odpadů v převážné míře využívána k výrobě horké vody pro vytápění, ostatní země využívají tuto energii převážně pro výrobu elektřiny. Avšak, tak jako ve Skandinávii se v posledních letech stále více prosazuje kombinovaná výroba tepla a elektřiny, i v ostatních zemích sílí tendence k dosažení efektivnějšího využití energie získané z odpadu. Technologie CNIM/MARTIN pro materiálové a energetické využití komunálních odpadů Typické schéma spalovny komunálních odpadů, dodávané CNIM/MARTIN znázorněno na obr. 7., uvedeném v příloze.

„na klíč“ je

Spalovací rošt MARTIN Nejčastěji používaným roštem je šikmý reverzní rošt MARTIN se sklonem 26°. Kromě toho firma MARTIN GmbH vyrábí a dodává také horizontální rošt a šikmý rošt SITY 2000, ke kterému získala know-how prostřednictvím akvizice ALSTOM v roce 2002. Přednostmi šikmého reverzního roštu MARTIN, ověřeného na více než 500 spalovacích linkách po celém světě, jsou zejména plynulý pohyb vrstvy odpadu a jeho rovnoměrné promísení a tím i dokonalé prohoření. Tyto rošty vykazují roční disponibilitu více než 90% a životnost roštnic je vyšší než 50 000 provozních hodin. Roštnice, které jsou vyrobeny z legované oceli s vysokým obsahem chromu, jsou chlazeny primárním spalovacím vzduchem. Vzduch nejprve cirkuluje mezi žebry na spodní straně roštnic a poté vystupuje speciálně upravenými štěrbinami mezi jednotlivými roštnicemi. Chlazení roštnic vzduchem je naprosto vyhovující i pro odpad o výhřevnosti vyšší než 12,5 MJ/kg. Použití chlazení roštnic vodou je nezbytné ve specifických případech, kdy výhřevnost odpadu překračuje 16,5 MJ/kg.

Obr. 1. a 2. Systém ventilace vzduchu mezi roštnicemi.

Několikamilimetrová vůle mezi jednotlivými roštnicemi na jejich horní straně v místě ventilačních drážek umožňuje dosažení jejich samočisticí schopnosti a omezení tvorby nálepů. Tlaková ztráta primárního vzduchu při průchodu roštnicemi je vyšší než tlaková ztráta při průchodu vzduchu vrstvou odpadu na roštu. To umožňuje rovnoměrný přívod vzduchu pod vrstvu odpadu relativně nezávisle na charakteristice vrstvy odpadu v daném místě po celé ploše roštu včetně jeho nejvíce tepelně zatížených částí. Přívod primárního vzduchu je navíc regulovatelný samostatně pro každou ze sekcí roštu po celé délce roštu. Samotný rošt je uspořádán z jednotlivých stupňů, kdy jsou prostřídány řady pevných a pohyblivých roštnic, které svým pohybem proti směru samovolného pohybu vrstvy odpadu po šikmé ploše roštu způsobují jeho postupné načechrávání a promíchávání. Kromě toho každý zdvih pohyblivých roštnic je kombinován s jejich relativním pohybem, kdy každá z roštnic se pohybuje relativně k sousedním

-139-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

roštnicím. Tím je zajišťováno plynulé čištění spár mezi roštnicemi při současném prohrabávání vrstvy odpadu. Celkový zdvih pohyblivých roštnic je cca 400 mm a jejich pohyb je řízen prostřednictvím frekvenčního měniče s odezvou na signál regulace spalovacího režimu. Tato regulace umožňuje rovněž přechod na ruční řízení operátorem. Tvar roštnic je uzpůsoben tak, aby spolu s jejich vzájemným pohybem zamezoval tvorbě struskových nálepů. Vlastní spalování odpadu probíhá na cca 2/3 celkové délky roštu. V poslední části roštu jsou zbytky po spalování (struska) intenzivně vychlazovány primárním vzduchem. Objem propadu roštem je velmi malý a nízké ztráty z titulu nespáleného materiálu přispívají k celkově vysoké míře využití energie z odpadu. Sekundární vzduch je vháněn v horizontální rovině přední a zadní stěny spalovací komory. Vzduchové trysky jsou konstruovány tak, aby vzduch pronikal do proudu spalin v různých vrstvách a aby tak docházelo k dokonalému promísení spalin se vzduchem. Toto řešení umožňuje dosažení rovnoměrného proudění spalin včetně vyrovnaného teplotního profilu ve druhém tahu kotle a dokonalé vyhoření spalin. V neposlední řadě, cílem optimalizace spalování je snížení korozních účinků spalin na výhřevné plochy kotle. V posledních několika letech zaznamenal vývoj spalovacího systému CNIM/MARTIN další pokrok ve směru k dosažení vyšší provozní flexibility. Tento vývoj byl vyvolán stále častějšími problémy s variabilitou výhřevnosti odpadu v souvislosti s kombinací recyklace odpadu a následného spalování zbytků po recyklaci. Konvenční spalovací rošty pracují s víceméně stabilním zatížením a neumožňují rychlejší změny provozního režimu. Proto je u těchto roštů s neregulovaným přívodem spalovacího vzduchu řešena změna vstupních podmínek odezvou přívodu paliva (množství odpadu přiváděného na rošt) na změnu parametrů páry, vystupující z kotle. Zjevnou nevýhodou tohoto typu regulace je pomalá odezva na změnu vstupních podmínek. Původní řešení tohoto problému prostřednictvím regulace obsahu kyslíku v přiváděném spalovacím vzduchu sice umožnilo pružnější reakci na změny výhřevnosti odpadu, nicméně ani tato regulace nebyla dostatečně pružná a neřešila problém variabilní výhřevnosti zcela. Na základě poznatku, že změny výhřevnosti odpadu se projevují v okamžitých změnách teploty spalin, vyvinuly společnosti CNIM a MARTIN koncept měření teploty spalin ve spalovací komoře pomocí infračerveného pyrometru, umístěného v horní části spalovací komory. Toto řešení prokazuje mnohem vyšší spolehlivost ve srovnání se systémy využívajícími běžné termočlánky nebo pyrometry, které vykazují chyby měření v důsledku nálepů, mají pomalou odezvu a omezenou životnost. Pomocí infračerveného pyrometru jsou jakékoliv odchylky okamžitě detekovány a systém regulace spalování bezprostředně reaguje změnou pohybu roštu, rychlosti podávání odpadu a množství spalovacího vzduchu, přiváděného k jednotlivým sekcím roštu. Účinné promísení a „načechrání“ odpadu na roštu, řízená tloušťka vrstvy odpadu, vysoká odolnost roštu proti opotřebení, chlazené roštnice se samočisticí schopností, optimální distribuce spalovacího vzduchu a řízené spalování po celé délce spalovacího roštu jsou klíčovými předpoklady pro dosažení optimálního spalování odpadu.

-140-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Integrovaný parní kotel CNIM Teplo získané při spalování odpadů je využíváno v parním kotli CNIM, který je integrován s roštem MARTIN. Ve většině instalací je používán vertikální tří-tahový jedno-bubnový kotel s přirozenou cirkulací. Ve spalovací komoře, která tvoří první tah se sálavým účinkem, jsou umístěny výhřevné plochy výparníku, ve druhém tahu jsou obvykle umístěny přehříváky a ve třetím tahu ekonomizér. Výparník je konstruován v membránovém provedení. Spalovací komora je kompletně pokryta membránovými stěnami výparníku, které jednak zajišťují její chlazení, jednak zabraňují přisávání „falešného“ vzduchu v důsledku netěsností. Spalovací komora je provozována v podtlakovém režimu. Všechny stěny výparníku mají stejný profil, který je standardizován na základě počítačového modelu, umožňujícího vyhovět různým požadavkům provozních podmínek. Kotlový buben je umístěn nad spalovací komorou a jeho vestavba plní dvě základní funkce: odloučení vodní a parní fáze a separace vlhkosti páry pro zajištění její co nejvyšší čistoty. Vestavba bubnu je tvořena odstředivými separátory, jejichž umístění je řešeno tak, aby umožňovalo co nevyšší přístupnost a současně zajišťovalo co nejvyšší čistotu výstupní páry. Spodní část spalovací komory a membránové stěny výparníku jsou v některých případech chráněny keramickým obložením INCONEL, které zajišťuje ochranu proti korozi. Toto obložení je používáno případ od případu v závislosti na charakteru odpadu a provozních parametrech. Přehříváky jsou konstruovány běžně na výstupní teplotu páry 380 °C při průměrné výhřevnosti spalovaného odpadu 2 000 kcal/kg (8 367 kJ/kg), obsahu spalitelných látek 47%, obsahu inertních látek 25% a vlhkosti do 28%. Systém přehříváků je konstruován jako dvoustupňový, pracující převážně v sálavém režimu. Výhřevné plochy přehříváků jsou nejčastěji konstruovány v panelovém provedení (stejná konstrukce jako membránové stěny výparníku), zavěšené v horní části druhého tahu. Toto uspořádání má řadu výhod v souvislosti s korozními problémy a zanášením výhřevných ploch. Uspořádáním trubek přehříváků paralelně k proudu spalin je dosahováno relativně nízké rychlosti spalin (<4 m/s) a tato konstrukce dovoluje využít vstupní teplotu spalin v rozsahu 750 až 800 °C. Přestup tepla je realizován převážně v sálavém režimu a ve srovnání s konvekčními přehříváky, které jsou konstruovány v kolmém uspořádání proti směru spalin a vyžadují vyšší rychlost proudění a nižší teplotu spalin, mají vyšší odolnost vůči abrazivním a korozním účinkům spalin. Ekonomizér je umístěn ve třetím tahu a splňuje kromě funkce využití tepla spalin pro předehřev napájecí vody současně účel vychlazení spalin na teplotu cca 200 °C před vstupem do linky čištění spalin. Systém čištění spalin LAB Systémy čištění spalin používané v souvislosti se spalováním odpadů používají všechny známé technologické postupy, nicméně systém nejčastěji používaný CNIM/LAB je založen na polosuchém vápnovém procesu. V tomto případě jsou kyselé znečišťující látky, obsažené ve spalinách neutralizovány v rozprašovacím reaktoru, kde dochází k jejich reakci s alkalickými částicemi. Během reakce současně těžké kovy kondenzují na vápenných částicích a mohou tak být posléze zachyceny na textilním filtru. Každá linka čištění spalin je navíc vybavena zařízením pro injektáž aktivního uhlí, které zachycuje emise rtuti a dioxinů. Za účelem snížení emisí NOx je využívána převážně metoda selektivní nekatalytické redukce formou injektáže močoviny do spalovací komory. Systémy čištění spalin CNIM/LAB jsou schopny vyhovět nejpřísnějším současným předpisům stanovujícím limity emisí škodlivin z procesů spalování odpadů.

-141-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 3. a 4. Reverzní rošt MARTIN / integrovaný kotel CNIM.

Obr. 5. a 6. Principielní schéma kotle CNIM / kotel CNIM během výstavby

Závěr

Spalování komunálních odpadů je dnes již dobře ověřenou metodou nakládání s odpady při jejich současném materiálovém a energetickém využití. V souvislosti se stále výraznějším omezováním skládkování komunálních odpadů v řadě zemí se bude také stále více projevovat potřeba využití této technologie jako komplementární metody k recyklaci odpadů a biologickým metodám využití odpadů. Nové spalovny odpadů budou budovány tak, aby energie z odpadů byla využívána jak pro účely dodávek tepla tak i pro výrobu elektřiny při současném použití pouze nejvyspělejších technologií pro čištění spalin. Ačkoliv z hlediska posuzování dopadů na životní prostředí zůstává redukce objemu veškerých produkovaných odpadů jedním z důležitých parametrů všech způsobů nakládání s odpady, není již prioritním cílem a v hierarchii cílů odpadového hospodářství je postupně dávána přednost materiálovému a energetickému využití odpadů.

