Szén-dioxid leválasztás és eltárolás CCS – Carbon Capture and Storage
Szerkesztette: Dr. Gács Iván egyetemi docens
BME Energetikai Gépek és Rendszerek Tanszék 2013
Szerzők: Dr. Gács Iván egyetemi docens Dr. Láng Péter egyetemi tanár Groniewsky Axel tudományos segédmunkatárs Sándor Csaba tudományos segédmunkatárs Buzea Klaudia egyetemi hallgató Gebhardt Gábor egyetemi hallgató Hegyfalvi Csilla egyetemi hallgató Csaba Márton egyetemi hallgató
Szerkesztette: Dr. Gács Iván egyetemi docens
Tartalom 1
Bevezetés ............................................................................................................ 3
2
A szén-dioxid kibocsátás csökkentésének szükségessége ................................. 4 2.1 2.2
3
A szén-dioxid kibocsátás csökkentésének lehetőségei..................................... 13 3.1 3.2 3.3
4
Az energiaellátás története .................................................................................... 4 A klímaváltozás veszélye ........................................................................................ 7 2.2.1 Klímaváltozások a múltban .............................................................................. 7 2.2.2 A légköri szén-dioxid........................................................................................ 9 2.2.3 A jövőbeli klímaváltozás veszélye................................................................... 11 A jövő energiaellátásának szén-dioxid kibocsátása .............................................. 13 A fajlagos energiaigények csökkentése ................................................................ 13 A fajlagos karbon-kibocsátás mérséklése ............................................................ 14 3.3.1 Rövidtávú lehetőségek ................................................................................... 15 3.3.2 Hosszú távú lehetőségek................................................................................ 18
A szén-dioxid kivonás és tárolás (CCS) technológiája ....................................... 19 4.1
Szén-dioxid kivonás megoldásainak áttekintése .................................................. 19 4.1.1 A szén-dioxid szeparálásának megoldásai ..................................................... 19 4.1.2 Tüzelés utáni leválasztás ............................................................................... 24 4.1.3 A tüzelés előtti leválasztás („pre-combustion CCS”) ...................................... 25 4.1.4 Oxyfuel tüzelés ............................................................................................... 26 4.2 A szén-dioxid kivonása a füstgázból ..................................................................... 27 4.2.1 Szimulációs eszközök bemutatása ................................................................. 27 4.2.2 A széndioxid leválasztás hatása széntüzelésű erőműre ................................. 29 4.2.3 A hagyományos felépítésű 400 MW-os erőművi blokk bemutatása ................ 29 4.2.4 Szimulációs peremfeltételek ......................................................................... 30 4.2.5 CO2 leválasztási rendszer méretezése az erőmű füstgázára .......................... 35 4.2.6 CO2 leválasztási rendszerrel ellátott erőművi blokk szimulációja .................. 45 4.3 Tüzelés előtti leválasztás: a szénelgázosítós kombinált ciklusú erőművek .......... 49 4.3.1 Az elgázosító .................................................................................................. 49 4.3.2 Oxigén-leválasztó egység ............................................................................... 55 4.3.3 Gázturbina, hőhasznosító kazán, gőzturbina, hűtőrendszer ........................... 55 4.3.4 A szén-dioxid leválasztás hatása az erőműre................................................. 56 4.3.5 Az erőmű összhatásfoka ................................................................................ 60 4.3.6 Költségvonzatok áttekintése .......................................................................... 61 4.4 Oxyfuel tüzelés ..................................................................................................... 64 4.4.1 Oxyfuel technológia eredete ........................................................................... 66 4.4.2 Különbségek a kazán üzemeltetési körülményeiben ..................................... 66 4.4.3 Oxyfuel technológia erőművi alkalmazásának lehetőségei ............................ 67 4.4.4 Levegőszeparátor egységek ........................................................................... 90 4.4.5 Oxyfuel tüzelés hatása az erőművi energiaátalakítás hatásfokára és a termelt villamos energia egységköltségére ................................................................ 94 4.5 A szén-dioxid szállítása ........................................................................................ 98 4.6 A szén-dioxid eltárolása ..................................................................................... 102 1
5
A szén-dioxid kivonás és tárolás gazdasági értékelése .................................. 108 5.1 5.2
6
Összefoglalás, értékelés ................................................................................. 116 6.1 6.2 6.3 6.4
7
Villamosenergia-termelés költségének növekedése .......................................... 108 A szén-dioxid leválasztás fajlagos költsége........................................................ 113 Szükséges-e a szén-dioxid kibocsátás csökkentése? ......................................... 116 A szén-dioxid leválasztási és eltárolási technológiák lehetőségei...................... 117 A szén-dioxid leválasztás hatása a villamos energia költségére ........................ 118 A szén-dioxid csökkentési eljárások összehasonlítása....................................... 118
Irodalom .......................................................................................................... 122
2
1
Bevezetés
Napjainkban már szinte elcsépelt kifejezésnek hat a „fenntartható fejlődés” jelszava. De mit is jelent ez a fogalom? A Környezet és Fejlődés Világbizottság (World Commission on Environment and Development, közismert nevén Brundtland bizottság) 1987-ben megjelent „Közös jövőnk” jelentésében így fogalmazta meg: „a fenntartható fejlődés olyan fejlődés, amely kielégíti a jelen szükségleteit, anélkül, hogy veszélyeztetné a jövő nemzedékek esélyét arra, hogy ők is kielégíthessék szükségleteiket”. De jelen tevékenységünk miért is veszélyeztetheti a következő nemzedékek lehetőségeit? Kétféle korlátról beszélhetünk: • •
a véges természeti és gazdasági erőforrások elhasználása, a véges nyelő kapacitások túlzott megterhelése.
Jelen monográfiánkban ez utóbbi kérdés egyik aspektusával foglalkozunk: a légkör véges széndioxid befogadóképességével, ezen belül egy olyan fejlődőben, kialakulóban levő technológiával, amelynek segítségével csökkenteni lehet a légkör, mint szén-dioxidnyelő terhelését. Ez az eljárás a szén-dioxid leválasztás és eltárolás, lassan közkeletűvé váló nevén a CCS eljárás (Carbon Capture and Storage, mások szerint Carbon Capture and Sequestration). A Brundtland bizottság definíciójával kapcsolatban fontos látni, hogy fejlődésről beszél és nem visszafejlődésről, vagyis minden olyan interpretáció, amely az igények csökkentésében látja a kiutat, ellentmond a fenntartható fejlődés eszméjének. Jelen ismereteink szerint ez a fejlődés elkerülhetetlenül maga után vonja az energiaigények növekedését. Az energetika célja a XXI. században az kell legyen, hogy olyan fejlődési pályát találjon, amelyik a gazdasági erőforrások túlzott megterhelése nélkül kíméli a természeti erőforrásokat és csökkenti a nyelők – ez esetben a légkör – terhelését. Ennek egyik, de természetesen nem egyedüli módszere lehet a széndioxidleválasztás. Ennek megfelelően először áttekintjük a szén-dioxidkibocsátás szükségességét, ismertetve a klímaváltozásoknak, valamint az emberiség energiafelhasználásának rövid történetét, egy jövőbeli klímaváltozatás veszélyét (2. fejezet). Ezt követően azt vizsgáljuk meg, hogy az energiatermelésnek milyen lehetőségei vannak a szén-dioxidkibocsátás mérséklésére, melyik technológiának milyen korlátai vannak, és hogy e technológiák sorába hogyan illeszkedik be a szén-dioxid leválasztás, a CCS technológia (3. fejezet). Ezt követi a monográfia legbővebb fejezete, amelyik részletesen ismerteti a szén-dioxid leválasztás jelenleg elképzelt három eljárását és azok erőművi körfolyamatra gyakorolt hatásait (4. fejezet). Ez a fejezet tér ki röviden a leválasztott szén-dioxid szállítási és elhelyezési kérdéseire is. Végül a gazdasági hatások értékelése – a jelenlegi fejlesztési stádiumban inkább becslésnek mondható áttekintése – következik, amely összefoglalja a technológiák kapcsán már részben bemutatott pénzügyi következményeket (5. fejezet). A munka szakmai tartalma kapcsolódik a "Minőségorientált, összehangolt oktatási és K+F+I stratégia, valamint működési modell kidolgozása a Műegyetemen" c. projekt szakmai célkitűzéseinek megvalósításához. A projekt megvalósítását az Új Széchenyi Terv TÁMOP4.2.1/B-09/1/KMR-2010-0002 programja támogatja. A TÁMOP keretében folyó kutatások egyik kiemelt kutatási területe a „Fenntartható energetika”, ezen belül az FE-P10-T2 jelű téma a „Szén megkötési (Carbon Capture) technológiák”, amelynek eredményeit foglaljuk össze ebben a monográfiában. Budapest, 2012. április Dr. Gács Iván 3
2
A szén-dioxid kibocsátás csökkentésének szükségessége
2.1 Az energiaellátás története Őseink kezdetben csak saját izomerejükre hagyatkozhattak, ha valamilyen tevékenységhez erőkifejtésre – azaz energiafelhasználásra – volt szükségük, mint pl. tárgyak mozgatása, anyagok megmunkálása. Később egyre nagyobb teret nyert az állatok izomerejének (szekerek húzása, földművelés céljára) és a tűz energiájának (pl. ételkészítés, fémek olvasztása céljára) hasznosítása. Az energiaforrások arányainak változását az elmúlt 4 000 évre a 2.1. ábra mutatja be. Az ábra csak arányokat mutat, az energiafelhasználás mértékét nem. Az izomerőt – ami jelenti az emberi és állati izomerőt egyaránt – jelző sáv összeszűkülése nem jelenti azt, hogy felhasználásának mennyisége az ókor óta lecsökkent volna. Sőt, napjainkban a Föld egyes kevésbé fejlett térségeiben még mindig igen nagy jelentőséggel bír és az emberiség megnövekedett létszáma miatt ma sokkal nagyobb energiaigényt lát el, mint párezer évvel ezelőtt. A lecsökkent arány csak azt jelzi, hogy a többi energiaforrás olyan nagymértékben növekedett, hogy jelentőségében, felhasznált mennyiségében messze túlszárnyalta ezt a klasszikus forrást és annak aránya szorult vissza.
2.1. ábra. A világ energiaforrásainak becsült megoszlása az elmúlt 4 000 évben (Vajda, 1981) Az ábrázolt időszak első 9/10-ében az emberiség szinte kizárólag megújuló energiaforrásokat használt. Megrázó változásokat csak a XIX. és főleg a XX. század hozott. Az energiaszerkezet változását e két évszázadban a 2.2. ábra mutatja (Vajda, 1981). Az ábra azt mutatja, hogy az időszak elejéig a klasszikus megújuló energiaforrások dominálnak, míg a XIX. sz. a szén szerepének jelentős növekedését hozza. Részaránya e században kb. 15%-ról 60%-ra nő. Ezt az előretörést nagyrészt a gőzgép tette lehetővé, aminek révén lehetővé vált a szén felhasználása gépek hajtására (a vízkerekek és az izomerő mellett) és a közlekedésben (gőzhajó, gőzmozdony). Ezáltal lehetővé vált a hajtóerő-igényes ipari termelés rendkívül gyors növekedése. A XX. századot a szénhidrogének elterjedése jellemzi. Eleinte – nagyrészt a gépkocsi közlekedés kialakulása miatt – a kőolaj, majd kis késéssel a földgáz részarányának növekedése figyelhető meg.
4
A 2.3. ábra már nem csak arányokat mutat, hanem a világ energiafelhasználásának mennyiségi növekedését is 1. Az ábrában figyelemre méltó, hogy a biomassza – amely döntően nem kereskedelmi energiaforrás – felhasználása nem mutat olyan visszaeséseket, mint a kereskedelmi (döntően ásványi) energiaforrások felhasználása a gazdasági világválság idején (1929-33), a 2. világháború utolsó éveiben (1944-45) vagy az olajárrobbanásokat követő években (1973 ill. 1980 után).
2.2. ábra. A világ energiaforrásainak megoszlása a XIX. sz. elejétől (Vajda, 1981)
500
nukleáris szél- és vízenergia
400
földgáz kőolaj
300 EJ
szén biomassza
200 100 0 1850
1900
1950
2000
2.3. ábra. A világ energiafelhasználásának növekedése (Everet et al, 2012) A 2.4. ábra az utolsó 40 év energiafelhasználásának egyfajta statisztikáját mutatja be. Az ábra az előzőtől eltérően nem EJ egységeket használ, hanem millió tonna olajegyenértékben (Mtoe) adja meg a primerenergia-felhasználást. Az átszámítás 1 Mtoe = 41,868 PJ = 0,041868 EJ. 1
18
Az ábrában az EJ jelentése exajoule, azaz 10 Joule.
5
További érdekesség a két ábrában a vízenergia alacsony részaránya, ami az ábrák2.3. ábraban lényegesen alacsonyabb, mint az atomenergiáé, noha mindkettőből körülbelül ugyanannyi villamos energiát termelünk.. Ez a statisztikai módszerek eltéréseiből adódik. A statisztikák a vízerőművi villamosenergiát 3,6 MJ/kWh az átváltással kezelik, ami 100% hatásfoknak felel meg, míg atomerőművek esetén a feltételezett hatásfok 33%. Hasonlóan eltérések mutatkozhatnak a geotermikus, az atomerőművi és a szélerőművi villamosenergia értékelésében és a nem kereskedelmi energiahordozók kezelésében.
2.4. ábra. A világ energiafelhasználása az elmúlt 40 évben (www.iea.org) A vizsgált időszakban 2,5%/év volt az átlagos növekedési ütem, de ez az egyes időszakokban igen eltérő volt. Az első években (1973-ig, az első olajárrobbanásig) meghaladta az 5%/évet. Ezt követő években a világgazdaságot több megrázkódtatás érte (olajárrobbanások, volt KGST országok gazdasági visszaesése) és az átlagos növekedési ütem 1,7%/évre csökkent és erős hullámzást mutatott. A 2000 utáni ismét felgyorsult, 3%/év ütemű növekedés elsősorban az ázsiai térség (Kína és India) erős gazdasági növekedésének a következménye. A világ összes energiahordozó felhasználását a XX. század egyes szakaszaiban és az emberiség eddigi teljes kumulált alapenergia felhasználását a következő számok mutatják: 19. sz. végéig ~11 000 EJ 1901-1950 (50 év) 2 400 EJ 1951-1970 (20 év) 2 600 EJ 1971-1990 (20 év) 6 000 EJ 1991-2000 (10 év) 3 700 EJ összesen 25 700 EJ
48 EJ/év 130 EJ/év 300 EJ/év 370 EJ/év
Ez azt mutatja, hogy a XX. században az energiafelhasználás kb.14 700 EJ volt, lényegesen több, mint az azt megelőző 4 000 év 11 000 EJ-ra becsült felhasználása. Egy másik figyelemre méltó tény: 2000-ben a fogyasztás több mint 15-szöröse volt az 1901. évinek. Ezek a számok arra mutatnak, hogy az emberiség további fejlődésének új utakat kell keresnie, ez a növekedési pálya nem ismételhető meg a XXI. században, a távolabbi jövőről nem is beszélve. A 2008-09-es gazdasági világválság is visszaesést hozott a fejlett országok ipari termelésében, életszínvonalában és következésképpen az energiafelhasználásában. Ennek mértékéről és 6
tartósságáról egyelőre csak előzetes elképzeléseink vannak, a teljes folyamat csak néhány év múlva válik kiértékelhetővé. Reményeink szerint a válság elmúltával a gazdaság fejlődése folytatódni fog. Az azóta eltelt évek eredményei azt valószínűsítik, hogy a növekedési ütem mérséklődni fog, de nem szűnik meg. A növekvő gazdaság növekvő energiaigényeket fog támasztani. Azt viszont nem szabad szem elől téveszteni, hogy az energiafelhasználás eddigi trendje semmi esetre sem folytatható. Az emberiség nem ismételheti meg még egyszer az energiafelhasználás XX. században bekövetkezett 16-szoros növelését és főleg nem túlnyomóan fosszilis energiaforrásokra támaszkodva. Ez semmiképpen nem felel meg a fenntartható fejlődés és az elővigyázatosság elvének. Az elővigyázatosság elve azt jelenti, hogy nem szabad olyan, bizonytalan tudásra alapozott döntéseket hozni, amelyek később beláthatatlan módon korrigálható káros hatásokat, kockázatokat rejtenek. E vonatkozásban figyelemmel kell lenni mind a környezeti, mind a gazdasági kockázatokra.