-142-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr.7. Typické uspořádání spalovny komunálního odpadu CNIM

-143-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Energetické využívání odpadu v Evropské unii a ve Švýcarsku Jaroslav HYŽÍK31 EIC AG - Ecological and Industrial Consulting EIC spol. s r.o. - Ecological and Industrial Consulting 1. ÚVOD

Předkládaný příspěvek informuje o přístupu jednotlivých států k problematice energetického využívání, podává informace o stavu energetického využívání ve státech EU a ve Švýcarsku, zabývá se postupy při srovnávání technologických řetězců z hlediska efektivity výroby energie a dále předpoklady či kritérii, která mohou objektivně posloužit ke kvalifikaci procesu spalování s výrobou energie jako procesu energetického využívání či procesu pouhého odstraňování odpadu na základě dvou zásadních rozsudků Evropského soudního dvora z února 2003. 2. VYUŽÍVÁNÍ/ODSTRAŇOVÁNÍ VE SPALOVNÁCH ODPADU

CEWEP se dotazoval členů v reakci na rozsudky Evropského soudního dvora ke spalování odpadů (C 4458/00 a C-228/00), jak se rozsudky vykládají a realizují v různých členských státech. Výsledek dotazování je dále uveden. Lze pozorovat, že vehemence, s jakou se diskutuje o rozlišování využívání/odstraňování, je velmi rozdílná. Zatímco pro švédské provozovatele spaloven má zásadní význam uznávat je nadále jako zařízení, která využívají odpad, na toto zařazení se například v Itálii hledí poněkud "liknavěji". Je zajímavé pozorovat, že země, jako je Dánsko, které mají tendenci kvalifikovat spalování odpadu ve spalovnách jako opatření k odstraňování, přesto chtějí akceptovat využívání, když se jedná o dosažení kvót zhodnocení. Evropský parlament přijal dne 19. listopadu 2003 zprávu poslance Hanse Bloklanda (Nizozemí) ke zprávě Komise o realizaci rámcové směrnice o odpadu. V rezoluci Parlament vyzývá Komisi, aby kromě jiného sestavila jasnou definici využívání odpadu a odstraňování odpadu (totéž také zpráva poslance Karla-Heinze Florenze k tématické strategii odstraňování a recyklování odpadu z 29. ledna 2004). Poslanci jsou toho názoru, že rámcová směrnice o odpadu z roku 1975 musí být novelizována a že musí být nově vypracována kritéria pro využívání a odstraňování odpadu.

To znamená, že MUSÍ být provedena novelizace rámcové směrnice o odpadu a MUSÍ být stanovena kritéria rozlišení využívání/odstraňování. Požadují to nejenom zástupci různých zájmů, ale též Evropský parlament. Následující údaje nejsou založeny na vlastních rešerších, ale jsou reprodukcí sdělení členů CEWEP, bez jakéhokoli nároku na úplnost a bez ručení za jejich správnost.

31

Doc. Ing. Jaroslav HYŽÍK EIC AG - Ecological and Industrial Consulting, Mellingerstrasse 6, CH-5400 Baden, Švýcarsko E-mail: [email protected] EIC spol. s r.o. - Ecological and Industrial Consulting, Modřínová 10, 182 00 Praha 8 E-mail: [email protected]

-144-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

3. VYUŽÍVÁNÍ/ODSTRAŇOVÁNÍ VE STÁTECH CEWEP Česká republika: Podle českého zákona o odpadech má materiálové využití přednost před energetickým využitím a to má opět přednost před odstraňováním odpadu. Energetické využití se předpokládá při spalování odpadu za následujících podmínek:

1. Použitý odpad nepotřebuje po zapálení žádné podpůrné palivo a vytvořené teplo se využívá pro vlastní potřebu nebo pro potřebu třetích osob, nebo 2. odpad se používá jako palivo nebo jako palivový přídavek v zařízeních pro výrobu energie nebo pro výrobu produktů s dodržením předpisů pro dodržování čistoty vzduchu. Spalovací zařízení, která nesplňují tyto předpoklady, jsou zařízení k odstraňování odpadu. Poukazuje se na to, že v České republice (a pravděpodobně ve všech ostatních zemích přistupujících k EU) je deponování zařazeno jako odstraňování, ale oproti spalování je podstatně lacinější. Kdyby se zařízení ke spalování odpadu zařazovala jako zařízení k odstraňování, mělo by to (i přes směrnici EU o deponování závažné důsledky pro hospodářství a společnost. Dánsko: Povinnost odpovědnosti za odpady přísluší obcím. Ty směřují odpady do řádných zařízení pro jejich odstraňování. Průmysl a domácnosti mají povinnost řídit se pokyny obcí. Deponování hořlavých odpadů je v Dánsku od roku 1997 zakázáno. Finsko: S ohledem na problém "odpad na energii" neexistují ve Finsku žádné písemné dokumenty o rozlišování mezi využíváním a odstraňováním. Podle telefonické informace nejvyššího úředníka, který je na Ministerstvu životního prostředí odpovědný za hospodaření s odpady, je možno shrnout následující body:

1. 2. 3.

4.

Ministerstvo shromažďuje informace a sleduje situaci v ostatních členských státech EU. V současné době představují základ pro rozhodování rozsudky Evropského soudního dvora. Podle názoru ministerstva se finská politika opírá o rozsudky; rozsudky se proto ve Finsku oceňují pozitivně. (K tomu je nutno poznamenat, že ve Finsku existuje prakticky 100%-ní pokrytí sítí dálkového vytápění a v žádném případě zde není nutné vyrábět další teplo. Proto chce vláda podporovat recyklování a využití sekundárních paliv, ale nechce vytvářet více kapacit pro projekty "odpad pro energii". 30 % komunálního odpadu se recykluje, z toho 10 % činí program "odpad pro energii". Cílem je zvýšit kvótu využívání ze 40 % na 70%. V současné době se však neví jistě, jak se tyto propočty provádějí, zejména jaký podíl z programu "odpad pro energii" se počítá jako využívání.

Itálie: V Itálii se spalování komunálních odpadů kvalifikuje jako proces odstraňování (i když se získá energie). Spalování se uznává (a povoluje) za energetické využívání jen tehdy, když jsou komunální odpady předem zpracovány a vyrábí se z nich sekundární palivo (to je opět standardizováno zákonem). Ve skutečnosti se spalování komunálních odpadů v mnoha případech uznává za energetické využívání, když např. jde o splnění národních cílů s ohledem na dosažení kvóty u obalů. V současnosti nelze odhadnout, zda rozsudky Evropského soudního dvora situaci v Itálii nějak změní.

-145-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Poznámka: Protože se odpad v Itálii uznává za biomasu a provozovatelé tepelných zařízení k odstraňování odpadu dostávají podporu ve výši 10 až 15 centů/kWh, je podružná otázka, zda zhodnocují nebo odstraňují. Německo: Spolkové ministerstvo životního prostředí uvedlo na jedné z prvních tiskových zpráv, že se v zařízeních pro spalování odpadu zpravidla odpad odstraňuje. Konečný názor však v současné době dosud neexistuje. V zásadě existují tři varianty interpretace:

1. 2. 3.

Restriktivní, tzn. k využívání k tepelném zařízení k odstraňování odpadu dochází jen tehdy, když se primární energie nahrazuje přímo v kotli, např. k pomocnému hoření. Tento výklad se orientuje hlavně na první příklad bod 44 v případě C-458/00. Širší interpretace akceptuje využívání i tehdy, když se primární energie nahrazuje ve vedlejším kotli, např. aby byly splněny závazky dodávek dálkového tepla třetím osobám; Široký výklad vychází z energetického využívání v zařízeních k odstraňování odpadu i tehdy, když odpady nahrazují primární energii ve svazku zařízení, tzn. když se tím nahradí použití fosilních paliv například v elektrárně.

CEWEP/ITAD podporuje třetí variantu. Z pohledu politiky ochrany životního prostředí je žádoucí podporovat nahrazování fosilních paliv. To se neučiní tím, že se vyloučí zhodnocení opadu v zařízeních ke spalování odpadu, když využitím energie obsažené v odpadu nahradí použití fosilních paliv v jiném zařízení. Spolkové země Severní Porýní-Vestfálsko, Dolní Sasko a Bádensko-Württembersko se přiklánějí k restriktivnímu výkladu rozsudků. Země Bavorsko a Hesensko upřednostňují širší výklad. Definitivní názor je dosud v nedohlednu. Nizozemí: Nizozemský plán odpadového hospodářství z února 2003 vykazuje následující kritéria:

(Nezpracovaný) komunální odpad a průmyslový odpad podobný komunálnímu, odpad kontaminovaný PCB, specifický odpad z nemocnic a zabalený??? nebezpečný odpad se považuje za odpad k odstranění. U ostatních odpadů záleží na výhřevnosti a obsahu chlóru: Pokud je výhřevnost < 11,5 MJ/kg (a obsah chlóru 1%) nebo < 15 MJ/kg (a obsah chlóru > 1%), odpad se považuje za odpad k odstranění. Když nejsou splněna tato kritéria, jedná se o odpad k využití, když vyrobená energie neslouží jen k vlastní spotřebě zařízení. VROM (Ministerstvo pro bytovou výstavbu, pořádek a životní prostředí) k rozsudkům Evropského soudního dvora prohlásilo dopisem z 20.3.2003, že použití kritéria kalorií, jako v plánu hospodaření s odpadem, není dohodnuto rámcovou směrnicí pro odpad. Brzy dojde k úpravě plánu hospodaření s odpadem. VROM interpretuje rozsudky Evropského soudního dvora C-458/00 a C-228/00 v tom smyslu, že energetické využívání existuje když: Při spalování je vyrobeno a získáno více energie, než se spotřebuje při procesu spalování, a část přebytku energie se skutečně využije, a to buďto ihned ve formě tepla nebo po přeměně ve formě el. energie. V procesu musí být spálena větší část odpadu a musí se získat a využít větší část uvolněné energie.

-146-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Rakousko: V Rakousku se do rozsudků Evropského soudního dvora (únor 2003) k rozlišení používají podobná kritéria jako v Německu, tedy např. výhřevnost a obsah škodlivin. Na dotaz u rakouského Ministerstva životního prostředí, které zařízení k odstraňování odpadu může být energeticky využíváno v Rakousku podle rozsudku Evropského společenství C-458/00 (Lucembursko) toto odpovědělo, že v zařízeních na spalování zvláštního odpadu Simmeringer Heide dochází k energetickému využívání odpadů, naproti tomu v zařízeních ke spalování domovního odpadu nikoli! Tento názor je o to podivuhodnější, že zařízení ke spalování zvláštního musí získávat el. energii od třetích zařízení, naproti tomu zařízení Spittelau a jiná byla vystavěna za účelem zásobování nemocnice dálkovým teplem a to také činí. Švédsko: Švédské zákonodárství nerozlišuje u spalování mezi zhodnocením a odstraňování. Spalování odpadu se považuje za energetické využití. Důvodem pro to je velmi vysoké získávání a využití energie/tepla v systémech dálkového tepla. Podporuje se tudíž nahrazování primární energie i smysluplné řízení odpadů. Švédská zařízení pro spalování odpadů jsou považována za zařízení, která zhodnocují - i při spalování komunálních odpadů. Španělsko: Neexistují žádná rozlišovací kritéria pro energetické využití/odstraňování. Akceptuje se ale spalování odpadu jako energetické využití. Švýcarsko: Technické nařízení pro odpad (TVA) stanoví (podle smyslu):

1. 2. 3.

Odpady se musí zhodnocovat materiálově (ca 50% komunálního odpadu je recyklováno). Hořlavé odpady, které nemohou být využity materiálově, musí být spáleny. Při spalování odpadů musí být vyráběna energie.

Diskuse k R1/D10 ve Švýcarsku neexistuje.

-147-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

4. VYROBENÁ ENERGIE VE STÁTECH CEWEP

-148-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

5. POSUZOVÁNÍ EFEKTIVITY VÝROBY ENERGIE PŘI ENERGETICKÉM VYUŽÍVÁNÍ ODPADŮ

Za posledních několik let se výrazně prohloubily poznatky o energetickém využívání odpadu a byly vyvinuty klíčové technologie jak v oblasti v oblasti snižování či eliminování emisí z procesu termické oxidace tak právě v oblasti vlastní výroby energie. Vývoj energetického využívání směřoval k dosažení vysoké spolehlivosti kompletních technologických řetězců, která již jednoznačně dosáhle úrovně elektrárenských a teplárenských systémů. Nicméně, díky relativně vysoké heterogenitě odpadů, může vzájemné porovnávání a kvalifikování technologických řetězců na energetické využívání odpadů z hlediska jejich efektivity při výrobě či přeměně energie přinášet určité problémy. Návrh dokumentace BREF – spalování odpadu z května 2003 obsahuje porovnávací postupy. Z důvodů dosažení co největší objektivity při porovnávání a kvalifikování jednotlivých technologických řetězců je nutné pracovat s údaji za reprezentační časové období, zpravidla jednoho kalendářního roku. Základní pojmy jsou vysvětleny na zjednodušeném schématu energetických toků při spalování odpadů:

vstupující energie

spalovací zařízení

vystupující (exportovaná) energie

el. energie O e exp

* energie přispívající k výrobě páry (E w , E f ) - palivo, odpad

spalovací proces tepelná

energie

O h exp energie procesní nepřispívající k výrobě páry (Iimp ) – palivo, pára, el. energie

výroba páry

cirkulující vyrobená energie (Icirc, e, h )

Zdroj: Návrh BREF - spalování odpadu, Sevilla, květen 2003 Vstupující energie odpadu. Ew Ef Importovaná energie ve formě paliva (na př. zemní plyn) podílející se na výrobě páry. Relativně malé množství importované energie (cca kolem 1 % energetické hodnoty odpadu) se musí použít pro splnění podmínky vstupu odpadu do ohniště – 850°C (uvádění zařízení do provozu).

-149-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Icirc Cirkulující energie - jedná se o elektrickou a tepelnou energii, která je nutná pro proces (energie pro elektromotory instalovaných procesních aparátů, ohřev spalovacího vzduchu, ohřev napájecí vody, dávkování redukčního prostředku pro SNCR) a není přiváděna do systému (náhrada za importovanou energii). Oexp Exportovaná energie (elektrická energie, tepelná energie). Oprod Vyrobená energie: Oprod = Oexp + Icirc (elektrická energie, tepelná energie). Iimp Importovaná energie ve formě paliva (na př. zemní plyn) nepodílející se na výrobě páry (dosažení provozní teploty pomocí plošných hořáků při aplikaci SCR technologie). Poznámka: Index „e“ je určen pro elektrickou energii, index „h“ je určen pro tepelnou energii. 5.1 Posuzování efektivity výroby energie na základě výrobních ukazatelů Absolutní hodnoty vyrobené a exportované energie Udávají se změřené hodnoty vyrobené energie za časové období jednoho roku [MWhe , MWhh , GJe , GJh ]. Spolu s těmito údaji se podávají informace o spotřebovaných palivech (odpad, primární zdroje energie). Specifické hodnoty vyrobené energie Změřené hodnoty se vztahují na tunu zpracovaného odpadu.

Specifická výroba elektrické energie N e sp = (O e exp + I e circ)/m [MWh/t odpad] Specifická výroba tepelné energie N h sp = (O h exp + I h circ)/m [GJ/t odpad] Kromě výše uvedených výrobních specifických hodnot se uvádí specifická spotřeba energie kompletního technologického řetězce (včetně čištění spalin, zpracování zbytkových látek atd…): Specifická spotřeba energie N op sp = (E f + I imp+ I circ)/m [MWh/t odpad] m

množství spáleného odpadu [t/rok]

Tento způsob posuzování efektivity výroby energie je značně rozšířen – i když nedává jednoznačné výsledky. Nicméně se jedná o jednoduchý způsob a získané výsledky je možné použít pouze pro vzájemné porovnávání takových zařízení k energetickému využívání odpadů, které zpracovávají podobný odpad. 5.2. Posuzování efektivity výroby energie na základě energetických účinností

Zde se energetickou účinností rozumí podíl získané energie (elektrické, tepelné) z celkové energie do systému dodané (energie odpadu a paliva podílející se na výrobě páry) Účinnost výroby elektrické energie: ηe =(( Oe exp+ Ie, circ, ) / (Ef+ Ew ))x100

-150-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Účinnost výroby tepelné energie: ηh =(( Oh exp+ Ih, circ, ) / (Ef+ Ew ))x100 Celková účinnost (ηt) výroby energie je součtem jednotlivých energetických účinností: ηt = ηe + ηh Výhodou takového stanovení účinností výroby jednotlivých druhů energií je zohlednění energetického obsahu odpadu. Lze tak srovnávat různá zařízení k energetickému využívání odpadu nezávisle na druhu jimi zpracovávaného odpadu. Pro stanovení hodnoty Ew je nutné znát výhřevnost odpadu. V případě, že hodnota výhřevnosti není známa, lze ji vypočítat např. na základě Reimannovy regresivní rovnice: c = 1,133 x (mst w/m) x c st hp net + 0,008xTb – 0,801 [GJ/t odpad]. m st w

množství vyrobené páry z odpadu [t/rok] - bez podílu páry vyrobené z importované energie ! m st w = msthp - (mstf x (cstf/c st hp net )x ηb

c

Výhřevnost. Již řadu let je vývoj základní termofyzikální vlastnosti odpadu – výhřevnosti takový, že její hodnota umožňuje autarkní spalovací proces. msthp celkově vyrobená pára [t/r] mstf množství páry vyrobené z importované energie [t/r] m množství spáleného odpadu [t/rok] cstf výhřevnost nositele importované energie [GJ/t] c st hp net „nettoentalpie vyrobené páry“ (entalpie vyrobené páry - entalpie napájecí vody) [GJ/t] teplota spalin na výstupu z kotle [°C] Tb 0,008 měrná tepelná kapacity spalin z jedné tuny odpadu [GJ/t] 1,133 a 0,801 konstanty ηb vypočítaná účinnost kotle (v prvním přiblížení = 0,80) Poznámky: • Při používání absolutních hodnot energetických údajů – MWhe , MWhh , MWhpára, je jejich porovnávání z důvodů různých procesů přeměny energie problematické. Výše zmíněný návrh BREF/BAT z května roku 2003 zavádí používání tzv. energetických ekvivalentů s následně uvedenými přepočty: 1 MWhe abs =2,6316 MWhequ (odpovídá účinnosti 38%) 1 MWhh abs =1,0989 MWhequ (odpovídá účinnosti 91%) =1,0 MWhequ 1 Mwhpára abs Při výpočtech koeficientu využití zařízení a při posuzování míry využití se má pracovat s ekvivalentními hodnotami. • Výše uvedené úvahy se vztahují na přímou výrobu elektrické a tepelné energie. V případě, že se bude jednat o jiný druh zařízení k energetickému využívání odpadu (zplyňovací technologie) je nutné pracovat s odpovídajícími toky energií (syntézní plyn). 6. PŘEDPOKLADY ENERGETICKÉHO VYUŽÍVÁNÍ ODPADU 6.1. Rozsudky Evropského soudního dvora a spalování odpadu

Ve věci sporu proti Lucembursku týkajícího se spalování odpadu ve štrasburské spalovně (rozsudek C - 458/00) a ve věci sporu proti Spolkové republice Německo týkajícího se spoluspalování odpadu v cementárenských pecích (rozsudek C - 228/00) chtěla Komise evropských společenství od

-151-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Evropského soudního dvora objasnit, zda se v těchto případech jedná o využívání nebo o odstraňování odpadů. Tyto rozsudky ze dne 13.02.2003 zapříčinily širokou diskusi o tom kdy končí odstraňování odpadů a začíná jejich energetické využívání - tedy o kritériích či předpokladech energetického využívání odpadů. Oba rozsudky zároveň změnily nebo v příštím čase změní národní legislativní úpravy členských států EU a ovlivní rozhodování příslušných soudů. Podobná diskuse bude v příštích měsících zcela jistě probíhat i v České republice. Je bezpodmínečně nutné, aby byla (na evropské úrovni) stanovena objektivní a závazná kritéria pro kvalifikování procesu spalování s výrobou energie jako energetické využívání či pouhé odstraňování a pro posouzení efektivity procesu energetického využívání odpadů. Výše uvedené rozsudky umožňují formulování kritérií, která by mohla sloužit ke kvalifikování procesu spalování odpadů s výrobou energie jako energetické využívání či jako odstraňování. V této problematice budou postupy stanovené Kanceláří IPPC v Seville (podklady BREF pro BAT) určujícím vodítkem. 6.2. Předpoklady rozsudku č. 458/00 pro energetické využívání odpadů

Dle rozsudku C-458/00 (body 32-34) Evropského soudního dvora a dle definice bodu R1 přílohy II B Směrnice Rady 75/442 EEC o odpadech ( „Hlavní použití odpadu jako paliva nebo jiným způsobem k výrobě energie“) zahrnuje spalování odpadu proces využívání tehdy, když je odpad použit jako prostředek k výrobě energie, t.zn. když je podstatná část odpadu použita za smysluplným účelem výroby energie (bod 32) za následujících předpokladů: 1. Spalováním odpadu se vyrobí či získá více energie než je zapotřebí pro vlastní spalovací proces (bod 33). 2. Část získaného energetického přebytku ze spalovacího procesu bude skutečně jako tepelná nebo elektrická energie využita (bod 33). 3. Většina odpadu bude spotřebována pro spalování a větší část uvolněné energie bude využita (bod 34). V případě rozsudku C-458/00 – spalování odpadu v štrasburské spalovně nemohla Komise evropských společenství prokázat že se jedná o proces využívání a nedodala ani žádný argument. Takový argument by mohl podle názoru Evropského soudního dvora spočívat v tom, že spalování odpadů s výrobou energie může být posuzováno jako proces energetického využívání tehdy, kdy je odpad určen pro zařízení, které při absenci odpadu musí za účelem udržení provozu použít primárních zdrojů energie nebo když by provozovatel zařízení musel za odpad jeho majiteli či producentovi zaplatit (bod 44). Tím není vyloučeno prokázání procesu využívání odpadů v jiných případech. V případě rozsudku C-228/00 ve věci Komise evropských společenství proti Spolkové republice Německo – spoluspalování odpadu v cementárenských pecích má Evropský soudní dvůr za to, že jsou výše uvedené předpoklady splněny a že se tedy jedná o energetické využití. Další kritéria jako výhřevnost odpadu, obsah škodlivin nebo míchání odpadů nesmějí být za účelem kvalifikace využívání/odstraňování použity (bod 47). Toto ustanovení změní kriteria energetického využívání v některých státech EU (SRN, Rakousko). V poslední době jsou patrné tendence vázat energetické využívání odpadů na určitou hodnotu výhřevnosti. Např. v Rakousku byl tento problém zkoumán a výsledkem bylo získání představy o četnosti výskytu odpadů s určitou výhřevností. Lze se oprávněně domnívat, že více méně podobnou strukturu výhřevností může vykazovat evropský, tedy i český komunální odpad. Příklad: Mez výhřevnosti 11 MJ/kg znamená, že 54 % spalitelných rakouských odpadů připadá k energetickému využívání. V těchto „energeticky využitelných“ odpadech jsou následné podíly škodlivin: 59 % Cl, 51 % Cd, 23 % Hg, 38 % Pb, 55 % Zn (vztaženo na celkový tok materiálu spalitelnými odpady). Stanovila- li by se jistá hodnota výhřevnosti jako vymezovací kritérium pro

-152-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

energetické využívání/odstraňování, znamenalo by to, že by odpady byly teprve od této hodnoty výhřevnosti využívány a pod touto hodnotou pouze odstraňovány. Praktická proveditelnost tohoto záměru je diskutabilní. 7. NÁSLEDKY ROZSUDKŮ EVROPSKÉHO SOUDNÍHO DVORA PRO ČESKOU REPUBLIKU

V případě, že by se legislativní předpis EU odchyloval od práva členského státu, je nutné patřičnou národní právní úpravu přizpůsobit tak, aby její výklad byl konformní s právem evropských společenství. Pro Českou republiku jsou směrodatné následující dokumenty: • EU směrnice o spalování odpadů č. 2000/76 EC, vyžaduje pod bodem 6, článku 6 energetické využívání: „Veškeré teplo vznikající při spalování nebo spoluspalování bude podle možností rekuperováno“. • EU směrnice o odpadech č. 75/442 EEC, kvalifikace spalování odpadu jako využívání: příloha II B – R1 „Hlavní použití odpadu jako paliva nebo jiným způsobem k výrobě energie“, kvalifikace spalování odpadu jako odstraňování: příloha II A - D10 „Spalování na pevnině“. • Zákon o odpadech č. 185/2001 Sb., kvalifikace spalování odpadu jako využívání: příloha 3 - R1 „Využití odpadu způsobem obdobným jako paliva nebo jiným způsobem k výrobě energie“, kvalifikace spalování odpadu jako odstraňování: příloha 4 - D10 „Spalování na pevnině“. Zákon o odpadech č. 185/2001 Sb. definuje v § 23 energetické využití odpadů: (1) Za energetické využití odpadů se spalování odpadů považuje pouze tehdy, jestliže a) použitý odpad nepotřebuje po vlastním zapálení ke spalování podpůrné palivo a vznikající teplo se použije pro potřebu vlastní nebo dalších osob, nebo b) odpad se použije jako palivo nebo jako přídavné palivo v zařízeních na výrobu energie nebo materiálů za podmínek stanovených právními předpisy o ochraně ovzduší.

(2) Spalovny odpadů, u nichž nejsou splněny podmínky spalování uvedené v odstavci 1, jsou zařízeními k odstraňování odpadů. Tato definice energetického využívání odpadů je srozumitelná (odpad nepotřebuje po vlastním zapálení ke spalování podpůrné palivo a vznikající teplo se použije pro potřebu vlastní nebo dalších osob) a jak je dále ukázáno, vyhovuje výše uvedeným předpokladům pro energetické využívání odpadů formulovaných v rozsudcích Evropského soudního dvora. V budoucnu lze očekávat, že bude pro každé zařízení na spalování odpadu s výrobou energie vyžadován průkaz splnění předpokladů formulovaných v rozsudcích Evropského soudního dvora ze dne 13.02.2003 aby mohlo být kvalifikováno jako zařízení na energetické využívání (R1) či odstranění (D10) odpadu.