2.2 A klímaváltozás veszélye 2.2.1
Klímaváltozások a múltban
Az utolsó 1 millió év hőmérsékletváltozásait mutatja a 2.5. ábra (German Bundestag, 1989). Figyelemreméltó, hogy az időszak átlaghőmérséklete – kerekítve – 13ºC, szemben a jelenlegi 15ºC-kal. Ez abból adódik, hogy a kb. 100 000 év periodicitással váltakozó jégkorszakok (K1…K3) és melegebb (interglaciális) időszakok (W1…W3) közül jelenleg az utolsó (Würm nevű) jégkorszak utáni meleg periódusban vagyunk.
2.5. ábra. Az utolsó 1 millió év hőmérsékletváltozásai Ebben a korszakban a jellemző ősünk a homo habilist (eszközt készítő ősember, 5…1 millió évvel ezelőtt) követő homo erectus, a felegyenesedve járó ősember, amelynek legrégebbi leletei kb. 2 millió évvel ezelőttiek és 100…200 ezer évvel ezelőtt tűnt el. Ebbe a fajba tartozik a Vértesszőlős határában talált 400…500 ezer éves lelet, a homo erectus paleohungaricus is. 7
Az triviális, hogy ezeket a – mai értékekhez képest nagyságrenddel nagyobb – változásokat nem az emberi tevékenység váltotta ki. A 2.6. ábra az utolsó 10 000 év hőmérsékletingadozásait mutatja (German Bundestag, 1989). Ennek a stabilan interglaciális időszaknak az elején a kb. 15 000 évvel ezelőtt kezdődött felmelegedés vége látszik, majd egy kb. 2 foknyi sávban bekövetkező ingadozás.
2.6. ábra. Az utolsó 10 000 év hőmérsékletváltozásai Érdekes még az ábrában a mintegy ötszáz éve látható ún. kis-jégkorszak, amelynek emlékei azok a németalföldi festmények, amelyek Amsterdam csatornáin korcsolyázó embereket ábrázolnak és Hunyadi Mátyás királlyá választása a Duna jegén. Azóta bő 1 foknyi melegedés következett be, zömében még a gyors iparosodás (XIX. sz.) előtti időszakban, tehát szintén nem lehet az emberi tevékenység következménye.
2.7. ábra. Az utolsó 160 év hőmérsékletváltozásai Nem ilyen egyértelmű a 2.7. ábrából levonható következtetés (WMO, 2011). Az utolsó 160 évben közel 1 foknyi hőmérsékletnövekedés következett be és a görbe vége azt sugallja, hogy a melegedés tovább fog folytatódni. Mint láttuk, a hőmérsékletváltozás nem példanélküli, mégis 8
valószínűsíthető, hogy ebben a természetes folyamatok mellett már megjelenik az emberi tevékenység hatása is. A két ok egymáshoz viszonyított szerepének súlyáról egyelőre ellentmondó vélemények látnak napvilágot. 2.2.2
A légköri szén-dioxid
A szén-dioxid és a globális hőmérséklet között szoros korreláció mutatható ki (2.8. ábra). Ugyanakkor figyelmesen vizsgálva az ábrát az is látható, hogy minden esetben a hőmérsékletváltozás indítja a folyamatot és a szén-dioxid változás csak azt követi mintegy 5…15 ezer év lemaradással.
2.8.ábra. A szén-dioxid koncentráció és az átlaghőmérséklet alakulása az elmúlt 160 ezer évben Más elemzések szerint a szén-dioxid változás átlagos időbeli késése az utolsó 5 jégkorszak befejeződésekor csak 500…1000 év volt (2.9. ábra, www.noaa.org). Bármelyik szám is a helyes, az bizonyos, hogy ezeket a hosszútávú hőmérsékletváltozásokat nem a szén-dioxid koncentráció megváltozása váltotta ki. Ugyanakkor a rövididejű gyors változásokról nincs semmilyen értékelhető tapasztalat. Márpedig az utolsó 150…200 évben az addigi 270..275 ppm szén-dioxid koncentráció 390 ppm fölé emelkedett (2012 márciusi átlagérték 394 ppm), azaz több mint 40%-kal nőtt. A növekedés különösen a 2. világháborút követő gyors gazdasági fejlődés időszakában gyorsult fel és jelenleg is közel 2 ppm/év ütemben folytatódik (2.10. ábra, www.noaa.org). Ez a gyors növekedés egyértelműen az emberi tevékenység eredménye és példanélkülisége miatt a következményeit csak közelítően lehet megjósolni. Ugyanakkor koránt sem egyértelmű, hogy az antropogén kibocsátás a növekedés oka. Érdemes elgondolkodni azon, hogy a 40% koncentráció növekedésben mekkora szerepe van a természetes szén-dioxid kibocsátáshoz adódó 5%-nyi antropogén növekménynek, ill. a legfontosabb szén-dioxid nyelő, a trópusi esőerdők 50%-os területcsökkenésének. 9
ΔT a jelenlegihez
szén-dioxid
ezer évek 2.9. ábra. A szén-dioxid koncentráció késése a hőmérsékletváltozáshoz képest a jégkorszakok befejeződésekor
10
2.10. ábra. A szédioxid koncentráció értékei a Mauna Loa-i obszervatórium mérései szerint 2.2.3
A jövőbeli klímaváltozás veszélye
Vizsgáljuk meg, hogy miért is tartjuk veszélyesnek az üvegházhatást. Önmagában azt, hogy kissé melegebb lesz, nem nevezhetjük veszélynek. Azok a veszélyes folyamatok, amikre evvel kapcsolatban számítanunk kell, a következők: ⇒ ⇒ ⇒ ⇒
sarki jég, gleccserek olvadása tengerszint emelkedése meteorológiai zónák átrendeződése erős meteorológiai jelenségek (hurrikánok, árvizek) gyakoriságának növekedése.
A sarki jégmezők olvadása, területének összehúzódása ma már nyugodtan tényként kezelhető. (Igaz, ennek más oka is lehet, ezt is majd a 4. fejezet mutatja be). Tény az európai gleccserek méretének csökkenése is. A tárolt jég olvadásának következménye lehet az óceánok és tengerek szintjének emelkedése. Ebből a szempontból az Északi-sark jegének olvadása nem játszik szerepet, mert az úszó jég olvadása nem emeli a vízszintet (ezt ellenőrizhetjük a whiskyben). A gleccserek jege elhanyagolható mennyiség az Antarktisz jegéhez képest. E szempontból tehát a Déli-sarki jégnek van kiemelt szerepe, ezt még egy picit növelheti a grönlandi jég is. Az Antarktisz területe a világóceánok területének közel 4%-a (Grönlanddal együtt 4,3%-a), így 1 m jégréteg elolvadása közel 3,5 cm tengerszint emelkedést eredményez. Az összes grönlandi és antarktiszi jég elolvadása a becslések szerint közel 70 m szintemelkedést okozhatna. Ugyanakkor a vizsgálatok szerint a felmelegedő víz hőtágulása nagyobb emelkedést okoz, mint a jég olvadása. A XX. században tapasztalt tengerszint emelkedés kb. 18 cm volt. (Ne felejtsük el, hogy ennek meghatározása nem is egyszerű feladat, hiszen a kontinensek is süllyedhetnek, emelkedhetnek, a 11
világ különböző pontjain a parthoz képest mért értékek szélsőséges eltéréseket mutatnak.) Az 1990 óta folyó műholdas mérések eredménye már átlagosan 3,5 mm/év – azaz kétszeres – értéket mutat. Ez összhangban van az 1970-től mért gyorsabb hőmérsékletemelkedéssel. Ennek extrapolációjával jutnak kutatók arra a következtetésre, hogy a XXI. század 30…100 cm-es szintemelkedést hozhat. Ez nem tűnik soknak a szárazföldek átlagos tengerszint feletti magasságához képest, de egyes területeken (Banglades, Polinézia vagy Velence) tragikus változásokat hozhat (Gács, 2009a). A szélsőséges meteorológia jelenségek gyakoriságának növekedése csak hosszú időtávban mutatható ki megbízhatóan. A régmúltra visszatekintve azonban nincsenek megbízható statisztikai adatok, hiszen nem voltak meteorológiai műholdjaink. A növekedés mégis valószínűsíthető, ha nem is bizonyítható. Igen eltérőek a vélekedések a klímaváltozás egészségügyi hatásait illetően. Pl. a Wales-i EcoCentre honlapja (http://www.ecocentre.org.uk) a malária és más trópusi betegségek elterjedését, a hőség és a városi légszennyezés okozta halálesetek számának jelentős növekedését vizionálja. Hasonlókat ír a magyar www.drinfo.hu honlap is kiegészítve az algásodás, az allergiás betegségek és méhcsípések megállíthatatlan terjedésével. Összefoglalva megállapítható, hogy mind az ok-okozati kapcsolatok, mind a következmények nagyon bizonytalanok, de az esetleges következmények olyan súlyosak, hogy a kibocsátás csökkentés fontossága aligha vitatható. A továbbiakban azt vizsgáljuk meg, hogy milyen technológiai lehetőségeink vannak a kibocsátás további növekedési ütemének mérséklésére.
12
3
A szén-dioxid kibocsátás csökkentésének lehetőségei
3.1 A jövő energiaellátásának szén-dioxid kibocsátása Mint arra már a 2.3 alfejezetben rámutattunk, a jövő legnagyobb kihívása, a fenntartható fejlődés egyik kulcsa az energiafelhasználás olyan megoldása, amely kevesebb szén-dioxid kibocsátásával jár. Az energiaigényekhez kapcsolódó szén-dioxid kibocsátást (karbon egyenértékben számolva) a következő egyszerű összefüggéssel lehet meghatározni:
kibocsátás népesség GDP energiaigényesség karbon-intenzitás USD GJ / USD / tC / évő f fő tC/GJ Az összefüggésben szereplő első két tényezőt, a Föld népességének létszámát és az egy főre jutó jövedelem (GDP) nagyságát nem tudjuk, vagy nem akarjuk csökkenteni, sőt kifejezetten az emberiség céljai közé tartozik annak emelése. A kibocsátás fékezésére két eszközünk marad: a fajlagos energiaigények csökkentése (technológiai fejlesztések) és az energiaellátáshoz kapcsolódó fajlagos karbon-kibocsátás (az ún. karbon-intenzitás) mérséklése
3.2 A fajlagos energiaigények csökkentése A fajlagos energiaigények csökkentése többféle dolgot jelenthet. Ezekben az a közös, hogy ugyanazt a célt kisebb energiafelhasználással kell elérni. A fenti képletben az „energiaigényesség” GJ/USD mértékegységgel szerepel, azaz jelentése, hogy egységnyi (nemzeti) jövedelem megtermeléséhez mennyi alapenergiát használunk fel. Ez értelmezhető egy-egy jövedelemtermelő iparág (pl. acélipar, mezőgazdaság, gépkocsigyártás) szintjén és értelmezhető egy ország vagy régió teljes egészére is. Ez utóbbi esetben az energiafelhasználás nem csak a termeléshez kapcsolódó, hanem a teljes felhasználást jelenti. Vagyis értéke nem csak a termelési folyamatok korszerűségétől függ, hanem pl. az ország klimatikus viszonyaitól is (Magyarországon az összes energiafelhasználás több mint harmada térfűtésre fordítódik). Ez a mutató nem csak a számláló (energiafelhasználás) csökkentésével javítható, hanem a nevező (termelt érték) növelésével is. Pl. ha ugyanannyi anyagból egy jó- és egy rosszminőségű (nagy, ill. kis értékű) terméket állítunk elő, ugyanakkora energiafelhasználással, akkor az utóbbi esetben nem az energetikai folyamatok miatt lesz a fajlagos energiaigény magas. Konkrétabban: ha a Hankook és a Michelin ugyanannyi energiát használ fel egy gumiabroncs legyártásához, akkor is a Michelin GJ/USD egységekben mért energiaigényessége lesz a kedvezőbb, de erről nem a Hankook energiarendszere tehet. A technológia fajlagos energiaigénye értelmezhető termékegységre vonatkoztatva is, pl. 1 tonna cementre, egy gépkocsira. Ez a fajta energiaigényesség elsősorban a technológia energiaellátásának korszerűsítésével csökkenthető. Egy ország szintjén az energiaigényesség mutatója a következő módokon javítható: • • • •
az egyes technológiák fejlesztése, energiaigényességének csökkentése, a termelési szerkezet változtatása, a kis energiaigényű ágazatok arányának növelése, energiatakarékosság a nem termelő ágazatokban (pl. fűtés, közlekedés), az energiaipar átalakítási, tárolási és szállítási veszteségeinek csökkentése.
Ez az utolsó pont mutatja az energiaipar legfontosabb lehetőségét és egyúttal felelőségi körét is. Miután a fejlődés során a végenergia felhasználásban egyre nő az átalakított energiahordozók (villamos energia és távhő) aránya, egyre fontosabbá válik ez a tétel. Ez pl. a villamosenergia13
termelés esetén a hatásfokjavítást és a kapcsolt energiatermelést jelenti. Ezekkel elérhető kibocsátás-csökkentés kérdéseit a későbbi fejezetekben részletesen tárgyaljuk.
3.3 A fajlagos karbon-kibocsátás mérséklése Az energiaipar másik nagy lehetősége és jövőben kötelessége a fajlagos karbon-kibocsátás (karbon-intenzitás) mérséklése. Ennek más-más útját kell keresni rövid, ill. hosszú távon. (Az energetikában – tekintettel a technológiák hosszú élettartamára – rövidtáv alatt a 10-20 éves időtávlat értendő.) Az energia végfelhasználói egyre inkább igénylik a felhasználás helyén kényelmesen és környezetszennyezés nélkül használható nemesített energiahordozókat, elsősorban a villamos energiát. Ebből következően az alap energiahordozók egyre nagyobb hányadát használjuk villamosenergia-termelésre. Az arány a fejlett országokban már eléri a 40%-ot és folyamatosan növekvő trendet mutat. Ebből következik, hogy ha az antropogén szén-dioxid kibocsátás csökkentését tűzzük ki célul, akkor elsősorban a villamosenergia-termelés háza táján érdemes keresgélni. A nagy, koncentrált felhasználás egyébként is jobb lehetőséget teremt a csökkentési eljárások alkalmazására. Természetesen nem szabad szó nélkül elmenni amellett a kérdés mellett sem, hogy szükség van-e a csökkentésre. A rövid válasz: ha a klímaváltozás veszélye valós veszély, ha a klímaváltozás oka valóban a légköri szén-dioxid koncentráció növekedése, ha a légköri szén-dioxid koncentráció növekedését valóban az antropogén kibocsátás okozza, akkor szükség van a kibocsátás csökkentésre. A közbenső kérdések megválaszolására most nem teszünk kísérletet. A világ villamosenergia-termelésének szerkezetét a 3.1. ábra mutatja.