-153-


8. JAK VYHOVUJE ROZSUDKU Č. 458/00

ENERGETICKÉ

Brno, 2. – 3. 6. 2004

VYUŽÍVÁNÍ

ODPADU

PŘEDPOKLADŮM

Předpoklad: Spalováním odpadu se vyrobí či získá více energie než je zapotřebí pro vlastní spalovací proces.

Hlavní energetické toky při spalování odpadu s výrobou energie Obrázek „Hlavní energetické toky při spalování odpadu s výrobou energie“ znázorňuje zjednodušeně hlavní energetické toky při spalování odpadu s výrobou energie. Uvedené hodnoty jsou z důvodů snadnější orientace vztaženy na 1 tunu odpadu vstupující do systému energetického využívání. Pro skutečné bilance je nutné, jak uvedeno, použít údaje za uzavřený časový úsek – např. jednoho kalendářního roku. V daném případě se jedná o příkladný - modelový - technologický řetězec odpovídající současnému stavu techniky (roštové ohniště, SNCR – nekatalytická redukce oxidů dusíku, parní generátor, elektrofiltr za účelem odloučení tuhého úletu ze spalin, chemicko-fyzikální absorpce – pračka spalin, katalyticko oxidační SCR – destrukce organických látek typu PCDD/F). U uvedených hodnot jednotlivých energetických toků se jedná o reálné hodnoty odpovídající praxi. V obrázku je uvedena komínová ztráta a suma ostatních ztrát (chemickým nedopalem, mechanickým nedopalem, fyzickým teplem). Předpoklad rozsudku č. 458/00 pro energetického využívání, že se spalováním odpadu vyrobí či získá více energie než je zapotřebí pro vlastní spalovací proces, popisuje jednoduchý výraz: PIef

Koeficient

PIef = (Oprod – (Ef + Iimp ))/ (Ef + Iimp + Icirc )

využití zařízení.

Je – li PIef >1, znamená to, že zařízení vyrobí více energie než je zapotřebí pro vlastní spalovací proces a předpoklad pro energetické využívání je splněn.

-154-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Při použití údajů vztažených na 1 tunu odpadu je hodnota koeficientu využití zařízení PIef = 1,94. Výše uvedený výpočet je pouze ilustračním příkladem. Dosažený výsledek vede k oprávněné úvaze, že i při použití ročních údajů bude předpoklad pro energetické využívání zařízení rovněž splněn. Podle metodiky BREF je výpočet koeficientu využití zařízení PIef prováděn obdobně. Do čitatele zlomku se dosazuje místo vyrobené energie, energie exportovaná. V tomto případě je, při použití údajů vztažených na 1 tunu odpadu hodnota koeficientu využití zařízení PIef = 1,36. U hodnot PIef >1 je tedy hlavní účel zařízení energetické využívání odpadu. Zařízení produkuje resp. exportuje více energie než je zapotřebí pro vlastní spalovací proces a je kvalifikováno jako zařízení BAT. Vyjdou – li hodnoty PIef < 1 nemůže být zařízení kvalifikováno jako zařízení k energetickému využívání odpadu nebo jako zařízení BAT. V takovém případě je vyráběno či exportováno menší množství energie než je pro vlastní spalovací proces zapotřebí, tedy vyrobená energie byla z větší části spotřebována pro spalovací proces. Rovněž v případě, že zařízení potřebuje větší množství importované energie, nemusí být energetické využívání pomocí PIef prokazatelné. Předpoklad: Část získaného energetického přebytku ze spalovacího procesu bude skutečně jako tepelná nebo elektrická energie využita.

Z obrázku „Hlavní energetické toky při spalování odpadu s výrobou energie“ je zřejmé, že je tento předpoklad beze zbytku splněn – znázorněná exportovaná energie je energií určenou ke skutečnému využití jako tepelná nebo elektrická energie. Většina zařízení, která spalují odpady s výrobou energie jsou napojena na komunální, případně privátní energetické sítě a vyrobená energie je do nich vyváděna. V České republice se jedná o zařízení na energetické využívání komunálních odpadů v Brně, v Liberci a v Praze. Liberecké zařízení exportuje ke skutečnému využití tepelnou a elektrickou energii. Tento krok je zpravidla realizován instalací protitlakého nebo odběrově kondenzačního turbosoustrojí. Zařízení v Brně a v Praze exportují ke skutečnému využití tepelnou energii.

-155-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Předpoklad: Většina odpadu bude pro spotřebována pro spalování a větší část uvolněné energie bude využita.

Hlavní látkové toky při spalování odpadu s výrobou energie Obrázek „Hlavní látkové toky při spalování odpadu s výrobou energie“ znázorňuje zjednodušeně hlavní látkové toky při spalování odpadu s výrobou energie. Uvedené hodnoty jsou i zde, z důvodů snadnější orientace, vztaženy na 1 tunu odpadu vstupující do systému energetického využívání. Pro skutečné bilance je nutné rovněž použít údaje za uzavřený časový úsek – např. jednoho kalendářního roku. Přeměna odpadu na energii je realizována na roštovém ohništi a v parním generátoru (kotli) přičemž zbytkové materiály vystupují z ohniště, z kotle, z elektrofiltru a z pračky spalin (úpravy pracího média). Do ohniště vstupuje 1 tuna odpadu, je dodáváno 4000 Nm3 spalovacího vzduchu, uvolňuje se energetický obsah odpadu, vzniká 5000 Nm3 surových, nevyčištěných spalin, které jsou podrobeny komplexnímu fyzikálně – chemickému absorpčnímu procesu odstraňování škodlivin (dávkování 700 kg vody a chemikálií) a do atmosféry je emitováno 5500 Nm3 vyčištěných spalin. Ze schématického znázornění hlavních látkových toků vyplývá, že z jedné tuny odpadu zbude po jeho energetické přeměně 355 kg zbytkových látek. Více než 60% odpadu, tedy podle předpokladu pro energetické využívání je většina odpadu spotřebována pro spalování. Z obrázku „Hlavní energetické toky při spalování odpadu s výrobou energie“ vyplývá, že energetickou přeměnou 1 tuny odpadu se uvolní 2,03 MWh energie. Z tohoto množství je 1,53 MWh, tj. přes 75 %, skutečně energeticky využito. Podle předpokladu pro energetické využívání je tedy větší část uvolněné energie využita. Směrnice Evropského parlamentu a Rady 2000/76/ES o spalování odpadů vyžaduje také pod bodem 2 článku 12 vypracování „Výroční zprávy pro veřejnost s uvedením výčtu o průběhu procesů a emisí do ovzduší a do vody v porovnání s emisními normami stanovenými touto směrnicí“.

-156-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Provozovatel musí tedy zveřejnit energetické a látkové bilance, průkaz funkčnosti zařízení a informace o průběhu technologických procesů. Každý provozovatel disponuje potřebnými údaji k průkazu energetického využívání. Výše popsanou metodikou lze prokázat, zda konkrétní zařízení vyhovuje předpokladům rozsudku č. 458/00 ze dne 13.02.2003 Evropského soudního dvora pro kvalifikaci jako zařízení k energetickému využívání odpadu. 9. ZÁVĚR

Výše uvedené předpoklady či kritéria pro uznání procesu spalování odpadu s výrobou energie jako energetické využívání vycházejí z rozsudku Evropského soudního dvora č. 458/00 ze dne 13.02.2003 – body 32 – 34. Zde jsou verbálně uvedeny předpoklady či kriteria, která musí být splněna, má – li se proces spalování odpadu s výrobou energie kvalifikovat jako energetické využívání odpadu: • Spalováním odpadu se vyrobí či získá více energie než je zapotřebí pro vlastní spalovací proces. • Část získaného energetického přebytku ze spalovacího procesu bude skutečně jako tepelná nebo elektrická energie využita. • Většina odpadu bude pro spotřebována pro spalování a větší část uvolněné energie bude využita. 10. ZDROJE

[1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12]

Evropský soudní dvůr: rozsudek C-458/00 ze dne 13.02.2003 ve věci Komise evropských společenství proti Lucembursku – spalování odpadu ve štrasburské spalovně Evropský soudní dvůr: rozsudek C-228/00 ze dne 13.02.2003 ve věci Komise evropských společenství proti Spolkové republice Německo – spoluspalování odpadu v cementárenských pecích Pauly M.W., Lück D.R.: Neue Kriterien für die Zulässigkeit der energetischen Verwertung, Müll und Abfall č. 5, ISSN 0027-2957, Erich Schmidt Verlag, Berlín, 2003 Reimann D.O.: Ermittlung und Bedeutung von Kennzahlen zur Energie und Anlagenutzung sowie zu Wirkungsgraden für die Abfallverbrennung, , Müll und Abfall č. 10, ISSN 00272957, Erich Schmidt Verlag, Berlín, 2003 Reimann D.O., Hämmerli H.: Verbrennungstechnik für Abfälle in Theorie und Praxis Směrnice o spalování odpadů č. 2000/76 EC, Brusel, 2000 Směrnice o odpadech č. 75/442/EEC, přílohy IIA, IIB, Brusel, 1975 1 st Draft BREF on Waste Incineration, Sevilla, 2003 CEWEP - Energetische Nutzung nach Ländern, 2003 Zákon o odpadech č. 185/2001 Sb. Hyžík J.: Ekologie energetického využívání odpadu, seminář Kotle a energetická zařízení, Asociace výzkumných organizací, IBSN 80-214 –2317-X, Brno, 2003 Hyžík J.: Energetische Verwertung der kommunalen Abfälle in der Tschechischen Republik, Kongress CEWEP - Confederation of European Waste to Energy Plants, Würzburg, BRD, 2002

Jaroslav Hyžík Autor (1944), strojní inženýr - 1967, habilitace v oblasti technické ochrany životního prostředí - 1992, od roku 1979 vlastní a vede projekční a poradenskou kancelář se zaměřením na ochranu životního prostředí (EIC, a.s.) ve švýcarském Badenu. Od roku 1992 působí v Praze kancelář se stejným zaměřením (EIC spol. s r.o.). Společnost EIC disponuje řadou referenčních projektů energetického využití odpadu ve Švýcarsku, v zemích EU a je autorem libereckého projektu TVO. Společnost EIC byla rovněž zodpovědná za zprovoznění spalovny v Praze - Malešicích.

-157-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Analýza proudění v ohništi spalovenského kotle s využitím počítačového modelování Pavel Slezák32 FSI VUT v Brně, Energetický ústav Úvod

Tento příspěvek shrnuje základní kroky při tvorbě počítačového modelu spalovací komory spalovenského kotle (Spalovna SAKO Brno). Model bude sloužit ke sledování proudových poměrů v ohništi a posuzování možností jeho ovlivňování pomocí dyšen sekundárního vzduchu. Cílem bude najít řešení, které zlepší promíchávání studeného vzduchu s horkými spalinami a tím i vyhoření dosud nespálených složek ve spalinách. Model byl řešen v prostředí CFD softwaru STAR-CD 3.15A. Základní myšlenkou modelu je jeho rozdělení na 2 části: na výpočet spalování odpadů na roštu a na samotném CFD modelu ohniště (tj. oblasti proudění vzniklých spalin).

Obr. 1. Základní schéma řešení modelu

Konstrukce ohniště spalovenského kotle

Spalovna SAKO Brno je osazena třemi třítahovými kotli s válcovými rošty typu Düsseldorf. První tah tvoří spalovací komora s membránovými stěnami, ve druhém tahu je přehřívák a ve třetím varné šoty s ekonomizérem. Základní parametry kotle jsou: Maximální spalovací výkon roštu 15 t.h-1 Minimální spalovací výkon roštu 8 t.h-1 Projektovaná výhřevnost odpadu 3,6 – 10,6 MJ.kg-1 Maximální parní výkon kotle 45 t.h-1 Minimální parní výkon kotle při dodržení emisních parametrů 28 t.h-1 Jmenovitý tlak přehřáté páry 1,47 MPa Jmenovitá teplota přehřáté páry 230 °C Jmenovitá teplota napájecí vody 105 °C

32

Ing. Pavel SLEZÁK, Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Energetický ústav, Technická 2, 616 69 Brno. E-mail: [email protected]

-158-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Geometrická síť modelu

Podkladem pro síťový model ohniště byla původní výkresová dokumentace. Geometrie modelu byla zadávána v modulu ProStar. Postup: • Narýsování základního obrysu ohniště v AutoCADu, zjištění kartézských souřadnic základních bodů obrysu, • definice vrcholů v ProStaru, • vyplnění vzniklé plochy 2D buňkami,

Obr. 2. Obrys ohniště v CAD (vlevo) a postupné vyplňování 2D buňkami (vpravo)

• •

vytvoření 3D sítě vysunutím modelu do 3. osy (osa z), definice rozhraní modelu (vstupy, výstupy, stěny),

a)

b)

c)

Obr. 3. 3D model ohniště spolu se základními druhy rozhraní: a),b) – samotný 3D model; c) – vstupní rozhraní rozdělené do 20 sekcí; d) – membránové stěny

-159-

d)


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Definice vstupního rozhraní („kvazi-model“ spalování na roštu)

Síťový model začíná horní vrstvou spalovaného paliva ležícího na válcovém roštu. Základním předpokladem úspěšného CFD modelu jsou správně definované vstupní podmínky. Podkladem pro vstupní rozhraní CFD modelu se stal „kvazi-model“ spalování na roštu vytvořený v MS Excel takto: • vrstva paliva na roštu rozdělena do 20 sekcí stejné délky (tj. rozvinuté délky válcového roštu), • pro každou sekci stanoveno množství spáleného paliva, množství přiváděného vzduchu, • podle stechiometrických a obecných vztahů pro každou sekci vypočteno množství odcházejících spalin, jejich chemické složení a hustota jako funkce teploty, • z energetických bilancí jednotlivých sekcí vypočtena entalpie odchozích spalin, z I-t diagramu spalin posléze vypočten přibližný teplotní profil, • hmotnostní a energetická bilance roštu jako celku (tedy součtu všech 20 sekcí) ověřována s experimentálně naměřenými provozními hodnotami kotle. Základem pro tento výpočet a zpětnou kontrolu byly grafické závislosti získané z odborné literatury. V prvé řadě šlo o průběh změny složení paliva při spalování na roštu [1]. Dalším zdrojem byly výsledky obdobného projektu ze zahraničí, kdy byl v CFD softwaru Fluent modelován kotel podobných parametrů [2], kdy byl získán teplotní profil spalin na horní vrstvě spalovaného paliva. Tento teplotní profil byl využit jako kontrola správného postupu při výpočtu teplotního profilu z energetických bilancí jednotlivých sekcí a při kontrole správnosti stanovení pásmování primárního vzduchu.

Obr. 4. Charakteristiky spalování na roštu převzaté z literatury vlevo – grafické zobrazení spalování paliva na roštu; vpravo – teplotní profil spalin z výsledků [2]

Výsledky „kvazi-modelu“ pak byly upraveny do podoby, která umožňovala snadné zadávání těchto dat do STAR-CD při definici vlastností jednotlivých rozhraní (viz. Tab. 1). Dalším vstupním rozhraním jsou místa zaústění dyšen sekundárního vzduchu. Množství přiváděného sekundárního vzduchu a tím i jeho výtoková rychlost z dyšen byly zjištěny z naměřených hodnot při různých výkonových hladinách (záznamy provozních veličin převzaté z velína kotelny).

-160-


1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Brno, 2. – 3. 6. 2004

CO2

H2O

SO2

N2

Ar

O2

CO

H2

CxHy

Teplota (K)

Hustota (kg/m3)

U m.s-1

V m.s-1

0,08118

0,29550

0,00015

0,56016

0,00668

0,05630

0,00001

0,00001

0,00001

404

0,815

0,358

0,619

0,07960

0,30776

0,00015

0,55057

0,00656

0,05533

0,00001

0,00001

0,00001

416

0,789

0,286

0,495

0,08417

0,26724

0,00016

0,58287

0,00695

0,05858

0,00001

0,00001

0,00001

470

0,703

0,428

0,741

0,08746

0,23826

0,00016

0,60447

0,00720

0,06075

0,00168

0,00001

0,00001

1009

0,332

1,178

2,040

0,09126

0,20694

0,00016

0,62518

0,00745

0,06283

0,00485

0,00132

0,00001

1321

0,256

1,570

2,720

0,09479

0,17949

0,00015

0,64033

0,00763

0,06436

0,00882

0,00358

0,00085

1341

0,254

1,468

2,543

0,10622

0,08588

0,00014

0,70596

0,00841

0,07097

0,01384

0,00620

0,00238

1344

0,263

1,621

2,807

0,11060

0,07068

0,00011

0,71246

0,00849

0,07164

0,01616

0,00735

0,00251

1341

0,265

1,169

2,025

0,11560

0,05400

0,00007

0,72074

0,00859

0,07250

0,01750

0,00896

0,00204

1333

0,269

0,648

1,123

0,11961

0,04270

0,00004

0,72987

0,00870

0,07343

0,01617

0,00855

0,00093

1325

0,273

0,483

0,837

0,12152

0,03907

0,00003

0,73631

0,00878

0,07408

0,01336

0,00663

0,00022

1316

0,276

0,645

1,116

0,12373

0,03469

0,00002

0,74357

0,00887

0,07482

0,00990

0,00439

0,00001

1305

0,279

0,514

0,890

0,12616

0,02907

0,00001

0,75056

0,00895

0,07553

0,00676

0,00295

0,00001

1285

0,285

0,462

0,800

0,12669

0,02919

0,00001

0,75369

0,00899

0,07584

0,00410

0,00148

0,00001

1258

0,291

0,331

0,573

0,12710

0,02928

0,00001

0,75619

0,00902

0,07609

0,00193

0,00037

0,00001

1230

0,299

0,215

0,372

0,00538

0,02935

0,00001

0,75791

0,00904

0,19828

0,00001

0,00001

0,00001

1040

0,337

0,139

0,240

0,00538

0,02935

0,00001

0,75791

0,00904

0,19828

0,00001

0,00001

0,00001

802

0,438

0,220

0,380

0,00538

0,02935

0,00001

0,75791

0,00904

0,19828

0,00001

0,00001

0,00001

677

0,517

0,104

0,180

0,00538

0,02935

0,00001

0,75791

0,00904

0,19828

0,00001

0,00001

0,00001

613

0,574

0,087

0,151

0,00538

0,02935

0,00001

0,75791

0,00904

0,19828

0,00001

0,00001

0,00001

577

0,606

0,069

0,119

Tab. 1. Hodnoty získané v „kvazi-modelu“ spalování, připravené ke vložení do STAR-CD

Definice rozhraní tvořícího stěny ohniště

Jak je patrné z Obr. 3d , je při definici stěn ohniště respektována odlišná konstrukce stěn po výšce ohniště, kdy na kótě cca 18 m končí šamotové obložení spalovací komory, a dále jsou stěny tvořeny pouze trubkami varného systému. Pro každý typ rozhraní bylo nutné definovat specifické hodnoty relativní emisivity, transmisivity a reflektivity povrchu. Definice výstupního rozhraní

Posledním použitým typem rozhraní je rozhraní výstupní, tedy průtočný průřez, kterým spaliny opouští prostor ohniště, a kde začíná konvekční část kotle (mezitah a následně II. tah). Byla zde použita podmínka statického tlaku, přičemž se vycházelo z reálných naměřených hodnot. Nastavení parametrů výpočtu

Kromě toho, že bylo nutné vytvořit geometrickou síť a patřičná rozhraní, bylo nutné též přistoupit k aktivaci všech potřebných modelů, které STAR-CD umožňuje řešit (zahrnutí turbulence, přenosu tepla zářením, konvekcí). V současnosti jsou k dispozici zkušební výsledky při zahrnutí těchto dějů: • • •

aktivován teplotní model aktivován model turbulence (k-ε) přenos tepla radiací do stěn ohniště

Aktivací těchto modelů tato fáze práce ještě nekončí, modely a jejich parametry je nutné nastavit tak, aby co možná nejvíce respektovaly reálné poměry v modelovaném zařízení. V dalším je plánováno přistoupení ke zkouškám chemického modelu dohořívání nespálených složek v prostoru za přívodem sekundárního vzduchu (s uvažováním vzniklého tepla).

-161-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Cíl výpočtu

Jak již bylo řečeno v úvodu, cílem modelování ohniště je analýza proudění v ohništi, zejména pak v prostoru, kde by mělo docházet ke směšování proudu horkých spalin a sekundárního vzduchu za účelem dohořívání dosud nespálených složek spalin. Efektivita tohoto směšování má výrazný vliv na provozní a hlavně emisní parametry kotle [3]. Zřejmou podmínkou pro tento děj je „průraz“ hlavního proudu dynamickým účinkem přiváděného sekundárního vzduchu tak, aby se docílilo přívodu kyslíku k hořlavým složkám. V současné době jsou dýzy sekundárního vzduchu umístěny tak, jak naznačuje Obr. 6b. V přední stěně kotle (v obrázku nalevo) je 6 dyšen o průměru 80 mm, na protější zadní straně je jich 7 (taktéž průměru 80 mm). Tuto analýzu je nutné provést při všech důležitých provozních stavech kotle, v tomto případě je uvažováno se třemi výkonovými hladinami – minimální výkon, nominální výkon a maximální výkon. Výsledky zkušebních výpočtů pro minimální výkon

Model je v průběhu práce postupně zpřesňován (zaváděním nových fyzikálních dějů apod.), přičemž po každé změně následuje zkušební výpočet, který slouží k posouzení správnosti učiněných opatření, kontroly konvergence modelu, zjištění zvýšení/snížení časové náročnosti výpočtu atd. Následující obrázky přibližují výsledky výpočtu modelu ve fázi, která byla popsána výše.

Obr. 5. Výsledné rychlostní a teplotní pole v ohništi

Z Obr. 5 je jasně vidět (obzvláště pak z teplotního pole), že účinky dyšen sekundárního vzduchu na hlavní proud spalin (vycházející z horní vrstvy paliva na roštu) nejsou takové, aby umožnily přístup sekundárního vzduchu ke všem nespálených složkám. Proud spalin stoupá z míst ohniska hoření (oblast na rozhraní 2. a 3. válce roštu) nejkratší cestou kolem zadní stěny kotle ven do mezitahu. Oblast zúžení průřezu ohniště (tzv. „nosy“) sice určitým způsobem zajišťuje rovnoměrnější vyplnění prostoru spalinami, nicméně stále je vidět, že hlavní proud spalin spíše kopíruje zadní stěnu, než aby důsledně vyplňoval prostor spalovací komory. Důsledkem je větší účinek předních dyšen (vlivem nižších průtočných rychlostí u předního „nosu“), které nakonec ještě přispívá k většímu „přilnutí“ proudu k zadní stěně. Lepší představu podává vektorové znázornění na Obr. 6 a,c.

-162-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

b)

c)

a)

Obr. 6. Vektorové znázornění proudění v ohništi a) symetrický řez ohništěm; b) schema geometrie zaústění předních a zadních dyšen sekundárního vzduchu; c) detail prostoru „míšení“ spalin se sekundárním vzduchem

Zadní dyšny (umístění viz Obr. 6b) se na první pohled neprojevují téměř vůbec, hlavní proud jejich účinek prakticky „maže“ a sekundární vzduch je unášen na jeho okraji v blízkosti zadní stěny. Toto tvrzení si můžeme dokázat pomocí funkce „particle tracking“ (tj. trasování částic, v tomto případě zanedbatelného objemu a hmotnosti), která objasňuje cestu spalin z jednotlivých částí roštu (zde z každého válce) – viz. Obr. 7.

-163-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 7. Zobrazení proudění spalin v ohništi pomocí funkce „particle tracking“

Další postup při řešení tohoto problému bude následující: • výše uvedený závěr bude ověřen i u dalších výkonových hladin kotle (tj. při nominálním a maximálním výkonu), • bude proveden výčet možností řešení, přičemž v úvahu připadá: ▪ uzavření některých dyšen za účelem zvýšení dynamického účinku dyšen zbývajících, ▪ příp. toto řešení aplikovat zároveň s omezením primárního vzduchu ve prospěch sekundárního vzduchu ▪ použití páry jako nositele hybnosti pro snazší narušení proudu spalin • ověření jednotlivých variant v CFD modelu a výběr nejvhodnějšího řešení Závěr

Tento příspěvek přiblížil postup počítačového modelování již provozního spalovenského kotle za účelem analýzy proudění spalin. Přestože vlastní řešení stávající situace bude ještě předmětem dalších prací, příspěvek nastiňuje jednu z možností, jak softwaru poskytnout co nejvěrohodnější údaje o procesu, který chceme modelovat, což tvoří nejzákladnější podmínku pro účelné a úspěšné použití počítačového modelování v praxi. Popisovaný „kvazi-model“ spalování svojí přesností a zjednodušujícími předpoklady stojí mezi empirickým kontrolním výpočtem kotle (kde uvažujeme spaliny o jednom složení, vycházejíce přitom z prvkové analýzy paliva na vstupu do kotle) a zvlášť vyvinutým numerickým modelem spalování (který se snaží zahrnout co možná nejvěrněji všechny děje probíhající ve vrstvě spalovaného paliva, např. [2]). Literatura

[1] [2]

[3]

ČERNÝ, V. – JANEBA, J. – TEYSSLER, J.: Parní kotle. SNTL, Praha 1983 RYU, CH. – SHIN, D. – CHOI, S.: Simulation of Bed Combustion and Gas Flow in a Grate Type Waste Incinerator. Proceedings of the 3rd International Symposium On Incineration and Flue Gas Treatment Technologies, 2. – 4. 7. 2001, Brussels. NASSERZADEH, V. – SWITHENBANK, J.: Effect of High Speed Secondary Air Jets On The Overall Performance Of A Large MSW Incinerator With A Vertical Shaft. Combustion Science and Technology, Vol. 92/1993, pp. 389-422.