3.1. ábra. A világ villamosenergia-termelésének szerkezete 1971-2010 (forrás: IEA) Az ábra alapján kezdhetjük keresni a villamosenergia-termelés szén-dioxid kibocsátásának csökkentési lehetőségeit. A lehetséges fő irányok: • • • •
a szén-dioxidmentes (nukleáris és megújuló) primerenergia részarányának növelése, a fosszilis tüzelőanyagú erőműveken belül a tüzelőanyag-szerkezet eltolása a kisebb fajlagos szén-dioxid termelésű tüzelőanyagok felé, fosszilis tüzelőanyagú erőművek hatásfokának javítása, szén-dioxid leválasztás a fosszilis tüzelőanyagú erőművek égéstermékeiből. 14
Ahhoz, hogy a különböző eljárások elterjesztésével elérhető hatások nagyságrendjét érzékelhessük, célszerű áttekinteni a jelenlegi (2009-es) termelési szerkezetben elfoglalt helyüket (3.1. táblázat). 3.1. táblázat. Villamosenergia-termelés primerenergia szerinti felosztása részarány, % termelés, primerenergia CO2 GWh összesben mentesben nukleáris 2 696 765 13,40% 40,34% víz 3 328 627 16,53% 49,79% biomassza 217 301 1,08% 3,25% hulladék 70 850 0,35% 1,06% geotermikus 66 672 0,33% 1,00% fotovoltaikus 20 155 0,10% 0,30% naphőerőmű 842 0,00% 0,01% szél 273 153 1,36% 4,09% árapály 530 0,00% 0,01% egyéb 10 070 0,05% 0,15% nem víz megújuló 659 573 3,28% 9,87% összes CO2 mentes 6 684 965 33,21% 100,00% összes termelés 20 132 212 100,00% 3.3.1
Rövidtávú lehetőségek
Rövidtávú lehetőségeink azok a technológiák, amelyek már ismertek és csak elhatározás
kérdése, ill. pénzkérdés az elterjesztésük. Ilyenek pl. a következők: Hatásfokjavítás.
Az egyik legnagyobb potenciállal rendelkező kibocsátás csökkentési módszer az erőművek hatásfokának javítása. Csak két példa: Ha a mai magyar kb. 28% hatásfokú szénerőműveket a már létező, korszerű 46% hatásfokú típusokra cserélnénk le, 40%-kal csökkenne a fajlagos széndioxid kibocsátásuk. • A mai magyar kb. 36% hatásfokú földgáztüzelésű erőműveket 60% hatásfokúra kéne cserélni ahhoz, hogy ugyancsak 40%-kal csökkenjen a fajlagos szén-dioxid kibocsátás. Mindkét példa azt mutatja, hogy a ma már létező technológiájú, a hazai átlagnál jóval korszerűbb blokkokkal elérhető a fosszilis villamosenergia-termelés szén-dioxid emissziójának 40%-os csökkentése. Ellene csak az hozható fel, hogy ehhez szinte összes erőművünket le kellene állítani és helyettük mai színvonalú újat építeni. Ez hatalmas költség lenne, mégis nyugodtan állítható, hogy fajlagosan olcsóbban úsznánk meg a kibocsátás nagymértékű csökkentését, mint a gazdaságtalan megoldások állami támogatással való erőltetésével. •
A hatásfoknak a szén-dioxid kibocsátásra gyakorolt hatását a 3.1. ábra mutatja be. Szén helyettesítése szénhidrogénnel. A 3.1. ábra azt is mutatja, hogy a szén helyett az olaj vagy a földgáz bevetése kb. 25% ill. 50% fajlagos CO2 kibocsátás csökkenést eredményezne. Földgáz esetén még további javulást hozhat a földgáztüzelésű kombinált ciklusoknál elérhető jobb hatásfok is. Mégsem jelentene ez megoldást, mert •
mindkét szénhidrogénfajtából – különösen olajból – a világ ellátottsága sokkal rosszabb, mint szénből, 15
• •
ellene szól az olaj- és földgázkészleteinek végessége mellett azok kedvezőtlen területi eloszlása, az áraknak a rapszodikus – politikai viszonyoknak is kitett – változékonysága, mindkét szénhidrogénfajtára nagy a villamosenergia-iparon kívüli igény (közlekedés, kisfogyasztók, vegyipar), míg a szénnek máshol kisebb a kellettje.
Ez azt jelenti, a tüzelőanyag váltás alacsonyabb karbon-tartalmú tüzelőanyagra esélytelen a jövő problémáinak megoldásában.
3.1. ábra. Fajlagos szén-dioxid kibocsátás az erőmű hatásfok függvényében Nukleáris energia. Szén-dioxid kibocsátása gyakorlatilag nulla. Csak a berendezések gyártásához és az építésszerelési munkákhoz kapcsolódik némi – jelentéktelen – kibocsátás, a működéshez nem. A létesítés anyagigénye – aminek előállításához kapcsolódhat a szén-dioxid kibocsátás – a közvélekedéssel ellentétben nem magasabb, mint a megújuló energiaforrásokkal történő villamosenergia-termelésé, sőt sok megújuló alkalmazáshoz képest lényegesen kisebb. Költsége is versenyképes a fosszilis energiaforrások felhasználásával. Elterjedését elsősorban a zöldmozgalmak és az általuk befolyásolt lakosság ellenérzései, atomerőmű-ellenes beállítottsága korlátozza. A nukleáris energia csak nagyteljesítményű reaktorokban lehet gazdaságos, ezért jelenlegi ismereteink szerint csak a villamosenergia-termelés területén (esetleg hőtermeléssel kapcsoltan) válthatja ki a fosszilis energiaforrások alkalmazását. Ezen kívül csak hajók hajtására használják, azt is inkább katonai célú hajókon. Vízenergia. A legelterjedtebben használt megújuló energiaforrás. Régebben közvetlen hajtásra is használták (malmok, gépek hajtása), a villamosenergia-hálózatok elterjedésével gazdaságosabbá vált a villamos energiává alakítása. További elterjedését számos tényező gátolja. A nagy energiaigényű körzetekben (Európa, Észak-Amerika) a leggazdaságosabban hasznosítható 16
vízfolyásokon a lehetőségeket már kihasználták. (Az energiaárak növekedésével persze a gazdaságossági határ is kitolódik.) Jelentős kihasználatlan vízerő készletek vannak még Afrikában, Ázsiában (Kína, Szibéria) és Dél-Amerikában, ott azonban ritkán találkozik az igény és a lehetőség. Bizonyos körülmények között a nagy gátak építése ökológiai változásokat is okozhatnak a környezetben. Emiatt egyes „zöldmozgalmak” igyekeznek a vízenergia hasznosítást is akadályozni. Az akadályozás vonatkozásában Magyarország a világ élvonalába tartozik. Geotermikus energia. Szűkebb értelemben a földalatti rétegekből feltörő (ritkábban felszivattyúzott) melegvíz vagy gőz, tágabb értelemben ide sorolható a hőszivattyúval hasznosítható talajhő és a forró kőzetekbe lepréselt vízből termelt gőz is (hot dry rock (HDR) technológia). Magasabb hőmérsékletű víz, ill. gőz (150 °C felett) gazdaságosan használható villamosenergia-termelésre, alacsonyabb hőmérséklet esetén helyiségfűtésre. Magas hőmérséklet csak a geológiailag aktív körzetekben (Csendes-óceán térsége, Izland, Dél-Olaszország) fordul elő. Az elterjedés akadályai a földrajzi korlátok, a termálvízzel a felszínre hordott többlet sótartalom és – különösen talajhő esetén – a magas beruházási költségek. Szélenergia. A szélenergia általában csak villamosenergia áttételen keresztül használható, közvetlen hasznosítás csak ritkán fordul elő (pl. őrlésre, vízszivattyúzásra). Az elterjedés legfőbb akadálya a véletlenszerű működés, az elérhető alacsony kihasználáshoz képest magas beruházási költség és a nagy területigény. A bizonytalan működés miatt nem alkalmas más villamosenergiatermelő kapacitások kiváltására, csak a tüzelőanyag-felhasználás mérséklését segíti elő. Napenergia. Villamosenergia-termelésre való alkalmazása jelenleg igen messze van a gazdaságosság határától. Ennek fő oka, hogy sem a napsütés, sem a villamosenergia nem tárolható nagy mennyiségben gazdaságosan. A villamosenergia-igény viszont általában sötétedéskor vagy sötétedés után a legmagasabb. Kedvezőbb helyzet állhat elő a naphőerőművek alkalmazásával, ahol a begyűjtött energia hőenergia formájában tárolható. Ezek az eljárások a fejlesztés korai stádiumában járnak. Nem áll ilyen távol a gazdaságostól az alacsony hőmérsékletű hőigények (helyiség fűtés, használati melegvíz előállítás) kielégítésére szolgáló alkalmazás. A szükséges tárolás és kiegészítő hőforrások igénye miatt a jelenlegi energiaárak mellett elsősorban nagy napsugárzás tartósságú helyeken gazdaságos. Az energiaárak várható növekedésével a gazdaságos alkalmazhatóság területe bővülni fog. Biomassza. Elterjedt az a vélekedés, hogy a biomassza eltüzelése csak a légkörből megkötött karbont juttatja vissza a légkörbe, így nem jár szén-dioxid többlettel. Ez az esetek többségében nem helytálló. A mezőgazdasági és erdészeti hulladék eltüzelése „csak” meggyorsítja a karbon légkörbe jutását, amely az elpusztult növényzet bomlásakor egyébként is a légkörbe jutna. A fák tüzelési célú kivágása nem csak szén-dioxidot juttat a légkörbe, de még a szén-dioxid nyelő kapacitást is csökkenti. Az energiaültetvény sem jelent ugyannyi többlet megkötést, mint amennyit elégetésekor a légkörbe juttat, mert az energiaültetvény más természetes növénytakaró helyére kerül és csak a különbség értékelhető többlet megkötésként, ami esetenként akár negatív is lehet. Ugyanakkor az ültetvény gondozása, a betakarítás, a feldolgozás jelentős – általában fosszilis – energiafelhasználással jár. Ezen megfontolások alapján a biomassza felhasználás nem jelent igazi megoldást. A biomasszán belül külön figyelmet érdemel a biomassza eredetű hajtóanyagok (bioetanol, biodízel) alkalmazása.
17
Akkor mi lehet a megoldás? Minden említett eljárásnál felmerül néhány negatívum, alkalmazási akadály. Ez nem jelenti azt, hogy nincs megoldás. Ez azt jelenti, hogy nincs egyedül üdvözítő megoldás. A feladat olyan alap-energiahordozó szerkezet kialakítása, amelyben a felsorolt eljárásoknak, mindnek megvan a maga szerepe, csak a megfelelő arányokat és alkalmazási helyeket kell megtalálni. 3.3.2
Hosszú távú lehetőségek
Hosszú távú lehetőségeink azok a technológiák, amelyek ma még csak kutatási, tervezési fázisban vannak. Ilyenek pl. a következők: •
fosszilis tüzelőanyagok elégetése és a szén-dioxid kivonása a füstgázból és különböző geológiai formációkban való tárolása,
•
maghasadáson alapuló atomerőművek a jelenleginél nagyobb biztonsággal és jobb anyaghasznosítással,
•
fúziós nukleáris energiatermelés,
napenergia hasznosítás a jelenlegi akadályok leküzdésével (ilyen lehet a villamosenergia tárolás, a hidrogén közbeiktatása és tárolása, a naperőmű űrbeli elhelyezése, környezeti hőmérsékletű szupravezetés elérése, ami világméretű energiahálózat létrehozását teszi lehetővé, stb.) A felsorolt lehetőségek mellett nem szabad elfelejteni, hogy a „hosszútáv” sok évtizedet jelent. Ilyen időtávon létrejöhetnek olyan technológiák, amelyeket ma még nem is sejthetünk előre. Erre példának a nukleáris energia pályafutása említhető. 1932-ben fedezik csak fel a neutront, két év múlva Szilárd Leó már felveti a láncreakció lehetőségét, majd 10 év múlva, 1942-ben már működik az első önfenntartó láncreakció (Chicago), és 22 évvel később már hálózatra termel az első atomerőmű (Obnyinszk, 1954). Bízzunk benne, hogy az emberiség újítókedve és újító képessége a XXI. században sem lesz kisebb! •
A hosszú távú lehetőségek közé soroltuk a szén-dioxid füstgázból való kivonását és tárolását. Tettük ezt azért, mert még számos részletkérdés kidolgozása hátravan, jelenleg az eljárásnak csak egyes elemei műkődnek, de még nem álltak össze egységes rendszerré. Ugyanakkor fontos látni, hogy nem annyira nagy távlatban válhat kereskedelmi megoldássá, mint pl. az űrben elhelyezett naperőmű vagy a fúziós erőmű. Valójában inkább középtávon alkalmazhatóvá váló technológiának kell nevezni. Emiatt e lehetőségek közül kiemelve, nagyobb figyelmet érdemes szentelnünk neki a többi távlatos technológiánál. Érdemes elgondolkodni a nagyon hosszú távú lehetőségekről is. A jelenlegi fejlődési trendeket extrapolálva 100 éves vagy hosszabb távon a végfelhasználásban a villamosenergia súlyának jelentős növekedése lehet a megoldás egyik kulcsa (Wiegand, 2009). Ehhez a következőket kell megoldani: •
A villamosenergia-termelés szén-dioxid kibocsátás nélküli, de legalábbis minimális kibocsátású legyen (nukleáris és megújuló energiaforrások, továbbá szén magas leválasztási fokú CCS-sel),
•
A végfelhasználásban ma jelentős helyiségfűtés hőigénye olyan mértékben csökkenjen (pl. passzív házak), hogy a villamos fűtés gazdaságossá váljon,
A közlekedés (és benne elsősorban a közúti közlekedés) átállítása villamosenergia-, vagy villamos energiával előállított hidrogén-hajtásra. Nyilvánvalóan ez csak a nagyon távoli jövőben, talán a XXII. században valósulhat meg. Talán addigra egészen más – ma még nem ismert – műszaki megoldások is rendelkezésre fognak állni és ez ilyen formában soha nem fog bekövetkezni. Mégis szükség van egy olyan vízióra, amely kitűzi a mai ismereteink birtokában helyesnek ítélhető fejlesztési irányokat. •
18
4
A szén-dioxid kivonás és tárolás (CCS) technológiája
4.1 Szén-dioxid kivonás megoldásainak áttekintése A szén-dioxid megkötés és tárolás, vagyis CCS (Carbon Capture and Storage) technológia a magas, koncentrált CO2 kibocsátású erőművekben, valamint ipari létesítményekben arra szolgál, hogy a szén-dioxid légkörbe jutását megakadályozzák, és azt kötött formában vagy geológiai tárolókban hosszútávon elraktározzák. A CCS technológiák folyamata három fő részre osztható: CO2 leválasztás, szállítás és tárolás. A leválasztás lényege, hogy megfelelő technológiával a keletkező üvegházhatású gázt a füstgázból vagy már az égés előtt a tüzelőanyagból kivonják, vízmentesítik és felkomprimálják a szállításnak megfelelő nyomásra. A szállítás során a felkomprimált szén-dioxidot a tároló pontig juttatják csővezetéken, tartálykocsival vagy hajóval. Az utolsó lépés a szén-dioxid besajtolása és hosszútávú, biztonságos tárolása földalatti rezervoárban, esetleg más módon kötött formában. A szén-dioxid megkötése eredendően nem a klímaváltozással hozható összefüggésbe, jelentősége az 1970-es években nőtt meg, amikor a fokozott olajkitermelés (EOR, Enhanced Oil Recovery) költséghatékony módszereként kezdték alkalmazni. A lesajtolt CO2 megnövelte a termelő kutak kihozatalát, de az 1980-as évek közepén a csökkenő olajár a technológia alkalmazását drágává tette, így az addig épült leválasztó rendszerek nagy részének működését felfüggesztették. Az iparban a CO2 termékként, például karbonálásra való felhasználása kis méretekben (100-1000 tonna CO2 /nap termeléssel) az 1980-as évek után sem szűnt meg (Herzod et al., 2009). A szén-dioxid leválasztás és tárolás az energetikában arra szolgál, hogy a fosszilis tüzelőanyaggal működő erőművek CO2 kibocsátása jelentős mértékben csökkenjen. Az erőművi alkalmazásról általánosságban elmondható, hogy a szén-dioxid leválasztása és megfelelő nyomásra történő komprimálása csökkenti a hatásfokot, és jelentősen növeli a költségeket. A CCS technológia legfőbb hátránya, hogy a több, bonyolult berendezés magas beruházási költsége, illetve a segédanyag felhasználás és a keletkező melléktermékek miatti magasabb üzemeltetési költségek az előállított villamos energia önköltségét akár 75-100%-kal megnövelhetik. A jövőben ennek a költségnövekménynek az értékét 30-50%-ra kívánják csökkenteni (IPCC, 2005). 4.1.1
A szén-dioxid szeparálásának megoldásai
Jelenleg három szén-dioxid leválasztási technológiát különböztetnek meg: • • •
tüzelés utáni („post-combustion”), tüzelés előtti („pre-combustion”) beépítés, valamint oxyfuel tüzelés.