-164-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Vyhodnocování obrazové scény spalování Jaroslav Hudec33 FSI VUT v Brně, Energetický ústav Abstrakt

Příspěvek popisuje dosavadní průběh prací týkajících se problematiky napodobení a vyhodnocování obrazové scény spalování ve spalovenském kotli. Úvod

Jedním z aktuálních problémů života naší civilizace je likvidace odpadů, které vznikající jako nežádoucí vedlejší produkty při téměř každé lidské činnosti. Možnosti redukce objemu odpadu jsou různé. Již vzniklý odpad můžeme třídit a jeho separované složky použít jako zdroj surovin. Dále můžeme odpad skládkovat, toto je však prostorově náročné a dlouhodobě to přináší řadu negativních vlivů a rizik, nebo ho lze použít jako palivo ve spalovnách. Právě spalováním se budeme dále zabývat. Nezbytnou podmínkou kvalitního spálení je volba vhodné spalovenské technologie pro daný typ odpadu a dodržení optimálních podmínek při samotném spalování. Jde zejména o dosažení a udržení potřebné teploty spalování, dostatečné doby setrvání spalin na potřebné teplotě, dodávku nezbytného množství spalovacího vzduchu a jeho optimální rozdělení. Pokud chceme tyto správné podmínky trvale udržet, je velmi vhodné použít při řízení spalování automatickou regulaci, která bude založena na sledování a vyhodnocování řady provozních stavů a veličin které celý proces ovlivňují. Její tvorba je ovšem značně náročná, zejména z důvodu velmi proměnlivých vlastností spalovaného materiálu. Tyto změny se bohužel plně projeví až v okamžiku, kdy je odpad na roštu spalovací komory. Například u válcového roštu spalovny komunálního odpadu v Brně se při konstantní rychlosti otáčení válců tyto vlivy projeví změnou místa vznícení a místa dohoření odpadu, polohou těžiště hoření, vzhledem plamenů a pod. Pokud tedy chceme získat co nejvíce informací o okamžitém průběhu hoření odpadu, je vhodné snímat obrazovou scénu v ohništi a podle ní regulovat proces hoření. Toto se ve zmíněné spalovně provádí pomocí barevné kamery umístěné na kotli tak, aby obrazem zabrala prostor v němž dochází ke vznícení, hoření a dohoření odpadu. Signál je veden do velína kde je k dispozici obsluze. Ta sleduje scénu a provádí zásahy regulující průběh hoření. Z důvodu střídání topičů nejsou ovšem prováděné zásahy vždy stejné a tak se do procesu zbytečně vnáší další proměnlivý, předem neovlivnitelný faktor. Právě z důvodu snahy o dosažení co nejdokonalejšího a nejčistšího spalování se uvažuje o tvorbě systému, který bude automaticky sledovat hoření paliva na roštu, získaný obraz vyhodnocovat a spolu s dalšími sledovanými veličinami se podle něj bude regulovat spalování. První práce byly provedeny na VUT FSI v Brně roce 2000 ve spolupráci Ústavu automatizace a Energetického ústavu. Problémem se doposud zabývaly čtyři diplomové práce. Možnosti snímání obrazu hoření

Prvním krokem byl rozbor možností snímání obrazu hoření. Toto provedl v roce 2000 pan Pavel Bártek. Jeho práce porovnává tyto způsoby: • • •

Použití pyrometru Použití termovizní kamery Použití barevné CCD kamery

33

Ing. Jaroslav HUDEC, Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Energetický ústav, Technická 2, 616 69 Brno. E-mail: [email protected]

-165-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Obr. 1. Obrazová scéna spalování

V prvním případě se jedná o snímání teplot v ohništi poměrovým pyrometrem. Velkou výhodou tohoto typu je eliminace vlivu proměnné emisivity hořících odpadů. Při jeho použití přímo získáváme hodnoty teplot v jednotlivých bodech roštu (celkem 130 měřených míst). Signál pyrometru lze dále zpracovat v osobním počítači nebo pomocí programovatelného automatu. Výstupem je potom okamžitá intenzita hoření, poloha těžiště hoření a poloha spodního okraje hoření. Problémem této metody je nastavování pyrometru na měřená místa. První možností je použití polohovacího zařízení které bude zajišťovat pohyb ve svislém i vodorovném směru. Druhým řešením je snímání liniovým scannerem. V tomto případě zajišťuje pohyb ve svislém směru scanner a ve vodorovném polohovací mechanismus. Výhoda jednoduchého nastavování je zde znehodnocena nutností velmi přesné synchronizace scanneru a polohovacího zařízení. Kritickým problémem použití pyrometru je vhodné umístění snímače vzhledem k rovině roštu, jeho polohování a volba vhodného druhu snímače. Ten musí „prohlédnout“ hořící plyny a snímat pouze teplotu pevného odpadu na roštu. Při použití termovizní kamery získáme obraz infračerveného záření celé plochy roštu. Jejím použitím přímo získáme údaje o okamžitých teplotách celé snímané plochy. Uvažovaná termovize LAND TI 35+ snímá teploty v rozsahu –20°C až 1500°C a je spektrálně citlivá v pásmu od 3,5 do 5 µm. Právě v tomto pásmu kamera „prohlédne“ hořící plyny a snímá palivo na roštu. Toto řešení je v současné době používáno firmou Martin GmbH. Cena systému se ovšem pohybuje v řádu několika milionů korun a také proto se hledají jiná, levnější řešení. Třetím způsobem je snímání hoření barevnou digitální kamerou ve viditelném oboru spektra. Konkrétně se zde jednalo o kameru Plettac FAC 838 se spektrální citlivostí 400-650 nm. Tato kamera je nainstalována přímo na kotli. Pořízené snímky bohužel nezachycují palivo na celém roštu. Snímány jsou především plyny hořící nad roštem a hořící odpad se objevuje až v místech kde není zakryt plameny. Problémem je také nevhodné umístění kamery, která snímá pod ostrým úhlem a obraz je tak zkreslen perspektivou. Plameny navíc zakrývají první válce roštu na nichž odpad začíná hořet. Podmínkou použití této varianty je nalezení vhodného algoritmu, který určité hodnotě jasu obrazu přiřadí hodnotu relativního tepelného výkonu nebo intenzity hoření. Absolutní hodnoty např. výkon v kW nelze s dostatečnou přesností vypočítat. Jas se vypočte ze tří složek snímaného světla. Nezbytné je také vhodné umístění kamery, nejlépe kolmo nad rovinu roštu.

-166-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Pan Bártek dospěl k těmto závěrům. Nejkvalitnější variantou je nasazení termovize. Tato metoda je bohužel nejdražší. Problémem použití pyrometru je polohovací zařízení. Je otázkou, jak bude mechanické nastavování odolávat extrémním provozním podmínkám. Nevýhodou je také snímání jen několika desítek bodů z celého roštu. Použitelnost varianty s CCD kamerou bude záviset zejména na vhodném umístění kamery. Vhodné bude také použít černobílou kameru s větší spektrální citlivostí na infračervené záření. Tato nám poskytne, na rozdíl od barevné kamery, přímo hodnoty jasu obrazu. Tato varianta také neumožní udání vypočtených veličin v obvyklých jednotkách. Vyhodnocování obrazové scény

Na rozbor možností snímání navázalo řešení problému vyhodnocování obrazů získaných CCD kamerou. Tomuto se v roce 2001 věnoval diplomant Stanislav Pekárek. Obecně analyzoval možnosti vyhodnocování spalování ze snímané obrazové scény a dále navrhl postup zpracování obrazu pro potřeby řízení spalování. Jako základní hodnoty potřebné k regulaci byly stanoveny: • • •

Intenzita hoření Poloha těžiště hoření na roštu Poloha spodního okraje hoření

Podrobně byly popsány statické a dynamické vlastnosti obrazu a také zvláštní stavy např. usazení pevných částic na průzoru, nežádoucí odrazy světla způsobené prasknutím skla apod. Postup zpracování obrazu obsahuje tyto kroky. Vzorkování

nebylo prakticky provedeno z důvodu nedodání grabovací karty. Předpokládá se vzorkování obrazu po 15. sekundách. Maskování

Použitím masky vyřízneme z celého záběru oblast která nás zajímá, tj. plameny, hořící odpad a vlastní válce. Toto oříznutí je provedeno po automatickém nalezení hranic nebo jejich ručním zadání. Ruční zadání bude pravděpodobně použito, neboť je přesné, rychlé a plně nezávislé na změnách obrazu. Dále je třeba ořezaný obraz transformovat z lichoběžníkového tvaru zkresleného perspektivou na obdélníkový. Tento krok je možné vyloučit vhodným umístěním kamery přímo nad rošt. Dojde tak k odstranění zkreslení a navíc vhodnějšímu pohledu na celý rošt, bez zakrytí prvních válců plameny. Toto však vyžaduje zásah do stavby kotle. Filtrace obrazu

Filtrace obrazu se obecně provádí z důvodu odstranění šumu a zvýraznění charakteristik obrazu. Pro ověření byla použita filtrace obrazu mediánem a adaptivní filtrace. Ani jeden způsob však nepřináší takové zlepšení obrazu, aby bylo opodstatněno zvýšení složitosti algoritmu a prodloužení doby výpočtu. S použitím filtrace se zde proto nepočítá. Výpočet jasového pole

Grabovací karta, zpracovávající signál z kamery, nám poskytne tři matice barevných složek světla. Z nich se dá použitím vhodného algoritmu vypočítat jediná matice jasu. Podle ní potom můžeme sledovat změny intenzity hoření v ohništi. Výpočet jasové matice je zde proveden s pomocí Image Procesing Toolboxu, programovou nadstavbou Matlabu R12. Samotný algoritmus převodu neznáme, protože je chráněn výrobcem programu. Obecně však lze použít vztah JAS=0,299*R+0,587*G+0,114*B Kde R, G a B jsou prvky tří matic barevného obrazu. Detekce spodního okraje ohniště

Detekcí spodního okraje ohniště rozumíme zjištění místa dohoření odpadu. Odpadky musí plně shořet na roštu tak, aby do výsypky padala už jen škvára. Jako nejvhodnější metoda detekce hranice se jeví rozdělení obrazu do svislých pásů. Na nich se postupně vypočítávají střední hodnoty intenzity hoření.

-167-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Místo, kde vypočtená hodnota překročí stanovenou mez, je označeno jako hranice hoření. Toto vyhodnocování se provádí současně s detekcí tmavých skvrn v ohništi. Výsledkem jsou pak tři vektory Q1, Q2, Q3. První označuje intenzitu hoření, druhý spodní hranici černé skvrny a třetí její horní hranici. Vyhodnocování intenzity hoření

Výpočet změny intenzity hoření je zde řešen jako prostý součet intenzit jednotlivých pixelů podělený plochou obrazu. Toto řešení pochopitelně neodpovídá skutečnému stavu ale jiné nebylo možné z důvodu nedodání grabovací karty. Pro zpřesnění je nezbytné provést zjištění souvislosti mezi emitovaným světlem a intenzitou hoření. Vyhodnocení těžiště hoření

Zjištění těžiště hoření je provedeno pro celou plochu ohniště i pro jednotlivé válce na základě intenzity jasu. Regulací přívodu primárního vzduchu můžeme polohu celkového těžiště do jisté míry ovlivnit. Práce se dále zbývá detekcí a eliminací zvláštních a poruchových stavů. Naznačena je také možnost zpracování získaných dat pro potřeby regulace. Jednotlivé výpočty jsou také zpracovány do programu POPIS OBRAZOVÉ FUNKCE. Experimenty se žhavenými objekty

Dalším práce provedli pánové Jan Brázdil a Pavel Pánek ve svých diplomových pracích. První z nich se v roce 2002 zabývala tvorbou vhodného měřícího řetězce a vyhodnocování obrazů jednoduchých tepelných scén. Měřící řetězec začínal kamerou MK-5482P. Je to malá barevná CCD kamera s objektivem ¼“ pracující v PAL systému. Koaxiálním kabelem je napojena na grabovací kartu DT 3120. Tato karta umožňuje sběr obrazů z kamery a jejich zobrazení přes grafickou kartu počítače. Vyhodnocování obrazů provádí program VOS (Vyhodnocování Obrazové Scény). Je vytvořen v prostředí Matlab R12. Pro experimenty byly použity jednoduché zdroje světla. Jednalo se o elektrické topné těleso, pole žárovek, vlákno žárovky a pole hořících parafínových svíček. U všech těchto zdrojů byl proveden výpočet výkonu za pomoci jasu a hodnota byla porovnána s naměřeným elektrickým příkonem, nebo počtem hořících svíček. Pro pole žárovek byl proveden také výpočet těžiště „hoření“, s velmi dobrým výsledkem. Při experimentech se ukázal velký vliv záření pozadí. Ten způsoboval, že i při vypnutém zářiči program vypočítal nenulový výkon. Problémem bylo také chování kamery. Vestavěná funkce automatického vyrovnávání citlivosti způsobovala nežádoucí korekce snímků. Dalším problémem bylo, že snímky od určitého jasu neodpovídaly realitě. Vyhodnocování výkonu