A tüzelés utáni leválasztás egy már ma is elérhető technológia, részegységei kipróbáltak és működőképesek, meglévő erőművek bővítése és új erőművek építése esetén is megoldás lehet a szén-dioxid leválasztásra. A tüzelés előtti leválasztás jelenleg az integrált elgázosítással történő tüzelés technológiáját jelenti, mely új berendezések és anyagok fejlesztését igényli, mivel a folyamat során magas hőmérsékleten, H2 égetésével nyerhető villamos energia. Az oxyfuel, vagyis a tiszta oxigénben történő tüzelés a harmadik módszer, mely a szén-dioxid és a füstgáz különválasztására alkalmas. Ez a rendszer teljesen új kazánkonstrukciót igényel a magas hőmérsékletek miatt, illetve problémát okoz a levegőből leválasztott nitrogén hasznosítása is. A különböző leválasztási rendszerek esetében más-más módszerekkel lehet a szén-dioxidot a füstgáz, illetve szintézisgáz többi alkotójától szeparálni, ezeket a módszereket a 4.1. ábra szemlélteti.
19
Abszorpció
Adszorpció
Kriogén technológiák
Membránok
Kémiai
Fizikai
Gáz szeparációs
Fizikai
Kémiai
Gázabszorpciós
Fizikokémiai
Biológiai rendszerek
Kerámia alapú
4.1. ábra. A CO2 leválasztás módszerei (Rubin et al., 2002) A 4.1. táblázat foglalja össze a leválasztási rendszerekhez kapcsolódó szétválasztási módszereket. 4.1. táblázat. A CO2 leválasztás rendszerei és módszerei Leválasztási rendszer
Tüzelés utáni leválasztás
Tüzelés előtti leválasztás
Oxyfuel tüzeléses leválasztás
Szétválasztási feladat
CO2/N2
CO2/H2
O2/N2
Abszorpció
Kémiai Fizikai Fiziko-kémiai
Fizikai Kémiai
Adszorpció
Fizikai Kémiai
Fizikai Kémiai
Fizikai
Kriogén technológia
Cseppfolyósítás
Cseppfolyósítás
Desztilláció
Membránok
Polimer alapú Kerámia alapú
Polimer alapú Kerámia alapú
Polimer alapú
4.1.1.1 Abszorpciós leválasztás Az abszorpciós leválasztás történhet kémiai, fizikai és fiziko-kémiai oldószerekkel, ennek abszorbenstől független általános sémáját a 4.2. ábra mutatja.
4.2. ábra. Abszorpciós (és adszorpciós) leválasztás általános sémája (IPCC, 2005) 20
A kémiai oldószerekkel történő leválasztás során a CO2 tartalmú füstgázt folyékony abszorbenssel, oldószerrel érintkeztetjük, a mosás és a regenerálás folyamata mosótornyokban történik. A megfelelő hőmérsékletre hűtött füstgáz az abszorber, vagyis a mosó reaktorba kerül, ahol az ellenáramban bejuttatott kémiai oldószer megköti a füstgáz szén-dioxid tartalmának jelentős részét. Innen CO2-ban szegény füstgáz és CO2-ban dús oldószer távozik, ami melegítést követően a regenerátor reaktorba (deszorberbe) kerül. A regenerátorba a körfolyamatból elvont gőz kerül bevezetésre, ami biztosítja a CO2 és az oldószer közötti kötés felbontásához szükséges energiát. A kémiai oldószereknek jelenleg két nagy csoportját különböztethetjük meg: • •
az aminokkal történő leválasztást (Sándor, 2009) valamint az ammóniával történő leválasztást (www.alstom.com).
Aminokkal történő leválasztás Az aminok vízoldékony szerves anyagok, melyek rendelkeznek reaktív nitrogén atomokkal. Ezek a tüzelés utáni leválasztás kedvelt oldószerei, mivel leválasztási fokuk kevésbé függ a leválasztandó gáz füstgázbeli parciális nyomásától, mely sokszor nagyon alacsony. Hátrányuk az, hogy a regenerálás energiaigénye magas, mert a CO2 és az oldószer között relatíve erős kémiai kötés alakul ki. Az amin-alapú kémiai leválasztás fontos, kedvezőtlen technológiai és gazdasági hatással járó folyamata az oldószer degradációja, ez háromféleképp történhet: • termikus degradációval, • karbamátok (karbaminsavból keletkező szerves vegyületek) polimerizációjával és • oxidatív degradációval. A termikus degradáció 200°C környéken történik, így a füstgáztisztítás során nem számottevő a hatása. A karbamátok polimerizációja 100°C alatti hőmérsékleten jelentéktelen, de a regenerálás 100-135°C környéki hőmérséklete megfelelő körülményeket teremt a polimerizáció során keletkező nagy molekulatömegű degradációs termékek megjelenésének (Wang et al., 2011). A degradáció legnagyobb részét az oxidatív folyamatok okozzák, mely során az aminok töredezetté válnak, csökkentve a leválasztásra hasznosítható oldószer mennyiségét. A különböző oldott fémek (réz és vas) katalizátorokként gyorsítják ezeket a folyamatokat. Az oxidatív degradáció csökkentésének három fő indoka van, melyek közül a legfontosabb, hogy az oldószer degradálódása miatt folyamatos pótlása válik szükségessé a megfelelő leválasztási fok megtartásához, ez pedig jelentősen növeli a működési költségeket. Emellett problémát okoz az is, hogy a keletkező termékek nem kívánt környezeti hatásokkal járhatnak, okozhatják a leválasztáshoz szükséges kémiai anyagok nem megfelelő rendelkezésre állását, ami az előzőekhez hasonlóan megjelenik a működési költségekben. Végül a berendezések korróziója is probléma, melyet a degradációs folyamat során keletkező nagy korrozivitású amin oldatok okoznak (Goff et al., 2004). Ezeket a hatásokat az oldószerekkel együtt használt gátlószerekkel (inhibitor) lehet elkerülni. Szintén fontos probléma ennél a rendszernél az oldószerek és a kén-dioxid reakciója, ugyanis ezek az anyagok stabil, hőre nem bomló sókat képeznek kén-dioxiddal érintkezve (Wang et al., 2011). Ammóniával történő leválasztás Az abszorpciós kémiai oldószeres leválasztás másik változata az Alstom által fejlesztett hűtött ammóniás eljárás (www.alstom.com). A leválasztás alapja, hogy az ammónia szén-dioxiddal és vízzel reagálva ammónium karbonátot és bikarbonátot képez, a hőmérséklet növelésével pedig ez a folyamat visszafordítható. A technológiát (4.3. ábra) egy 5 MW-os erőmű keretében tesztelték és fejlesztették. 21
4.3. ábra. A hűtött ammóniás széndioxid leválasztás sémája (Alstom) A kéntelenítőből kilépő füstgázt 50-60°C hőmérsékletről hűtőtoronyban és mechanikus hűtőkben hűtik le 1-2°C hőmérsékletre. A hűtés hatására a füstgáz sűrűsége megnő, így a rendszer berendezéseinek mérete csökkenthető. A hűtő folyamat és az abszorpció után a széndioxidtól mentes füstgázból még visszanyerhető ammóniát egy füstgázmosó visszajuttatja az abszorber reaktorba, a tisztított (főleg nitrogént és oxigént tartalmazó) füstgáz pedig a kéményen át távozik. A CO2-ban gazdag zagyot, amely nagyrészt ammónium bikarbonátból áll, a regenerátorba juttatják, ahol a 80-100 bar nyomáson és körülbelül 80°C hőmérsékleten az ammónium bikarbonát teljesen lebomlik. A regenerált CO2-ban lévő maradék ammóniát és vízgőzt egy gázmosóval távolítják el. A folyamat hátránya a hűtés energiaigénye, előnyei a magas leválasztási fok (90%), az alacsony reakcióhő, valamint az olcsó oldószer és a minimális oldószer pótlási igény. Az aminokkal ellentétben a füstgáz oxigéntartalma nem befolyásolja a leválasztás hatékonyságát, és a csökkenő berendezés méretek (CO2- kompresszor és nyomóventilátor) hatására csökken az önfogyasztás is. A szén-dioxid leválasztásának másik módszere a fizikai oldószerekkel történő leválasztás, melynek energiaigénye alacsonyabb, mivel itt többlet energiát csak a füstgáz komprimálására és a CO2 és az abszorbens gyenge kötésének felszakításához kell bevinni. Hátránya, hogy csak magas szén-dioxid koncentráció és magas parciális nyomás mellett használható. A kémiai és a fizikai oldószerek előnyeit egyesítik a fiziko-kémiai oldószerek. Az iparban használatos abszorbenseket részletesebben a 4.3. alfejezetben a 4.17. táblázat ismerteti részletesebben. 4.1.1.2 Adszorpciós leválasztás A szén-dioxid leválasztására különböző szilárd halmazállapotú anyagok is alkalmasak, a leválasztás általános sémája megegyezik az abszorpciós leválasztás sémájával (4.2. ábra). Fizikai megkötésre alkalmazható például az aktív szén vagy a kristályos zeolitok. A nagy porozitású aktív szén 10-15 tömegszázaléknyi szén-dioxid megkötésére alkalmas, viszont hátránya, hogy a nitrogén/szén-dioxid szelektivitása alacsony, ezért költséghatékonyan csak 90% feletti széndioxid tartalmú füstgáznál használható. A zeolitok kevesebb szén-dioxid megkötésére alkalmasak, de szelektivitásuk sokkal jobb, mint az aktív széné. Jelenleg ezek a szilárd leválasztók nem versenyképesek a folyékony oldószerekkel, mivel megkötési kapacitásuk és szelektivitásuk is alacsonyabb (Herzod et al., 2009). 22
Az adszorpciós megkötés során is alkalmazhatók kémiai folyamatok segítségével leválasztó anyagok. Egy potenciális adszorber a mészkő, mivel olcsó és könnyen elérhető, alkalmazásáról már 1999-ben publikáltak. A leválasztási folyamat két reaktorban megy végbe, melyek egymással össze vannak kötve. Az egyik reaktor az adszorber, ahol a szén-dioxidot 600 °C hőmérsékleten megköti a mészkő, a CO2 szegény füstgáz pedig távozik a kéményen keresztül a rendszerből. Az itt keletkezett kalcium-karbonátot (CaCO3) elszállítják a másik reaktorba, a regenerátorba. Itt a CaCO3 950 °C hőmérsékleten elbomlik mészkőre és tiszta szén-dioxidra, a tiszta mészkövet pedig újra az adszorberbe szállítják. Ez a regenerált mészkő viszont veszít megkötő képességéből, ezért időszakonként pótolni kell (Yang et al., 2010). Alkáli fém alapú szorbensek is alkalmasak CO2 megkötésre, ahol gőzzel érintkeztetve a fémkarbonátok bikarbonátokká alakulnak, miközben a CO2 a vizes karbonát oldatokkal reagál. Ezeknek is hátránya a kisebb megkötő kapacitás (IPCC, 2005). 4.1.1.3 Kriogén desztillációs leválasztás A kriogén desztilláció nem más, mint a gázok többlépcsős komprimálása, hűtése és expandálása, melynek hatására a gáz folyékony vagy szilárd halmazállapotúvá válik. Leválasztás esetén a CO2 tartalmú gázkeverék intenzív hűtése során először a nedvesség kondenzálódik, majd megfagy, további hűtéssel pedig a CO2 (hármaspontja alatt) eléri a szilárd fázist így elválasztható a többi gáztól. Alkalmazható technológia az oxyfuel tüzelés nagy tisztaságú füstgázának további tisztítására, vagy a földgáz és szén-dioxid szeparációjára, vagy a tüzelés előtti leválasztás során keletkező szintézisgáz CO2 mentesítésére. A technológia általános sémáját a 4.4. ábra mutatja.
4.4. ábra. Kriogén desztillációs leválasztás általános sémája (IPCC, 2005) 4.1.1.4
Membrános leválasztás
A membrános eljárás anyagai a vegyiparban kifejlesztett és használt anyagok, melyek szelektíven engedik át a velük érintkező gázok különböző komponenseit (4.5. ábra).