V těchto experimentech pokračoval Pavel Pánek. Soustředil se především na vyhodnocení tepelného výkonu. Došlo k výměně kamery za Mintron MTV-62W1P s CCD čipem o velikosti ½“. Tento typ umožňuje nastavení mnoha parametrů přímo na kameře (světelná citlivost, typ expozice, clona apod). Zbytek měřícího řetězce zůstal prakticky stejný. Pro vyhodnocení snímku byla vytvořena a použita druhá verze programu VOS, označená jako VOS2. Nová verze programu byla vyzkoušena opět na hořících svíčkách a poli žárovek. Na experimentech se podílel také Ing. Jaroslav Hudec, který navrhl nový přípravek se šesti odporovými tyčemi které napodobují válce roštu. Tyče jsou napájeny přes autotransformátor a lze je tak žhavit na různou úroveň jasu. Byla proveden výpočet závislosti tří barevných složek (RGB) na měřeném příkonu a dále výpočet výkonu z jasu a jeho porovnání opět se skutečným příkonem přípravku. Při měření se projevil velký vliv záření pozadí a velmi pozvolný náběh vypočteného výkonu při nízké úrovni nažhavení. Od okamžiku, kdy tyče začnou viditelně zářit je už závislost vypočteného výkonu na příkonu téměř lineární. Dále se ukázalo, že největší vliv na tuto závislost má červená složka obrazu.

-168-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Problémem při měření byla mimo jiné i absence manuálu ke kameře. Další komplikací byla různá intenzita okolního osvětlení které zkreslovalo měření. Pokud se týká věrnosti napodobení skutečného ohniště, ani jedno zvolené řešení nepracovalo s reálným plamenem regulovatelné velikosti. Experimentální zařízení pro kontrolu spalování

Na základě dosud získaných poznatků a po prostudování stavby skutečného spalovenského kotle navrhl Ing. Jaroslav Hudec laboratorní zařízení napodobující scénu hoření v reálném ohništi. Toto pracuje již s reálným plamenem. Jde v podstatě o komoru geometricky podobnou ohništi spalovny v níž je umístěno šest atmosférických hořáků spalujících předmísený propan butan. Každý z nich má vlastní regulaci přívodu plynu, tím je umožněno nastavení různé velikosti plamene. Spalování je snímáno kamerou přes okénko v plášti komory. Spotřeba plynu je měřena plynoměrem a lze z ní vypočítat příkon zařízení. K praktické realizaci došlo v roce 2003 v rámci řešení projektu Fondu rozvoje vysokých škol. V současné době se na zařízení provádějí drobné úpravy. Poté se bude dále pokračovat v provádění experimentů. Zpracování obrazů bude prováděno ve spolupráci s Ústavem automatizace a informatiky FSI VUT v Brně, kde je k dispozici Matlab R12. Závěr

Veškeré práce jsou vedeny snahou o vylepšení kvality spalování komunálního odpadu s použitím automatické regulace nezávislé na lidské obsluze. Tato má trvale zabezpečit dobré vyhoření spalitelných složek odpadu, udržení nastavených parametrů vyráběné páry a snížení produkce vznikajících škodlivin. Jde o úkol velmi náročný, zejména z důvodu neustále se měnícího složení paliva, nevhodného umístění kamery a náročným, až extrémním podmínkám panujícím ve spalovenském provozu. Literatura

1. 2. 3. 4. 5.

Pavel Bártek: Vyhodnocování obrazové scény spalovacího procesu, Diplomová práce FSI VUT v Brně, 2000 Stanislav Pekárek: Vyhodnocování obrazové scény spalovacího procesu, Diplomová práce FSI VUT v Brně, 2001 Jan Brázdil: Vyhodnocování obrazové scény z CCD kamery, Diplomová práce FSI VUT v Brně, 2002 Pavel Pánek: Vyhodnocování tepelného výkonu ohniště CCD kamerou, Diplomová práce FSI VUT v Brně, 2003 Jaroslav Hudec: Závěrečná zpráva projektu FRVŠ č 969/2003, FSI VUT v Brně, 2003

-169-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Polutanty vznikající spalováním chloroformu se zemním plynem v hořáku Jan BERKA34 VŠCHT Praha, Ústav energetiky Abstrakt

Příspěvek se zabývá polutanty vznikajícími při likvidaci chloroformu spalováním se zemním plynem. Jsou zde uvedeny závislosti vzniklého množství a typů jednotlivých polutantů na zvoleném spalovacím režimu. Úvod

Halogenderiváty uhlovodíků jsou ve velké míře průmyslově používány, např. jako chladiva, hasiva, rozpouštědla, odmašťovadla, atd., proto představují také významnou část organických průmyslových odpadů. Jedná se většinou o látky zdraví i životnímu prostředí škodlivé, mnohé mohou způsobovat nádorová onemocnění[1]. Jejich likvidace však bývá poněkud problematická kvůli jejich značné chemické resistenci, např. mnohé z nich jsou sami o sobě za normálních podmínek nehořlavé. Navíc při jejich likvidaci mohou vznikat často ještě nebezpečnější sloučeniny – např. další alifatické halogenderiváty, polychlorované dibenzo-dioxiny nebo dibenzo-furany, polyaromatické uhlovodíky, fosgen, zvýšené množství oxidu uhelnatého[2,3], atd. V současnosti je zkoumáno několik metod likvidace těchto látek, jedná se především o katalytickou oxidaci[4], destrukci ve vodě v nadkritickém stavu[5], biodegradaci (odbourávání halogenderivátů pomocí bakterií), odbourávání v horké (při teplotě několik tisíc K) i studené plasmě (pod tisíc K)[6,7,8]. Tyto metody však vykazují některé nevýhody, např. ceny katalyzátorů pro katalytickou oxidaci (např. platina, paladium) jsou vysoké a v agresivním prostředí spalin obsahujících HX (kde X je F, Cl, Br) jsou katalyzátory rychle deaktivovány. Použití vody v nadkritickém stavu zase klade značné nároky na konstrukci a materiál zařízení kvůli značně korozívnímu prostředí. Biodegradace halogenovaných organických látek bývá pomalá, navíc některé bakterie mohou odbourávat pouze některé druhy nebo optické izomery halogenovaných uhlovodíků. Tato metoda je vhodná hlavně na likvidaci nízkých koncentrací halogenovaných uhlovodíků ve vodě (k tomuto účelu lze využít i specielní sorbenty). Plasmové hořáky dosahující teploty plasmy několik tisíc ˚C při oxidaci halogenovaných uhlovodíků vzduchem nutně musí produkovat nadměrné množství oxidů dusíku[9], což potvrdily i pokusy prováděné v 90. letech na VŠCHT Praha. Nezanedbatelná je v tomto případě energetická náročnost tohoto procesu. Pokusy se studenou plasmou dávají lepší výsledky, ale vše je ještě ve stádiu výzkumu. Halogenované uhlovodíky jsou často likvidovány v rotační peci spaloven nebezpečných odpadů vybavených dohořívací komorou a alkalickou pračkou spalin, ale k tomuto způsobu likvidace panují jisté výhrady ze strany ekologů. V tomto článku je popsána metoda likvidace chloroformu jeho spalováním v plynné fázi ve směsi se zemním plynem za mírného přebytku spalovacího vzduchu. Spalování tak probíhá za dostatečně vysoké teploty (kolem 1000˚C) za vysokého poměru vodíku k halogenu v reakční směsi a vyššího množství kyslíku, což jsou podmínky příznivé pro dokonalé odbourání halogenovaných organických látek[2]. Chloroform byl pro zkoumání této metody vybrán pro jeho snadnou dostupnost v laboratoři (na rozdíl od jiných halogenovaných látek). Ten také tvoří značnou část odpadních halogenovaných látek na VŠCHT Praha (jen na Ústavu energetiky VŠCHT se vyprodukuje odhadem několik desítek kg odpadního chloroformu ročně). Cílem pokusů bylo nalézt spalovací režim s minimální produkcí polutantů a hlavně převést pokud možno veškerý organicky vázaný chlor na HCl a popř. Cl2 (který vzniká v menším množství než HCl), protože tyto sloučeniny lze ze spalin odstranit v alkalické prače spalin.

34

Ing. Jan BERKA, Vysoká škola chemicko - technologická v Praze, Ústav energetiky, Technická 1905, 466 28 Praha 6. E-mail: [email protected]

-170-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Experimentální část Schéma aparatury a popis experimentu

Schéma aparatury je na obr. 1. Do nádobky s kapalným chloroformem (12) bylo přiváděno 0,4 l/min vzduchu z membránového čerpadla (9), chloroform byl vzduchem probubláván, čímž docházelo k jeho vypařování. Nádobka s chloroformem byla umístěna ve vodní lázni v termostatu temperované na 25˚C, aby bylo docíleno rovnoměrného odpařování chloroformu. Páry chloroformu byly přiváděny do přívodu primárního vzduchu hořáku. Primární vzduch byl přiváděn do hořáku (5), kde byl mísen spolu se zemním plynem. Objem primárního byl měřen plynoměrem (4). V hořáku pak docházelo ke spalování směsi. Spaliny byly odváděny do komína (18) o výšce 50 cm, vnějším průměru 4,37 cm a vnitřním průměru 3,55 cm. Komín byl uprostřed tvarován do tvaru písmene „U“, aby spaliny byly před vstupem do odběrových sond co nejlépe promíšeny. Na vrcholu komína bylo umístěno pět sond k odběru spalin pro následnou analýzu (32) (sonda k analyzátoru MADUR GA 60, sonda vedoucí do dvou sériově zapojených promývaček plynu s fritovými nástavci naplněný 50 ml 0,1M NaOH s přídavkem redukčního činidla (H2O2), sonda napojená na sorpční trubičku naplněnou aktivním uhlím, sonda napojená na sorpční trubičku naplněnou jemným silikagelem a sonda napojená na detekční trubičku DRAEGER pro detekci fosgenu). Objem spalin odebraných sondami byl měřen plynoměry (14, 19, 24, 28).

Obr. 1 Schéma aparatury. 1 – vstup primárního vzduchu, 2 – kompresor, 3, 10, 16, 21, 26, 30 – jehlové ventily, 4 ,11, 14, 19, 24, 28 – plynoměry, 5 – hořák, 6 – přívod zemního plynu, 7 – analyzátor spalin MADUR GA-60, 8 – vzduch, 9, 15, 20, 25, 29 – membránová čerpadla, 12 – nádobka s chloroformem ve vodní lázni v termostatu, 13 – výstup spalin, 17 - sériově zapojené promývačky plynu naplněné roztokem NaOH o koncentraci 0,1 mol/l s přídavkem 1 ml H2O2,, 18 – komín, 22 – sorpční trubička naplněná aktivním uhlím, 23 – filtr naplněný natronovým azbestem, 27 – detekční trubička DRAEGER, 31 – sorpční trubička naplněná jemným azbestem, 32 – sondy

-171-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Spalování bylo prováděno ve dvou hořácích různých parametrů i designu – hořáku Žahourek 1 a 2∗ (viz. obr. č. 2 a 3). Průměr hořáku Žahourek 1 byl 3 cm, , jeho spotřeba zemního plynu 5,5 l/min a maximální dosažitelná teplota bez přídavku chloroformu do zemního plynu 1121˚C. Hořák Žahourek 2 měl průměr 4 cm, spotřebu zemního plynu 3,3 l/min a byl schopen dosáhnout maximální teploty plamene 1033˚C bez přídavku chloroformu do paliva.