4.5. ábra. Membrános leválasztás általános sémája (IPCC, 2005) Három altípusukat különböztetik meg: •
gáz szeparációs, 23
• gáz abszorpciós és • kerámia alapú membránok. A membrános eljárás legnagyobb hátránya, hogy egy huzamban csak a leválasztandó CO2 egy részét engedik át, ezért csak több membrán soros kapcsolásával lehet elérni a kívánt leválasztási fokot. A gáz szeparációs membránok alkalmazásának a hőállóság szab határt, ennek kiküszöbölésére alkalmas a keramikus membránok csoportja, melyeknek leválasztási foka azonban alacsonyabb. A gáz- abszorpciós membránok határfalat képeznek a füstgáz és egy folyékony abszorber között, leválasztási fokuk magasabb. A jelenlegi kutatások a polimer, illetve kerámia membránok területén jósolnak a költséghatékonyság irányába történő előrelépéseket. A CCS technológiákat tekintve a membránok használhatók a H2 leválasztására a szintézisgázból, a CO2 leválasztására az ipari folyamatokban vagy akár a levegő oxigénjének leválasztására is (IPCC, 2005). 4.1.1.5 Biológiai leválasztás Az előző leválasztási módszerek mellett jelenleg fejlesztés alatt állnak különböző biológiai szeparáláson alapuló technológiák, melyek jó leválasztási és regenerálási fokkal biztatnak. Ilyen rendszer például a szénsav-anhidráz enzimmel működő bioreaktor, ahol ez az enzim a legjobb hatásfokú katalizátornak bizonyult a CO2 és víz reagáltatása esetén. A mikroalgás rendszerek is ilyen biológiai leválasztók, mivel fotoszintézisük során szén-dioxidot használnak fel, mindemellett állatok táplálékaként vagy szén-dioxid-semleges üzemanyagként hasznosíthatók (Herzod et al., 2009). 4.1.2
Tüzelés utáni leválasztás
A tüzelés utáni leválasztás a meglévő erőművekhez legkönnyebben integrálható leválasztási forma és ez egyben a legrugalmasabban működő eljárás, hiszen az erőmű maga a leválasztási technológia meghibásodása esetén is üzemképes. Ez a módszer legnagyobb előnye, viszont a folyamat jelentős energia- és helyigénye korlátozza széleskörű elterjedését. A tüzelés utáni leválasztás során a szén-dioxidot a kazánból távozó füstgázból távolítják el. Földgáztüzelés esetén a CO2 a füstgáz 4-8 térfogatszázaléka, széntüzelés esetén ez akár 12-15 térfogatszázalék is lehet. A rendszer általános elrendezését a 4.6. ábra mutatja:
4.6. ábra. A tüzelés utáni leválasztás rendszere (www.zeroemissionsplatform.eu)
24
A ma kereskedelmi üzemben és próbaüzemben lévő tüzelés utáni CO2 leválasztású erőművek, ipari létesítmények kémiai abszorpció elvén, azon belül is nagyrészt MEA, azaz monoetanol-amin oldószerrel működnek. A MEA oldószer egy alkanol láncból és egy nitrogén atomhoz kötött két hidrogén atomból áll, molekula képlete: (C2H4OH) NH2. Az anyagok szeparálása a tüzelés utáni leválasztás rendszerében történhet abszorpciós, adszorpciós, membrános és kriogén desztillációs eljárással is. 4.1.3
A tüzelés előtti leválasztás („pre-combustion CCS”)
A tüzelés előtti leválasztás célja, hogy a tüzelőanyag átalakítása révén (például szénelgázosítás) a képződött CO2 leválasztása a szintézisgáz tüzelése előtt megtörténhessen. Az eljárás során a tüzelőanyagot levegővel vagy oxigénnel reagáltatják, hogy új szén-monoxid- és hidrogén tartalmú tüzelőanyagot állítsanak elő. Ezt a tüzelőanyagot gőzzel léptetik reakcióba, ezzel H2 és CO2 keveréket előállítva. Ennek a keveréknek 15% és 40% között alakul a szén-dioxid tartalma. Ezután a szén-dioxidot a nagy nyomású (70 bar feletti) keverékből leválasztják, amely így alkalmassá válik gázturbina meghajtására tiszta H2 tüzelőanyag eltüzelésével. A hidrogéntüzelés azért is előnyös, mert jelenleg ez a tüzelőanyag eredményezi a legjobb hatásfokú termikus körfolyamatot. A gázosítás további előnye, hogy a folyamat során keletkező szintézisgáz térfogata kisebb, mint az elsődleges tüzelőanyag égetéséből származó füstgáz térfogata. Ennek hatására kisebb berendezések beépítése is elegendő, ami csökkenti a költségeket. Hátránya, hogy a gázosítók hatásfoka nem 100%-os, a tüzelőanyag hasznosítatlan része szilárd tüzelési veszteségként jelentkezik. A tüzelés előtti leválasztás alkalmazható földgáz- és széntüzelés esetén is. Abban az esetben, ha az elsődleges tüzelőanyag szén, ennek elgázosítása kulcsfontosságú folyamat. Ilyen esetben beszélünk integrált szénelgázosítással rendelkező erőműről (IGCC - Integrated Gasification Combined Cycle). Itt az elgázosítás a szén részleges oxidációját jelenti, mely során H2 és CO tartalmú szintézisgáz keletkezik. A rendszer elvi felépítését a 4.7. ábra mutatja:
4.7. ábra. A tüzelés előtti leválasztás rendszere (www.zeroemissionsplatform.eu) 25
A tüzelőanyagok minőségétől függően alkalmazhatók más-más elgázosító reaktorok, a legnagyobb flexibilitással a fluidágyas gázosítóreaktorok rendelkeznek. A keletkező nyers szintézisgáz szennyezőanyagainak eltávolítása az elgázosítás után következik, a legfontosabb szennyezők a szilárd részecskék, az ammónia, a hidrogén-klorid és a kén-hidrogén. A szén-dioxid leválasztása a gázturbina előtt, abszorbens vagy adszorbens segítségével, vagy hidrogén leválasztására alkalmas membrán alkalmazásával lehetséges. A tüzelés előtti leválasztás valamennyi részegysége kísérleti erőműben tesztelt. A rendszer kritikus pontjai a szénelgázosítás és a hidrogéntüzelésű turbinák, valamint a részegységek együttes működésének vizsgálata és optimalizálása. 4.1.4
Oxyfuel tüzelés
Az oxyfuel rendszerben a fosszilis tüzelőanyagot közel tiszta oxigénben égetik el és az oxigén, illetve a szén-dioxid tartalmú füstgázt vízzel vagy vízgőzzel visszakeringetik a kazán elé. A visszakeringetés azért fontos, mert a tiszta oxigénben történő égés 3500 °C környékén az eddigi anyagtechnológiai hőmérséklethatárokat átlépi. A kilépő füstgáz főleg szén-dioxidot, oxigént és vízgőzt tartalmaz. A szén-dioxid leválasztása tehát nem más, mint a füstgáz vízgőztartalmának kondenzálása, ami költség és berendezésigény tekintetében is előnyös, leválasztási foka pedig 100%. A CCS technológiába integrált oxyfuel tüzelés beépítésének elvi elrendezését a 4.8. ábra mutatja.
4.8. ábra. Oxyfuel tüzelés általános sémája (www.zeroemissionsplatform.eu) Az oxyfuel rendszer fontos előnye a szeparálás egyszerűségén túl, hogy az SO2 és az NOx kibocsátást is óriási mértékben csökkenti. Az erőművi hatásfokra gyakorolt hatás szempontjából nagy hátrány, hogy az oxyfuel égetés többlet energiaigénye nagyon magas a levegő szeparátor egység (ASU – Air Separation Unit) energiafelhasználása miatt, így ezen a területen még további fejlesztésekre van szükség. A jelenleg használt levegőszeparátorok kriogén, vagyis mélyfagyasztásos elven alapulnak. A levegőt lehűtik a forráspontja alá, ezután a cseppfolyós oxigént, nitrogént és argont szétválasztják. A technológia energiaigénye nagyon magas, ez indokolja a további fejlesztéseket, például a jobb hatásfokú membrános levegőszeparálást (Sándor, 2009). 26
4.2 A szén-dioxid kivonása a füstgázból Mint az előző alfejezetben már bemutattuk, a megvalósuláshoz legközelebb álló megoldás a tüzelés utáni kivonás, amikor a hagyományos kazántüzelés után a füstgázból vonják ki a keletkezett széndioxidot. Ennek megfelelően ezt az eljárást vizsgáltuk legrészletesebben. A széndioxid leválasztás villamosenergia-termelésre gyakorolt hatásának mélyebb megértése és részletesebb bemutatása érdekében esettanulmányt készítettünk, mely esettanulmány keretein belül vizsgáltuk a tüzelés utáni (post-combustion) CO2 leválasztási technológiák, azon belül is az egyik leggyakrabban tanulmányozott, MEA (mono-etanol-amin) alapú leválasztási eljárás egy hagyományos, 400 MW-os széntüzelésű szubkritikus erőműre gyakorolt hatását. Az erőműben lejátszódó termodinamikai folyamatokat GateCycle hősémaszámító szoftverrel, míg a CO2 leválasztási eljárást a CHEMCAD professzionális folyamatszimulátorral (Chemstations, 2011) számítottuk. A hőerőművi és vegyipari rendszerek numerikus szimulációja a legösszetettebb mérnöki problémák közé sorolható az energetika területén. Egy, a valóságot kellő pontossággal leíró modell megalkotásához nem csak a kellő mélységű berendezés szintű ismeretanyag szükséges, de a teljes rendszert átlátni képes szemléletmód is. Fontos szem előtt tartani, hogy egy ilyen összetett rendszer szimulációjának elkészítésénél döntően nem az erőművi kapcsolás, ill. vegyipari rendszer összeállításában, sokkal inkább a mérnöki gondolatmenetben van a kihívás, ami alapján a modell paraméterezése, a rendelkezésre nem álló adatok meghatározása, esetleg hibás adatok kiszűrése történik. 4.2.1
Szimulációs eszközök bemutatása
Ahogyan az a korábbiakban már említésre került, az erőműben lejátszódó termodinamikai folyamatok GateCycle numerikus hőséma számító, a CO2 leválasztási eljárás pedig CHEMCAD szimulációs programkörnyezetben került modellezésre. 4.2.1.1 GateCycle hősémaszámító program A hőerőművek energiaátalakító körfolyamatát számos, egymással meghatározott kapcsolásban levő berendezés alkotja. Minden egyes berendezésre felírható a termodinamika stacionárius, átáramlott nyitott rendszerre érvényes I. főtételét kifejező energiamérleg:
mi ,be hi ,be mi ,ki hi ,ki Pi Q i 0 , i
i
és a tömegmegmaradást kifejező tömegáram-mérleg:
mi ,be mi ,ki 0 . i
i
Az így kapott entalpiamérleg és tömegáram-mérleg, amelyet még kiegészítenek a munkavégző közegek állapotegyenletei, hőátadási modelljei, berendezések félempirikus modelljei stb., olyan nemlineáris egyenletrendszert alkotnak, amelyben az egyenletek és az ismeretlenek száma a hőerőművi körfolyamatot leíró paraméterek számával egyezik meg. A hősémaszámítás tehát ennek az egyenletrendszernek a megoldását jelenti az ismert kiinduló paraméterek alapján (Fejérdy, 2009). A valóságot nagy pontossággal leíró, kereskedelmi forgalomban kapható numerikus hősémaszámító szoftverek, többek között a GateCycle (GC) is döntően úgy működnek, hogy iteratív módon oldják meg a fent részletezett termodinamikai összefüggésekből, ill. más laboratóriumi mérésekből származó félempirikus képletek alapján létrejött akár több száz egyenletből álló egyenletrendszert. Amennyiben az iterációs ciklus elején felvett (initialization), 27
vagy a korábbi iterációs ciklus során számolt érték és az iteráció végén kapott eredmény közötti különbség (megmaradó eltérés vagy residual) minden egyes iterációs ciklussal csökken, úgy a program tart (konvergál) egy megoldáshoz. Ha az eltérés értéke az iterációs ciklus előrehaladtával sem csökken, úgy a megoldó hibaüzenettel tér vissza, a számítás vagy megreked egy magasabb eltérési szinten, vagy divergál (Groniewsky, 2011). A GateCycle egy a General Electric (GE) által fejlesztett, az ipari gyakorlatban elterjedt piacvezető hőséma-számító szoftver, ami lehetőséget biztosít állandósult állapotok (steady-state design) és azon belül a névleges vagy tervezett üzemállapottól eltérő állapotok (off-design) számítására. A GateCycle igen széles körben alkalmazható. Segítségével többek között elvégezhető: 1. egy erőművi rendszer teljes körű modellezése és elemzése, így információ nyerhető az adott erőmű működéséről, ill. számíthatók az erőmű munkapontjaihoz tartozó körfolyamati hatásfokok és teljesítmény adatok; 2. nem megfelelő, hibás üzemvitel esetén a teljes erőmű-, vagy egyes berendezések működésére vonatkozó problémafeltárás, vizsgálat; 3. egy meglévő rendszer tervezett üzemállapottól való eltérésének vizsgálata; 4. a meglévő rendszerben javasolt változtatások hatásainak prognosztizálása (retrofit, fullrepowering, parallel-repowering stb.); 5. akár gőzkörfolyamatba integrált, összetett gázturbina modellek vizsgálata (topping, boosting stb.). Az erőművi berendezések (gázturbina, hőhasznosító kazán, gőzturbina, kondenzátor stb.) modellezése általában tervezési állapotban (design), míg a modellek körfolyamatba való integrálása tervezési állapottól eltérő üzemállapotban (off-design) történik. A tervezési állapot hőséma modelljének elkészítéséhez szükség van az egyes berendezések gyártási adataira, amik általában a gyártók vagy kereskedők birtokában vannak. Amennyiben ezek az adatok nem állnak rendelkezésre, úgy a meglévő üzemállapotok közül kell az egyiket tervezési állapotnak (base load) tekinteni. A hősémaszámító programok általában, így a GC is, ezekből a tevezési állapotban beállított értékekből számolja az egyes berendezések geometriai adatait (hőcserélők, kondenzátorok felületét, turbinák megcsapolásait stb.) és egyéb belső jellemzőit. Tervezettől eltérő üzemállapotok számításaihoz a hősémaszámító szoftverek design állapotban kiszámolt paraméterei szolgálnak alapul. Az ott meghatározott hőátadási felületek és egyéb jellemzők rögzítésre kerülnek, azok módosítására off-design állapotban már nem kerül sor. Minden a névleges értéktől való eltérés off-design állapotnak minősül, a részterhelés éppúgy, mint a túlterhelés vagy a külső környezeti körülmények tervezetthez képesti megváltozása. Mivel off-design módban a berendezések főbb paraméterei már nem módosulnak, így design módhoz képest a konvergens modell megalkotása nagyobb körültekintést igényel. Az erőművi hőséma modellek validálása a valós erőmű mérési adataihoz történik. Az ipari gyakorlat azt mutatja, hogy a számolt és mért értékek közötti 1%-os eltérés már elfogadható. A modellezés első lépésében a kereskedői adatok alapján elkészül a design állapot, ami ha a kívánt hibahatáron belül van, alapját képezi az off-design állapotok modelljének. Amennyiben a tervezettől eltérő üzemállapot szimulációjának eredményei és az erőmű üzemeltetője által szolgáltatott mérési eredmények a megengedettnél nagyobb mértékben térnek el egymástól, úgy előfordulhat, hogy módosítani kell a design állapotban létrehozott modellen. Ha a megalkotott modell mind design, mind pedig off-design állapotban a kívánt hibahatáron belül van, úgy már biztonsággal támaszkodhatunk a modellünk által számolt üzemállapotok adataira.
28
4.2.1.2 CHEMCAD szimulációs program A CHEMCAD egy kémiai tervező és folyamatmodellező szoftver, amelyben lehetőség van az anyagmérlegek, hőmérlegek, kémiai folyamatok és egyéb strukturális változók megadására, ezzel téve lehetővé az ipari gyakorlatban előforduló kémiai eljárások minél nagy pontosságú modellezését, illetve a rendelkezésre nem álló adatok meghatározását. 4.2.2
A széndioxid leválasztás hatása széntüzelésű erőműre
A széndioxid leválasztás szénbázisú villamosenergia-termelésre gyakorolt hatásának szimulációja több lépésben történt. A hatásvizsgálathoz szükség volt a korábban bemutatott, két egymástól független megoldó közötti dinamikus adatforgalom megvalósítására és a két szimulációs szoftver közötti iteratív együttműködés létrehozására. Ezek alapján a számítás lépései a következők voltak: 1. széntüzelésű erőmű termodinamikai modelljének megalkotása irodalmi adatok alapján; 2. erőművi modell futtatása adott tüzelőanyag összetételre, állandó környezeti körülmények között; 3. CO2 leválasztási rendszer modelljének méretezése az erőművi szimuláció eredményeként adódó füstgázhozamra, füstgázösszetételre a 2. pontban számított nyomáson és hőmérsékleten; 4. CO2 leválasztási rendszer futtatása az erőművi szimulációból nyert füstgázadatok alapján; 5. az 1. pontban megalkotott erőművi modell kapcsolásának és paramétereinek módosítása annak érdekében, hogy az erőmű képes legyen fedezni a CO2 leválasztási rendszer energiaigényét; 6. erőmű módosított termodinamikai modelljének szimulációja; 7. CO2 leválasztási rendszer futtatása a módosított erőművi szimulációból nyert füstgázadatok alapján; 8. erőmű termodinamikai modelljének módosítása a 7. pontban szimulált CO2 leválasztási rendszer eredményei alapján; 9. a 7-8. pontok (iteratív) ismétlése, ameddig a kiindulási adatok és számított eredmények közötti eltérés nem csökken a kívánt hibahatár alá; 10. erőmű módosított termodinamikai modelljének (design modell) rögzítése, CO2 leválasztás hatásvizsgálata névlegestől eltérő (off-design) üzemállapotokban. A következő, 4.2.3.-4.2.6. pontokban a modell használatát és a modelezési eredményeket egy feltételzett 400 MW-os blokk példáján mutatjuk be. Ezt a blokknagyság választást indokolja, hogy a tervezett Bükkábrányi Erőmű esetére szóbakerült ilyen méretű blokk létesítése is. Fontos azonban megjegyezni, hogy a blokk mérete az arányokat (közegáram arányok, teljesítményarányok stb.) továbbá az intanzív jellemzőket, mint pl. hatásfok, mindaddig nem befolyásolják, amig a reális mérettartományon belül maradünk. 4.2.3
A hagyományos felépítésű 400 MW-os erőművi blokk bemutatása
Az erőmű kazánja jellemzően kényszer keringetésű, egy dobos, membránfalas, befecskendezéses frissgőz hőmérsékletszabályozású, újrahevített gőz hőmérsékletszabályozású, léghevítős berendezés. A leválasztás komplexebb hatásvizsgálatának érdekében az amúgy széntüzelésű berendezés földgáztüzelésű kazánná is átalakítható. A kazán névleges gőzparaméterei: tömegáram: 333 kg/s (1200 t/h), nyomás a túlhevítő után: 185 bar, hőmérséklet 540 °C. Az újrahevített gőz mennyisége 314 kg/s (1130 t/h), nyomása az ÚH előtt 34.5 bar, utána 34 bar, ÚH gőz hőmérséklete 540°C, a belépő tápvíz hőmérséklete 245°C. Az újrahevítéses turbina névleges teljesítménye 420 MW, optimális teljesítménye 405 MW, túlterhelhetőségi határteljesítménye 440 MW, fordulatszáma 3000 1/min. Gőzhőmérséklet a turbina főgőzszelep előtt 540°C, a nyomás pedig 180 bar. Gőznyomás az UH előtt a turbina kilépő 29
csonkjánál 35 bar. A tápvízelőmelegítő rendszert a turbina 7 szabályozatlan megcsapolása látja el gőzzel. A kondenzátort hűtő víz névleges mennyisége 11450 kg/h, maximális mennyisége 11500 kg/h, minimális mennyisége 10000 kg/h, maximális felmelegedése 15°C. A kondenzátornyomás maximális értéke 0,5 bar. Mivel a leválasztás szempontjából fontos volt a füstgáz összetétel, ezért az erőművi blokkhoz összetett kazánmodell készült. A részletezett kazánmodell és erőművi blokk szimulációs modelljét mutatja a 4.9. ábra. 4.2.4
Szimulációs peremfeltételek
A CO2 leválasztás korábban bemutatott 400 MW-os széntüzelésű blokkra gyakorolt hatását rögzített peremfeltételek mellett vizsgáltuk, mely peremfeltételek még akkor sem kerültek módosításra, mikor az erőművet a tervezettől eltérő üzemállapotban vizsgáltuk. Ezen rögzített peremfeltételek közé tartoznak a tüzelőanyag és a tüzelés során felhasznált levegő összetétele, ill. a környezetre jellemző nyomás, hőmérséklet és páratartalom. A szimuláció elvégzése során mind a levegőt, mind pedig a füstgázt valós gázként kezeltük, az ezekkel a közegekkel lejátszódó állapotváltozásokhoz pedig a Benedict-Webb–Rubin állapotegyenletet használtuk fel. A víz és vízgőz munkaközegű anyagáramok állapotjelzői az IAPWS-IF97 víz-gőz táblázat alapján kerültek meghatározásra. A tüzelés során használt szén felső fűtőértéke (26703 kJ/kg) és összetétele (4.2. táblázat) állandónak tekinthető. Feltételeztük továbbá, hogy a szén hőmérséklete a kazánba kerüléskor 20°C. 4.2. táblázat. A tüzelés során bevitt szén összetétele Komponens
Mólszázalék [%]
C(s)
61.18
O2
8.82
N2
3.4
H2
4.7
S
1.1
hamu
8.8
nedvesség
12
Az égés során a kazánba (LUVO-ba) belépő levegő nyomását és hőmérsékletét, ill. összetételét foglalja össze a 4.3. táblázat.
30
4.3. táblázat. A levegő állapotjelzői és összetétele
Komponens
Mólszázalék [%]
O2
20.74
N2
77.3
H2O
1.01
CO2
0.03
Ar
0.92
Paraméter
Érték
Nyomás [bar]
1.0132
Hőmérséklet [°C]
15.556
Relatív páratartalom [%]
60
Fajlagos entalpia [kJ/kg]
0.8334
Móltömeg [kmol/kg]
28.8544
Az irodalmi adatok alapján elkészített széntüzelésű, CCS rendszer nélküli erőmű szimulációs eredményeit foglalja össze a 4.4. táblázat.
31
4.9. ábra. A 400 MW-os gőzkörfolyamat egyszerűsített hőkapcsolása SZF: gőzturbina szabályozó fokozata; NNYT: nagynyomású turbinarész; KNYT: középnyomású turbinarész; KINYT: kisnyomású turbinarész; KN: kondenzátor; CSSZ: csapadékszivattyú; E1..E3: kisnyomású tápvízelőmelegítők; GTT: gáztalanítós táptartály; FTSZ: főtápszivattyú; E5..E7: nagynyomású tápvízelőmelegítők; LUVO: levegő-előmelegítő; ECON: vízhevítő; TH: túlhevítő; UH: újrahevítő; CSZ: cirkulációs szivattyú; THGB: túlhevítő gőzbefecskendezés; UHGB: újrahevítő gőzbefecskendezés; KZ: kazán. 32
4.4. táblázat. A 400 MW-os széntüzelésű blokk anyagáramai névleges üzemállapotban tömegáram
nyomás
hőmérséklet
entalpia
[kg/sec]
[bar]
[°C]
[kJ/kg]
LUVO
359.7743
1.0135
15
-0.8334
KN
KN
11444.7693
1.0342
26.6746
111.9336
KN
KN
11444.7693
1.0342
15.56
65.4267
KZ
TH
395.4608
1.0124
973.34
1120.7806
DOB
TH
333.16
188.2384
360.697
2473.7562
KZ
DOB
2203.0457
207.0622
368.6481
1967.678
KZ
SZF
333.1598
182.6289
540.0001
3386.531
NNYT
SP3
333.1598
35
301.8488
2983.3068
KZ
KNYT
313.477
33.957
540.0001
3543.2144
KNYT
SP2
285.5621
7
322.6082
3106.8156
E7
ECON
333.1603
188.2384
242.4033
1051.0055
SP1
KZ
359.7743
1.0135
224.2964
212.7552
SP1
KZ
0
1.0135
224.2964
212.7552
KN
TSZ
237.7949
0.1379
52.2375
218.6904
TH
UH
395.4608
1.0124
581.9885
631.5855
TSZ
E1
237.7949
10
52.3736
220.1044
E1
M1
237.7949
9.8
80.4083
337.4032
E2
E3
277.4884
9.604
114.574
481.3145
E3
GTT
277.4884
9.4119
140.8856
593.3713
E5
E6
333.1603
196
188.0537
807.9129
E5
GTT
47.5983
11.76
167.1317
706.9014
E6
E5
34.4998
21.56
193.0538
821.5647
E3
E2
12.526
3.92
119.574
502.1118
E2
E1
27.5412
1.96
86.1465
360.8702
GTT
FTSZ
333.1603
6
158.8324
670.5012
UH
ECON
395.4608
1.0124
356.002
367.8326
FTSZ
SP4
333.1603
200
162.1317
696.2688
E1
CSSZ
39.6935
0.588
85.4083
357.6617
KINYT
KN
237.7949
0.1379
52.2375
2457.0082
KINYT
E2
15.0152
2
187.406
2845.3782
KINYT
E1
12.1522
0.6
85.9258
2645.6899
KINYT
E3
12.526
4
259.7134
2984.4996
SP2
KINYT
277.4884
7
322.6082
3106.8156
SP2
GTT
8.0737
7
322.6082
3106.8156
Honnan
Hova
GO
33
SP3
UH
313.4764
35
301.8488
2983.3068
SP3
E7
19.6834
35
301.8488
2983.3068
LUVO
SP1
359.7743
1.0135
224.2964
212.7552
KNYT
E6
14.8164
22
477.392
3415.8801
MU1
KN
0
1.0342
15.56
65.4267
M1
E2
277.4884
9.8
81.1465
340.4994
CSSZ
M1
39.6935
10
85.5628
359.0482
SZF
NNYT
333.1598
180
538.9619
3386.531
THGB
KZ
333.16
184.4736
440.0001
3054.4313
UHGB
KZ
313.4763
34.3
440.0001
3316.0402
SP4
E5
333.1603
200
162.1317
696.2688
SP4
UHGB
0
200
162.1317
696.2688
SP4
THGB
0
200
162.1317
696.2688
ECON
LUVO
395.4608
1.0124
275.6138
277.8306
E6
E7
333.1603
192.08
217.2145
936.4433
E7
E6
19.6834
34.3
241.4033
1044.2275
KNYT
E5
13.0984
12
392.2453
3244.5841
CSZ
KZ
2203.0457
207.0622
363.5334
1772.9027
TH
THGB
333.16
184.4736
440.0001
3054.4313
UH
UHGB
313.4764
34.3
440.0001
3316.0402
ECON
DOB
333.1603
188.2384
265
1157.8378
DOB
CSZ
2203.0457
188.2384
360.697
1768.6756
LUVO
Fustgaz
395.4608
1.0124
95.8821
83.516
NNYT
NNYT
333.1598
35
301.8488
2983.3068
KNYT
KNYT
285.5621
7
322.6082
3106.8156
KINYT
KINYT
237.7949
0.1379
52.2375
2447.0082
TSZ
TSZ
237.7949
0.1379
52.2375
218.6904
FTSZ
FTSZ
333.1603
6
158.8324
670.5012
CSSZ
CSSZ
39.6935
0.588
85.4083
357.6617
CSZ
CSZ
2203.0457
188.2384
360.697
1768.6756
A névleges üzemállapotban 403.4397 MW teljesítményű és 40.344% összhatásfokú rendszer füstgázának kilépő adatait és összetételét foglalja össze a 4.5. táblázat.
34
4.5. táblázat. Füstgáz jellemzői és összetétele
4.2.5
Komponens
Mólszázalék [%]
O2
1.76
N2
72.57
H2O
9.79
CO
0
CO2
14.91
CH4
0
Paraméter
Érték
Tömegáram [kg/sec]
395.46
Nyomás [bar]
1.0124
Hőmérséklet [°C]
95.88
Fajlagos entalpia [kJ/kg]
83.52
H2
0
Móltömeg [kmol/kg]
29.63
Ar
0.86
H2S
0
SO2
0.1
CO2 leválasztási rendszer méretezése az erőmű füstgázára
A füstgázt a CO2 leválasztása előtt még - meg kell tisztítani, azaz SOx-, NOx- és pernye-tartalmának zömét el kell távolítani egy füstgáz kénmentesítő (FDG), denitrifikáló (DeNOx), illetve elektrosztatikus porleválasztó (ESP) egységben. Ezek a szennyezők korróziót okoznának (pl. SO2), a bázikus mosófolyadékkal reagálnának hőálló sókat képezve (pl. SO2, NO2), bomlástermékeket okoznának (pl. NO), illetve a zárt abszorber-deszorber rendszerben eltömődési veszélyt okoznának (pernye). Megjegyzendő, hogy a NO2 jelentős része az FGD egységben elnyelődik, így külön DeNOx egységre általában nincs szükség. - le kell hűteni, hogy az abszorpció megfelelő hőmérséklettartományban történjen. A CO2 abszorpciója exoterm folyamat, ami az oszlopban (3) a fázisok hőmérsékletének emelkedését okozza. Ez az abszorpció szempontjából káros, csökkenti a hajtóerőt és az oldószer abszorpciós kapacitását. Ugyanakkor – az egyensúlyi viszonyok szempontjából káros – magasabb hőmérséklet kedvező a reakció kinetikája szempontjából (a reakció gyorsabb lesz), és az anyagátadás is javul (nagyobb diffúziós koefficiensek, kisebb viszkozitás). A fentiek alapján van egy optimális hőmérséklettartomány, ami vizes MEA oldatokkal való abszorpció esetén 40 és 60 C° között van (Aroonwilas et al., 2001). - vízgőzzel telíteni kell, hogy az abszorberben a mosófolyadék ne párologjon el. Az ausztráliai Tarong CO2 elnyelető kísérleti üzemben, amely egy közeli feketeszén tüzelésű erőmű füstgázának egy részét kezeli, nincs sem FDG, sem DeNOx egység, hanem egy előkezelő oszlop található, ahol a meleg füstgázt híg lúggal mossák, melynek révén a füstgáz lehűl, SOx-, NOx- és pernyetartalma lecsökken (Cousins et al., 2011). Az előkezelő oszlopról semmilyen adatot nem közölnek. Annak modellezéséről csak annyit írnak, hogy a cirkuláltatott hűtővízáramot addig változtatták, míg az előkezelőből kilépő gáz hőmérséklete 45°C-ra csökken. E fejezetben előbb a CO2 leválasztó rendszer felépítését és működési elvét, majd ezután annak számítógépi szimulációját, végül pedig a fontosabb egységek méretezését mutatjuk be. A leválasztás módszere reaktív abszorpció, vizes monoetanolamin (MEA) oldattal. 35
4.2.5.1 A CO2 leválasztó rendszer felépítése és működési elve A CO2 leválasztó rendszer sémáját a 4.10. ábra mutatja.
4.10. ábra. CO2 leválasztó rendszer általános sémája Előzetes tisztítással a füstgáz SOx-, NOx- és pernye-tartalmának zömét eltávolítják (0. egység). Ezután a füstgázt lehűtik (1. egység). A hűtőből kilépő atmoszférikus nyomású gázt olyan mértékben komprimálják (2. egység), hogy annak nyomása – az atmoszférikus nyomáson üzemelő – abszorber nyomásesését fedezze. Az abszorberben (3. egység) a CO2 nagy részét (pl. 85%-át) elnyeletik. Az abszorbens folyadék (híg szolvens) MEA vizes oldata (max. 30%-os). Az abszorber mosószakaszt is tartalmaz, mellyel a fejgáz által elvitt MEA mennyiségét (abszorbensveszteséget) csökkentik. A mosás vízzel történik. A mosófolyadékot a mosószakasz aljáról (esetleg a sztripper fejéről) veszik el. (A kilépő mosófolyadékot hűtés után az abszorber mosószakaszának tetejére visszavezethetik.) Az abszorber aljából távozó folyadék (dús szolvens) nyomását szivattyúval (4. egység) megnövelik. Ezt követően a dús/híg kereszthőcserélőben (5. egység) a dús szolvenst előmelegítik a sztripper fenekéről érkező híg (szegény) szolvenssel. A sztripperben (regenerátor, 6. egység), mely parciális kondenzátorral van ellátva, a dús szolvensből a CO2-t kiforralják. Az ehhez szükséges hőt parciális visszaforralóban közlik. Bár a deszorpció szempontjából általában a nyomás növelése nem előnyös, a hatékony kiforraláshoz szükséges elég magas (120°C körüli) hőmérséklet csak az atmoszférikusnál nagyobb nyomáson biztosítható a visszaforralóban. A sztripper aljáról kilépő, csökkentett CO2 tartalmú folyadék (híg szolvens) nyomását szivattyúval (7. egység) megnövelik. Ezután a híg szolvens előbb a kereszthőcserélőben hűl le (előmelegítve a dús szolvenst), majd az utóhűtőben (8. egység) hűl tovább. 4.2.5.2 A CO2 leválasztó rendszer közelítő szimulációja A fent ismertetett rendszer szimulációját a CHEMCAD 6.4 professzionális folyamat szimulátorral (Chemstations, 2011) két lépcsőben végeztük el, 400 MW teljesítményű széntüzelésű erőmű füstgázának kezelése esetére. A fázisegyensúlyi és entalpia-számításokra az AMIN modellt alkalmaztuk. Először egy közelítő megoldás gyors elérése érdekében - a recirkulációs hurkokat (híg szolvens, mosóvíz) felnyitottuk;
36
- az abszorbens folyadék mennyiségét az előírt CO2 leválasztási hatásfokra egy szabályozó segítségével állítottuk be. Az oszlopok szimulációját az elméleti tányér modell alapján, SCDS modullal végezzük. A szivattyúkra és a kompresszorokra 75% hatásfokot, a hőcserélőkben az összes folyadékáramra 0,1 bar nyomásesést tételeztünk fel. A számítást a füstgáz hűtésével kezdjük. A CO2 leválasztó rendszer ily módon egyszerűsített, nyílt láncú CHEMCAD modelljét a 4.11. ábra mutatja.