Obr 2 Hořák Žahourek 1

Obr 3 Hořák Žahourek 2

Před každým měřením byl změřen atmosférický tlak a tlak zemního plynu digitálním tlakoměrem a teplota okolí. Poté bylo provedeno s každým hořákem několik pokusů při různých spalovacích režimech bez i s přídavkem chloroformu do paliva. Spalovací režim byl měněn regulací toku primárního vzduchu do hořáku (respektive poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu). Ostatní parametry plamene (teplota, délka, doba zdržení hypotetické částice v plameni) závisejí právě na poměru primérního vzduchu a paliva. (Kromě primárního vzduchu se v procesu uplatňuje ještě sekundární vzduch, který do procesu vstupuje až po zapálení palivové směsi. Tento do systému vstupuje samovolně a nelze jej účinně regulovat, ale klíčové parametry plamene neovlivňuje. Z výpočtu látkové bilance bylo zjištěno, že tvoří až 40% celkového množství spalovacího vzduchu.) Experimenty byly provedeny v rozmezí poměrů primární vzduch/zemní plyn 7,27 – 8,38 pro hořák Žahourek 1 a 6,40 – 11,33 pro hořák Žahourek 2. Při hodnotách pod tímto rozmezím se plamen stával redukčním (ve kterém nelze předpokládat dokonalé spálení halogenderivátů) a nad tímto rozmezím se zase plamen stával nestabilním a zhasínal. Absolutní množství chloroformu přidávaného k palivu za jednotku času bylo pro všechny tyto případy zhruba na konstantní úrovni, Molární poměr chloroformu k zemnímu plynu se tak pohyboval se mezi 0,07 – 0,08 pro hořák Žahourek 1 a 0,12 – 0,15 pro hořák Žahourek 2. Koeficient přebytku celkového vzduchu se v obou případech pohyboval od 1,1 do 1,35. Při každém experimentu byla měřena teplota plamene v místě jeho nejvyšší teploty (cca 2 cm nad ústím hořáku) termočlánkem železo-konstantan (Fe-Ko) a výška plamene. Na počátku a na konci experimentu byla zvážena nádobka s chloroformem (12). Dále byla provedena analýza spalin. Po provedení experimentů byla počítána látková bilance systému pro výpočet celkového množství spalin. Byla vypočtena konverze a selektivita ke vzniku chloru (viz. níže), koncentrace organických látek ve spalinách byla přepočtena na výtěžek těchto látek na 1 kg spáleného chloroformu a doba zdržení hypotetické částice v plameni. Analytické metody

CO, CO2, O2 a NO ve spalinách byly stanoveny pomocí automatického analyzátoru spalin MADUR GA-60 (7) pracujícího na principu elektrochemických převodníků (tyto hodnoty byly zprůměrňovány pro celou dobu trvání experimentu). Spaliny byly rovněž prosávány skrz 2 promývačky plynu (17) naplněných roztokem o koncentraci 0,1 mol/l NaOH a přídavkem H2O2. Zde byl zachycen Cl2 a HCl ze spalin (tj. anorganicky vázaný ∗

Hořáky daroval konstruktér hořáků Ing. Žahourek, následně prošly úpravou na Ústavu energetiky VŠCHT Praha

-172-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

chlor) ve formě NaCl. Chloridy byly poté stanoveny titrací roztokem 0,05 Hg(NO3)2 na nitroprusid nebo na iontovém chromatografu. Pro sorpci organických látek ze spalin byly použity sorpční trubičky. Obsah sorpční trubičky naplněné jemným silikagelem byl desorbován acetonitrilem a dichlormethanem a po následném zahuštění byly stanoveny polyaromatické uhlovodíky na plynovém chromatografu s fluorescenčním detektorem. Ostatní organické látky byly stanoveny po tepelné desorpci trubičky s aktivním uhlím na plynovém chromatografu s hmotnostním detektorem. Před sorpční trubičkou byl umístěn krátký filtr naplněný nátrovým azbestem (23), aby se do sorpční trubičky nedostal chlorovodík a vlhkost. I v tomto filtru byla zjišťována přítomnost organických látek (bylo zjištěno, že se zde zachytí cca 10% organických látek nasorbovaných v trubičce s aktivním uhlím). Trubičkou s aktivním uhlím byly spaliny prosávány 25 minut, trubičkou s jemným silikagelem (pro sorpci polyaromatických uhlovodíků) cca 3 hod. v obou případech rychlostí 0,25 litrů spalin za minutu. Přítomnost fosgenu byla zjišťována detekční trubičkou draeger (27) pro koncentrace 0,02 - 2 ppm fosgenu. Výpočty

Celkové množství spalin bylo vypočteno z látkové bilance systému (byly bilancovány vstupy a výstupy ze systému, což vedlo k soustavě 5 rovnic o 5 neznámých). Při výpočtu bilance byla brána v úvahu určitá zjednodušení, např. platnost rovnice ideálního plynu, rovnost molárních a objemových zlomků, konstantní složení zemního plynu ( 99,2% mol. methanu a 0,8% mol. dusíku) a vzduchu (79% mol. dusíku a 21% mol.) a zanedbání vzdušné vlhkosti. Podrobnější popis bilance bohužel překračuje rámec tohoto příspěvku. Z celkového množství spalin je možno vypočítat konverzi chloroformu, která je definována vztahem,

k CHCl 3 (%) =

n CHCl 3 vstup − n CHCl 3 výstup n CHCl 3 vstup

* 100

kde nCHCl3vstup a nCHCl3vstup jsou látková množství chloroformu na vstupu a výstupu ze systému (nCHCl3vstup se vypočte vynásobením koncentrace chloroformu ve spalinách celkovým množstvím spalin). Zároveň lze vypočítat selektivitu ke vzniku určitých látek, např. selektivitu ke vzniku chlorovodíku při procesu. Uvažujme, že spálením chloroformu vznikne např. chlorovodík, chloroform, tetrachlormethan a tetrachlorethylen. Pak selektivita ke vzniku chlorovodíku je definována vstahem

S HCl (%) =

[HCl]spaliny [HCl]spaliny + 4 *[CCl4 ]spaliny + 3*[CHCl3 ] spaliny + 4 *[C2 Cl4 ]spaliny

*100

kde údaje v hranatých závorkách jsou koncentrace jednotlivých složek. Vypočítávána byla rovněž doba zdržení hypotetické částice v plameni podle vztahu

t ( s) =

s V d π * ( )2 2

kde s výška plamene, V objemový průtok spalin za sekundu a d průměr hořáku. Plamen byl pro zjednodušení uvažován jako válec s podstavou o stejném průměru, jako byl průměr hořáku.

-173-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Výsledky a diskuze Teplota plamene hořáků

Závislost teploty plamene na poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu pro jednotlivé hořáky je znázorněna na obr. 4 a 5. Přítomnost halogenovaných uhlovodíků v palivu zpomaluje rychlost hoření a snižuje teplotu plamene[2], což se projevilo i v tomto případě. Emise polutantů při spalování

Bilancí spalování bylo zjištěno, že téměř veškerý organicky vázaný chlor (více než 99,999%) konvertoval během spalování na anorganické produkty (HCl a Cl2). Konverze chloroformu i selektivita ke vzniku HCl a Cl2 byla téměř stoprocentní, selektivita ke vzniku organických látek zanedbatelná. Koncentrace chloru v anorganických sloučeninách ve spalinách (vyjádřená jeko koncentrace HCl) se tak pohybovala mezi 2 – 3%. Ve spalinách nebyl při žádném experimentu detekován fosgen. bez chloroformu v palivu

s chloroformem v palivu

1200

1040

1150

1030

1100

1020

1050

1010 t/ C

1000

O

O

t/ C

s chloroformem v palivu

1000

950

990

900

980

850

970

800 7,30

7,50

7,70

7,90

8,10

8,30

8,50

primární vzduch/zemní plyn

bez chloroformu v palivu

960 6,00

7,00

8,00

9,00

10,00

11,00

12,00


Obr. 4 Obr. 5 Závislost teploty plamene na poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu pro hořák Žahourek 1 (obr. 4) a Žahourek 2 (obr. 5)

Při spalování samotného zemního plynu se koncentrace oxidu uhelnatého ve spalinách pohybovala mezi 0 – 10 ppm (1 ppm = 10-4 % mol.) při použití hořáku Žahourek 1 i 2. Po přidání chloroformu do paliva došlo k rapidnímu nárůstu koncentrace CO ve spalinách (jeho koncentrace se pohybovala mezi 1000 a 2000 ppm pro oba hořáky a byla nepřímo úměrná poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu). Při spalování samotného zemního plynu nebyly ve spalinách detekovány žádné organické látky, při spalování chloroformu se zemním plynem byly organické látky ve spalinách detekovány v koncentraci řádově ppb (1 ppb = 10-7 % mol.). Z polyaromatických látek byl detekován pouze benzo(a)pyren v koncentracích 0,003 – 0,005 ppb při všech experimentech. Na jeden kg spáleného chloroformu jej tak vznikne 0,002 mg. Z ostatních organických látek byl při každém experimentu detekován zbytkový chloroform, dále pak tetrachlormethan a tetrachlorethylen vzniklé radikálovými reakcemi v plameni. Vznik chloroformu z tetrachlormethanu popisuje např. reakce[2]: CHCl3 + Cl· → CCl4 + H· Tetrachlorethylen mohl vzniknout např. reakčním sledem: CCl3· + CHCl2·→ CCl3CHCl2 CCl3CHCl2 + H·→ ·CCl2CHCl2 +HCl ·CCl2CHCl2 + Cl· → C2Cl4 + HCl Podobných reakcí se může při spalování odehrávat daleko více[2]. V závislostech koncentrací organických látek ve spalinách na množství primárního vzduchu byly zaznamenány rozdíly mezi oběma hořáky (viz. obr. 6 a 7).

-174-


chloroform

tetrachlormethan

Brno, 2. – 3. 6. 2004

tetrachlorethylen chloroform

12

14

10 8

12 10

6

8

ppb

ppb

14

4

tetrachlorethylen

6 4 2

2 0 7,20

tetrachlormethan

7,40

7,60

7,80

8,00

8,20

8,40

0

8,60

4


6

8

10

12

14


Obr. 6 Obr. 7 Závislost koncentrace organických látek na poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu pro hořák Žahourek 1 (obr. 6) a 2 (obr. 7)

Závislosti výtěžku jednotlivých organických látek na 1 kg spáleného chloroformu na poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu mají stejný trend jako závislosti koncentrací těchto látek na poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu. Minimálního výtěžku organických látek (a také jejich nejnižší koncentrace ve spalinách) bylo dosaženo při poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu 8,31 (0,62 mg/kg spáleného chloroformu organických látek, koncentrace organických látek ve spalinách byla 6,1 ppb) při spalování v hořáku Žahourek 1 a při poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu 10,39 (0,1 mg/kg spáleného chloroformu organických látek, koncentrace organických látek ve spalinách byla 0,26 ppb) - viz. obr. 8. Žahourek 1

Žahourek 2

4 3,5 3

mg/kg

2,5 2 1,5 1 0,5 0 5,00

6,00

7,00

8,00

9,00

10,00

11,00

12,00


Obr. 8 Závislost výtěžku organických látek na 1 kg spáleného chloroformu na poměru primárního vzduchu k zemnímu plynu pro hořáky Žahourek 1 a 2

Zde je zajímavé, že ačkoli s hořákem Žahourek 1 je možno dosáhnout o něco vyšší teploty plamene, menší produkce organických polutantů při spalování bylo dosaženo s hořákem Žahourek 2. Důvodem je zřejmě rozdílná doba zdržení částice v plameni: zatímco u plamene hořáku Žahourek 1 se pohybuje mezi 0,03 – 0,04 s, u plamene hořáku Žahourek 2 je vyšší (0,08 – 0,09 s) – je zde tedy o něco vyšší pravděpodobnost dohoření organických látek.

-175-


Brno, 2. – 3. 6. 2004

Závěr

Bylo tedy prokázáno, že touto metodou lze halogenované uhlovodíky relativně efektivně likvidovat. Téměř všechen organicky vázaný chlor konvertoval na anorganické produkty, které lze odstranit v alkalické pračce spalin, organických látek vzniklo jen nepatrné množství. Toto množství by mohlo být odstraněno např. v dohořívací komoře spalovny nebo na filtru s aktivním uhlím. Tato metoda je poměrně jednoduchá a levná a s velkou pravděpodobností by ji bylo možno využít (po provedení určitých úprav) ve stávajících zařízeních. Nicméně množství vzniklých polutantů závisí na zvoleném spalovacím režimu a konstrukci hořáku. Literatura

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9.

Marhold, J.: Přehled průmyslové toxikologie – organické látky, 77 (1986), Wang H.: Chem. ind. (Tenali, S. India) 51, 485 (1997) Taylor P. H., Dellinger B.: J. Anal. Appl. Pyrolysis 49, 9 (1999) Gonzáles-Velasco J. R. , Aranzabal A., López-Fonseca R., Ferret R., Gonzáles-Marcos J. A.: Appl. Catal. 24, 33 (2000). Casal V., Schmidt H.: J. Supercrit. Fluids 13, 269(1998). Oda T.: Journal of Electrostatistics 57, 293(2003) Seok-Wan K., Hyun-Seo P., Hyung-Jin K.: Vacuum 70, 59(2003) Egashira M., Shimidzu Y., Takao Y., Ono M.: J. Electrochem. Soc. 145, 229 (1998) Warnatz J., Maas U., Dibble R. W.: Combustion (Springer), 219 (1996)

-176-

DAYS OF COMBUSTION 2004 Proceedings of the International conference

Recommend Documents