4.11. ábra. A CO2 leválasztó rendszer nyílt láncú CHEMCAD modellje Mint a 4.11. ábrán látható, a rendszer vizsgálatát a szokásos módon (Cousins et al. 2011, Mangalapally és Hasse, 2011) a füstgáz hűtésénél kezdtük a. A füstgáz hűtése A füstgáz előkezelés utáni SO2 tartalmát elhanyagoljuk. A hűtőből, amelyet egy flashing egységgel (FLAS modul, 1) modellezünk, a kilépő gáz hőmérsékletét 40°C-nak írjuk elő. E hőmérsékleten a füstgázban lévő víz egy része leválik, és kilépő gáz vízgőzzel telített. A számított hűtőteljesítmény 37,04 MW. A leválasztott víz tömegárama: 6,42 kg/s. b. A füstgáz kompressziója Az abszorber nyomásesését 0,087 bar értékűnek, a kompresszor (COMP modul, 2) működését adiabatikusnak tételezzük fel. A számított teljesítményigény 1,7 MW, a füstgáz kilépő hőmérséklete 48,1°C. c. Az abszorpció modellezése Az abszorberben (SCDS modul, 3), melynek elméleti tányérszáma 15 a mosószakasszal (2 tányér) együtt, a CO2 85%-át 30 s% MEA-t tartalmazó vizes oldatban elnyeletjük. Az abszorbensfolyadék (híg szolvens) 50°C-os, és 4 s% CO2-t is tartalmaz. Mennyiségét egy szabályozó (CONT modul, 9) módosítja úgy, hogy az abszorber fejtermékében távozó CO2 árama 37
a füstgázban belépőnek 15%-a (0,1494 kmol/s=6,574 kg/s) legyen. A fejnyomás 1,013 bar, a fenéknyomás 1,1 bar. A mosás 33,45 kg/s (120,4 m3/h) 45°C-os vízzel történik. A mosószakasz aljáról a mosófolyadék teljes mennyiségét elvesszük. A számított eredmények a következők. A híg szolvens árama 518,72 kg/s (1871 m3/h). A be- és kilépő áramok paramétereit a 4.6. táblázat mutatja. 4.6. táblázat. Az abszorber be- és kilépő áramainak adatai Mennyiség
Füstgáz be
Füstgáz ki
Híg szolvens
Dús szolvens
Mosóvíz be
Mosóvíz ki
Tömegáram
kg/s
389.02
370.24
1037.45
1056.24
66.90
66.90
Hőmérséklet
°C
48.13
67.84
50.00
50.18
45.00
68.63
Nyomás
bar
1.1
1.0124
3.8
1.1
1.38
1.0187
Víz
kg/s
17.15
72.88
684.71
629.61
66.90
66.30
CO2
kg/s
87.70
13.17
41.50
115.82
0.00
0.20
MEA
kg/s
0.00
0.00
311.23
310.80
0.00
0.43
Nitrogén
kg/s
272.07
272.07
0.00
0.01
0.00
0.00
Oxigén
kg/s
7.53
7.53
0.00
0.00
0.00
0.00
Argon
kg/s
4.59
4.59
0.00
0.00
0.00
0.00
d. A dús szolvens kezelése az abszorber és a sztripper között Az abszorber fenekéről távozó dús szolvens áram nyomását 2,5 barral növeljük szivattyúval (PUMP modul, 4), ennek számított teljesítményigénye 0,4 MW. Ezt követően a dús/híg kereszthőcserélőben (HTXR egység, 5) a dús szolvenst 105°C-ra előmelegítjük a sztripperből érkező híg szolvenssel. A számított hőáram 219,6 MW. e. A deszorpció modellezése A sztripperben (SCDS modul, 6), mely el van látva parciális kondenzátorral, a dús szolvensből a CO2-t kiforralják. Az ehhez szükséges hőt parciális visszaforralóban közlik. Az oszlop elméleti tányérszáma 12 (az 1. tányér a parciális kondenzátor, a 12. a parciális visszaforraló). A fejnyomás 2,0, a fenéknyomás 2,1 bar. A szimuláció során a két hőcserélő miatti két szabadsági fok terhére rögzítettük a fenéktermékben a CO2 móláramát (0,943 kmol/s) figyelembe véve, hogy a fejtermékben a nyers füstgáz CO2-tartalmának 85 %-ának kell távoznia, valamint a refluxarányt 0,62 mol/mol értékre. A be- és kilépő áramok számított paramétereit a 4.7. táblázat mutatja. A kondenzátorban elvonandó hőáram 53,2 MW, a visszaforralóban közlendő 250,3 MW, fajlagos értéke 3,36 MW/kg CO2. Megjegyzendő még, hogy a refluxarány vagy a fejtermék mólárama helyett annak hőmérséklete is rögzíthető. 25°C-os hőmérséklethez 98,3, 30°C-os esetén 97,86 mol % lenne a fejtermék CO2 tartalma.
38
4.7. táblázat. A sztripper be- és kilépő áramainak adatai Mennyiség
Dús szolvens
CO2 gáz
Híg szolvens
Tömegáram
kg/s
1056.24
81.15
975.09
Hőmérséklet
°C
105.00
73.88
124.85
Nyomás
bar
2.02
2
2.1
víz
kg/s
629.61
6.82
622.79
CO2
kg/s
115.82
74.32
41.50
MEA
kg/s
310.80
0.00
310.80
Nitrogén
kg/s
0.01
0.01
0.00
Oxigén
kg/s
0.00
0.00
0.00
Argon
kg/s
0.00
0.00
0.00
f. A híg szolvens kezelése a sztripper és az abszorber között A sztripper aljáról kilépő dús szolvens nyomását szivattyúval (PUMP modul, 7) 1,8 barral növeljük, ennek számított teljesítményigénye 0,26 MW. Ezután a híg szolvens a kereszthőcserélőben 126,3°C-ról 63,4°C-ra hűl le (az átlagos logaritmikus hőmérsékletkülönbség 16,3°C). Így azt még egy utóhűtőben (HTXR modul, 8) 50°Cra tovább kell hűteni; ehhez 46,7 MW hőt kell elvonni. g. A nyílt láncú számítás eredményeinek értékelése A visszavezetendő híg szolvens feltételezett és számított komponensáramait (4.8. táblázat) összehasonlítva megállapíthatjuk, hogy jelentősebb eltérés csak a víz esetében van. A számított tömegáram 62.4 kg/s-mal kisebb, mint a feltételezett; közel annyival, amennyit a füstgáz az abszorberben felvesz. 4.8. táblázat. A visszavezetendő híg szolvens feltételezett és számított komponensáramai Mennyiség
Feltételezett
Számított
Eltérés
Tömegáram kg/s
1037.45
975.09
62.4
Hőmérséklet
°C
50.00
50.00
0.0
Nyomás
bar
3.8
3.8
0.0
Víz
kg/s
684.71
622.79
61.9
CO2
kg/s
41.50
41.50
0.0
MEA
kg/s
311.23
310.80
0.4
Nitrogén
kg/s
0.00
0.00
0.0
Oxigén
kg/s
0.00
0.00
0.0
Argon
kg/s
0.00
0.00
0.0
39
4.2.5.3 A CO2 leválasztó rendszer pontosított szimulációja A pontosított szimuláció elvégzésekor − − − −
A számítást már zárt láncra – híg szolvens betáplálását módosító szabályozót kiiktatva – végezzük. A mosóvíz cirkuláltatását is figyelembe vesszük, és kiszámítjuk visszahűtésének hőigényét is. A füstgáz által felvett víz pótlásáról is gondoskodunk. Mivel az előzetes méretezési számítások alapján az abszorber átmérője túl nagynak (D>14 m) adódott, a füstgáz áramát kettéosztva, két párhuzamosan működő abszorbert alkalmaztunk.
A CO2 leválasztó rendszer zárt láncú CHEMCAD modelljét a 4.12 ábra mutatja.
4.12. ábra. A CO2 leválasztó rendszer pontosított, zárt láncú CHEMCAD modellje a. A füstgáz hűtése és kompressziója A változások ezen egységek működését nem érintik. b. A füstgáz kompressziója és két részre bontása A kompresszorból kilépő füstgázt két egyenlő részre osztjuk (DIVI modul) az abszorpció előtt. c. Az abszorpció modellezése Az abszorberekben a korábbiakhoz képest a következők a változások: −
Fele annyi a belépő füstgáz mennyisége. 40
− −
Közel fele annyi a híg szolvens mennyisége is, de annak összetétele iterációs változó. A bevezetett mosófolyadék (mosóvíz) két részből áll, egyrészt a szivattyúval (PUMP modul, 10) cirkuláltatott, lehűtött (HTXR modul, 11) mosófolyadékból, melynek összetétele iterációs változó, másrészt már tartalmazza - az egy oszlopra jutóvízpótlást is, melyet betáplálás előtt hozzá kevernek (MIXE modul, 12) a lehűtött mosóvízhez.
Az abszorberek be- és kilépő áramainak számított adatait a 4.9. táblázat mutatja. 4.9. táblázat. Az abszorberek be- és kilépő áramainak adatai (egy oszlopra) Mennyiség
Füstgáz be
Füstgáz ki
Híg szolvens
Dús szolvens
Mosóvíz be
Mosóvíz ki
Tömegáram kg/s
194.52
183.38
491.16
529.30
62.00
35.00
Hőmérséklet
°C
48.13
67.12
50.00
50.27
31.90
68.96
Nyomás
bar
1.1
1.0124
2.1
1.1
1.37
1.0187
Víz
kg/s
8.57
34.77
313.50
314.32
61.61
34.61
CO2
kg/s
43.85
6.51
21.00
58.33
0.12
0.12
MEA
kg/s
0.00
0.00
156.66
156.65
0.27
0.27
Nitrogén
kg/s
136.04
136.03
0.00
0.00
0.00
0.00
Oxigén
kg/s
3.76
3.76
0.00
0.00
0.00
0.00
Argon
kg/s
2.30
2.30
0.00
0.00
0.00
0.00
d. A dús szolvens kezelése az abszorberek és a sztripper között A másik abszorber fenéktermékének át kell adni a szimulált oszlop fenéktermékének (dús szolvens) adatait (SREF modul, 13), majd a két egyforma áramot egyesíteni kell (MIXE modul, 14). A szivattyú és a kereszthőcserélő specifikációjában változás nem történik. A számított végeredmények a következők. A szivattyú teljesítményigénye ismét 0,4 MW. A dús/híg kereszthőcserélőben átadott hőáram ismét 218,9 MW, az átlagos logaritmikus hőmérsékletkülönbség 16,2°C, alig változott. e. A deszorpció modellezése A sztripper specifikációját a korábbiakhoz képest annyiban változtattuk meg, hogy a híg szolvens móláramát (40,889 kmol/s) rögzítettük a CO2 komponensárama helyett. Emellett a refluxarány helyett a kondenzátor hőmérsékletét (46°C) írtuk elő. A be- és kilépő áramok számított paramétereit a 4.10. táblázat mutatja. A kondenzátorban elvonandó hőáram 58,0 MW, a visszaforralóban közlendő hő 256,82 MW, fajlagos értéke 3,45 MW/kg CO2. f.
A híg szolvens kezelése a sztripper és az abszorberek között
A szivattyúra a korábbinál lényegesen kisebb 0,5 bar nyomásnövelést írtunk elő. Így teljesítményigénye természetesen csökkent (0,073 MW-ra). A kereszthőcserélő és utóhűtő specifikációja nem változott. A számított végeredmények a következők. A híg szolvens a kereszthőcserélőben 63,4°C-ra hűl le. Az utóhűtőben elvonandó hőáram 46,9 MW. 41
Az utóhűtő után a híg szolvenst két egyenlő részre osztjuk (DIVI modul, 15), majd az abszorberekbe visszavezetjük. 4.10. táblázat. A sztripper be- és kilépő áramainak adatai Mennyiség
Dús szolvens
CO2 gáz
Híg szolvens
Tömegáram kg/s
1058.61
76.27
982.34
Hőmérséklet
°C
105.00
46.00
124.84
Nyomás
bar
3.5
2
2.1
víz
kg/s
628.63
1.62
627.01
CO2
kg/s
116.66
74.63
42.02
MEA
kg/s
313.31
0.00
313.31
Nitrogén
kg/s
0.01
0.01
0.00
Oxigén
kg/s
0.00
0.00
0.00
Argon
kg/s
0.00
0.00
0.00
4.2.5.4 A kolonnák fő méreteinek meghatározása Az abszorber és a sztripper esetén egyaránt a szakirodalom által ajánlott Sulzer Mellapak 2X rendezett töltettel számoltunk. Ez a katalógus alapján egy nagy mérettartományban (0.2 - 14 m átmérőig) elérhető kis nyomásesésű rendezett töltet. Az elméleti tányérszám és a rendezett töltet szükséges magassága között a HETP [m] teremt kapcsolatot. Ez megadja, hogy mekkora töltet magasság felel meg egy elméleti tányérnak. A HETP értékét, valamint a méterenkénti nyomásesést az oszlop gőzterhelését jellemző F-faktor függvényében adják meg (4.13. ábra):
F v 0.5 ahol: F: v: :
- F-faktor [Pa0.5] - a gázsebesség az üres toronyban [m/s] - a gáz sűrűsége [kg/m3]
42
4.13. ábra. HETP és nyomásesés az F-faktor függvényében Látható, hogy a HETP 3,0 F-faktor értékig közel állandó. A nyomásesés eddig az F-faktor értékig négyzetesen, majd gyorsuló ütemben nő. A méretezés első lépéseként felvett F-faktor értékekkel (az abszorberre 2,5, a sztripperre 1,3) számoltuk a szükséges torony átmérőket és töltetmagasságokat (4.11. táblázat, ill. 4.12. táblázat). Ezután két abszorbert alkalmazva és az átmérőket kerekítve módosítottuk a méreteket, és ezekkel számolva kaptuk meg a végleges méreteket (4.13. táblázat).
43
4.11. táblázat. Az abszorberek méretezése Abszorber méretezése felvett F-faktorral Elméleti tányérszám
A két abszorber ellenőrzése felvett méretekkel
15
-
Elméleti tányérszám
15
-
Sulzer Mellapak 2X
-
Töltettípus
Sulzer Mellapak 2X
-
Gázáram
435.5
m /s
3
Gázáram
217.8
m /s
Gázsűrűség
0.95
kg/m
Gázsűrűség
0.95
kg/m
F-faktor
2.5
-
Töltetmagasság
10
m
Gázsebesség
2.56
m/s
Átmérő
10
m
10
mbar
Keresztmetszet
78.54
m
Keresztmetszet
169.79
m
Gázsebesség
2.77
m/s
Átmérő
14.70
m
F-faktor
2.70
-
HETP
0.66
m
Össz. nyomásesés
10.5
mbar
Töltetmagasság
9.9
m
HETP
0.66
m
Töltettípus
Össz. nyomásesés
2
3
3
3
2
4.12. táblázat. A sztripper méretezése Sztripper méretezése felvett F-faktorral Elméleti tányérszám Töltettípus
Sztripper ellenőrzése felvett méretekkel
10
-
Elméleti tányérszám
Sulzer Mellapak 2X
-
Töltettípus
10
-
Sulzer Mellapak 2X
-
Gázáram
88.71
m3/s
Gázáram
88.71
m3/s
Gázsűrűség
1.28
kg/m3
Gázsűrűség
1.28
kg/m3
F-faktor
1.25
-
Töltetmagasság
8
m
Gázsebesség
1.10
m/s
Átmérő
10
m
7
mbar
Keresztmetszet
78.54
m2
Össz. nyomásesés Keresztmetszet
80.29
m2
Gázsebesség
1.13
m/s
Átmérő
10.11
m
F-faktor
1.28
-
HETP
0.66
m
Össz. nyomásesés
Töltetmagasság
6.6
m
HETP
44
8 0.66
mbar m
4.13. táblázat. A kolonnák fő méretei
4.2.6
Abszorber
Sztripper
Darab
2
1
-
Átmérő
10
10
m
Töltet magassága
10
8
m
CO2 leválasztási rendszerrel ellátott erőművi blokk szimulációja
A CO2 leválasztási rendszer installálásához az erőműben olyan átalakítások szükségesek, amelyek fedezik a leválasztó energiaigényét. A CO2 leválasztási rendszer méretezésekor kiderült, hogy 85%-os leválasztási fok mellett (74.63 kg/s CO2) a rendszer hőigénye megközelíti a 3,5 GJ/tCO2-t, amely hőt legalább 125°C-on kell szolgáltatni, míg a kompresszorok és szivattyúk együttes nettó energiaigénye nem éri el a 3 MW-ot. Mivel feltételezhető, hogy egy leválasztási rendszer kialakításánál a rendszer az erőmű területén, de a forgóberendezésektől (turbinák) távol kerülne telepítésre, így számításaink során azzal a feltételezéssel éltünk, hogy az erőmű a deszorber (sztripper) hőigényén túl nem tengelyteljesítményt, hanem villamosenergia-igényt (4 MW) fedez. A 2 bar nyomású, legalább 125°C-os hő kiadására több helyen is lehetőség van az erőműben. Ebben az esettanulmányban négy lehetséges alternatívát vizsgáltunk meg. Ezek a megcsapolási lehetőségek rendre: középnyomású turbina legkisebb nyomású megcsapolása (CCS_A), közép- és kisnyomású turbina közötti szabályozott elvétel (CCS_B), gáztalanítós táptartály alatti tápvíz elvétel (CCS_C) ill. kisnyomású turbina (CCS_D) legmagasabb nyomású megcsapolása (lásd 4.14. ábra). Amennyiben feltételezzük, hogy a deszorber hőigénye 10°C-os hőfokréssel elégíthető ki, egyéb veszteségektől (áramlási veszteség, hőveszteség, anyagáram veszteség) pedig eltekintünk, úgy megállapítható, hogy az elvont hő minden esetben 130°C-os tápvízként vezethető vissza a körfolyamatba. Az elvont hő a rendszer tápvízáramába való visszavezetésére egy tápszivattyú segítségével (CCSSZ) (CCSRE) az E2 és E3 jelű tápvízelőmelegítők között (104.38°C; 9.8 bar) került sor. A szimulációs eredmények azt mutatták, hogy sem a CCS_C-, sem pedig a CCS_D jelű megcsapolásnál nincs lehetőség ilyen nagy hőigény (névleges üzemállapotban közel 0.2 GW) fedezésére. CCS_D esetén az eredetileg 4 bar névleges nyomású gőzáram a Stodola-gőzkúp alapján majdnem a felére esett vissza, így a 2.44 bar nyomáshoz tartozó 126.6°C-os telítési hőmérséklet már nem bizonyult elégségesnek a deszorber hőigényének fedezésére. A CCS_C megcsapolásnál ugyan nem alakult ki jelentős nyomásesés, de a közeg alacsony fajlagos entalpiaértéke (697 kJ/kg) olyan magas (1329.17 kg/sec) tömegáramot igényelt volna, ami már meghaladja a nagy- és középnyomású turbina gőznyelését. Mind a CCS_A mind pedig a CCS_B megcsapolások alkalmasak a sztripper hőigényének fedezésére, de mivel a CCS_A változat kiadott nettó villamos teljesítménye közel 12 MW-tal, hatásfoka pedig 1.193%-kal volt alacsonyabb a CCS_B változatnál, így végső megoldásként a CCS_B került értékelésre. A kazánban állandó, a névlegesnek megfelelő hőteljesítmény mellett (1000 MW), az erőműbe CO2 leválasztási rendszert beépítve (CCS_B változat) megállapítást nyert, hogy a névlegessel megegyező üzemállapotban a hálózatra kiadható villamos teljesítmény közel 10%-kal csökkent (363.8 MW) míg az erőmű hatásfoka 40.344 %-ról 36.4 %-ra mérséklődött. A számítások során a leválasztott CO2 gáz tárolásához szükséges kompresszió nem lett figyelembe véve. Az irodalmi adatok alapján elkészített széntüzelésű, CO2 leválasztási rendszerrel ellátott erőmű szimulációjának eredményeit foglalja össze a 4.14 táblázat.
45
4.14. táblázat. A CO2 leválasztóval ellátott széntüzelésű blokk anyagáramai névleges üzemállapotban tömegáram
nyomás
hőmérséklet
entalpia
[kg/sec]
[bar]
[°C]
[kJ/kg]
LUVO
359.7743
1.0135
15
-0.8334
KN
KN
7917.752
1.0342
26.671
111.9185
KN
KN
7917.752
1.0342
15.56
65.4267
SP5
E3
8.4233
2.6474
217.2174
2902.698
KZ
TH
395.4608
1.0124
973.3
1120.729
DOB
TH
332.9336
188.3874
360.7626
2473.062
KZ
DOB
2202.861
207.2259
368.7143
1968.355
KZ
SZF
332.9342
182.7917
539.9979
3386.338
NNYT
SP3
332.9342
34.8396
301.3007
2982.366
KZ
KNYT
312.5874
33.7995
540.3905
3544.252
KNYT
SP2
280.5931
4.6314
276.1722
3016.431
E7
ECON
332.9329
188.3874
242.0836
1049.527
SP1
KZ
359.7743
1.0135
224.0571
212.5039
KN
TSZ
165.1836
0.1069
47.1154
197.2785
TH
UH
395.4608
1.0124
582.0144
631.6167
TSZ
E1
165.1836
10
47.2482
198.6929
E1
M1
165.1836
9.896
73.2103
307.244
E2
M2
191.0439
9.7971
104.3806
438.2341
E3
GTT
270.8661
9.6192
126.8814
533.571
E5
E6
332.9329
196.0968
184.6518
793.1188
E5
GTT
52.3396
10.8943
159.0291
671.6408
E6
E5
36.1387
21.2114
190.3705
809.6083
E3
E2
8.4233
2.5938
111.1399
466.2706
E2
E1
17.9777
1.3049
76.0225
318.3339
GTT
SP6
332.9329
4.6314
148.9729
627.8177
UH
ECON
395.4608
1.0124
355.6857
367.4745
FTSZ
SP4
332.9329
200
152.1095
653.4975
E1
CSSZ
25.8603
0.4016
75.952
317.9658
KINYT
KN
165.1836
0.1069
47.1154
2425.782
KINYT
E2
9.5544
1.3289
150.0593
2774.286
KINYT
E1
7.8827
0.4093
76.4108
2591.841
KINYT
SP5
8.4233
2.6474
217.2174
2902.698
SP2
KINYT
191.0438
4.6314
276.1722
3016.431
SP2
SP7
89.5494
4.6314
276.1722
3016.431
SP3
UH
312.5889
34.8396
301.3007
2982.366
SP3
E7
20.3453
34.8396
301.3007
2982.366
LUVO
SP1
359.7743
1.0135
224.0571
212.5039
KNYT
E6
15.7934
21.7126
477.207
3415.815
Honnan
Hova
LEVEGO
46
M1
E2
191.0439
9.896
73.6021
308.8849
CSSZ
M1
25.8603
10
76.1019
319.3664
SZF
NNYT
332.9342
179.8675
538.8429
3386.338
THGB
KZ
332.9344
184.6342
439.9905
3054.049
UHGB
KZ
312.589
34.1409
440.11
3316.518
SP4
E5
332.9329
200
152.1095
653.4975
ECON
LUVO
395.4608
1.0124
275.3148
277.4871
E6
E7
332.9329
192.2123
215.9944
930.9868
E7
E6
20.3453
34.0929
241.057
1042.572
KNYT
SP8
16.2009
11.2688
386.3116
3233.123
CSZ
KZ
2202.861
207.2261
363.6074
1773.595
M2
E3
270.8661
9.7971
109.014
457.8033
CCSSZ
M2
79.8222
9.7971
120.0722
504.64
CCSRE
CCSSZ
79.8222
4.1682
120
503.9379
SP6
FTSZ
332.9329
4.6314
148.9729
627.8177
TH
THGB
332.9336
184.6344
439.9908
3054.05
SP7
GTT
9.7272
4.6314
276.1722
3016.431
SP7
CCS_B
79.8222
4.6314
276.1722
3016.431
SP8
E5
16.2009
11.2688
386.3116
3233.123
UH
UHGB
312.5889
34.1409
440.1102
3316.518
ECON
DOB
332.9329
188.3874
264.7056
1156.415
DOB
CSZ
2202.861
188.3874
360.7626
1769.361
LUVO
Fustgaz
395.4608
1.0124
95.7731
83.4014
NNYT
NNYT
332.9342
34.8396
301.3007
2982.366
KNYT
KNYT
280.5931
4.6314
276.1722
3016.431
KINYT
KINYT
165.1836
0.1069
47.1154
2415.782
TSZ
TSZ
165.1836
0.1069
47.1154
197.2785
FTSZ
FTSZ
332.9329
4.6314
148.9729
627.8177
CSSZ
CSSZ
25.8603
0.4016
75.952
317.9658
CSZ
CSZ
2202.861
188.3874
360.7626
1769.361
CCSSZ
CCSSZ
79.8222
4.1682
120
503.9379
47
4.14. ábra. Megcsapolási lehetőségek a deszorber hőigényének fedezésére
48
4.3 Tüzelés előtti leválasztás: a szénelgázosítós kombinált ciklusú erőművek Gáznemű tüzelőanyagok eltüzelésekor ismert, hogy a piacon elérhető megoldások közül a legjobb hatásfokot a kombinált gáz/gőzerőművek kínálják. Földgázhoz természetes választás az alkalmazása. A tüzelőanyag árának emelkedésével, ellátás-biztonsági problémáinak jelentőssé válásával felmerült a gondolat, hogy a kellően magas hatásfokkal üzemelő kombinált ciklusú blokkokat alkalmazni lehetne szilárd tüzelőanyag eltüzelésére is - annak elgázosítása után -, a jövedelmezőség elfogadható szintű romlása mellett. Így egy viszonylag jó hatásfokú, tüzelőanyagára nézve rugalmas erőműtípus nyerhető, amelyet a nemzetközi szakirodalomban Integrated Gasification Combined Cycle (IGCC) néven emlegetnek. A szén- dioxidot ezekben az erőművekben egyszerűbben, a tüzelőanyag elégetése előtt lehetne leválasztani; egy lehetséges utat teremtve a világ szénvagyonának klímabarát hasznosításához. Az IGCC fontosságát az is mutatja, hogy sok energetikai vállalat fektet be a fejlesztésébe, és állami programok is támogatják (Siemens, GE-Power, Futuregen project, COORETEC stb.) (COORETEC Research Reports, 2008), noha ezek többsége a gazdasági válság hatására lelassult vagy le is állt.
4.15. ábra. Az égetés előtti szén-dioxid leválasztás folyamatábrája A folyamat első eleme a szénelgázosító, ami tiszta oxigént igényel az üzeméhez. Az itt megtermelt szintézisgázt (CO és H2 keveréke) először tisztítják, majd reformálják gőz segítségével, hogy a CO-tartalom átalakuljon CO2-vé, és közben hidrogén szabaduljon fel. Eztán következik a CO2 leválasztó, majd az innen kikerülő, szinte tiszta hidrogént egy gáz-gőz kombinált ciklusban tüzelik el, és termelnek vele villamos energiát. Az égetés előtti karbontartalom eltávolítás kutatása kizárólagosan a szén és biomassza tüzelőanyaggal működő erőművi technológiákra koncentrál, mert kimutatták, hogy alkalmazása a földgáz esetében csak minimális hatásfok-javulást hozna, cserébe sokkal bonyolultabbá téve a rendszert. A továbbiakban ennek a széndioxid leválasztási módszernek a részleteit ismertetjük. 4.3.1
Az elgázosító
Szilárd tüzelőanyagok elgázosításával már az ipari forradalom idejében foglalkozott az emberiség. Elsőként a közterületi gázvilágítás terjedésével mutatkozott nagyobb igény éghető gázra, később a vegyipar, majd a háztartások is egyre szélesebb körben kezdték használni az úgynevezett „városi gázt”, melynek fő alkotói a hidrogén, a szén-monoxid és a szén-dioxid voltak. A gázgyártó eljárások hatalmas fejlődésen mentek keresztül az azóta eltelt több mint száz évben, és a tüzelőanyagok széles palettáját felhasználni képes típusok jöttek létre a különböző igények kielégítésére. 4.3.1.1 Felhasználható tüzelőanyagok Az egyik ok, amiért a gázgenerátorok újból az érdeklődés középpontjába kerültek, az a tüzelőanyagok széles választéka, melyekkel működni képesek a termékgáz minőségének
viszonylagos állandósága mellett. A továbbiakban a szilárd tüzelőanyagok konverziójáról lesz csak szó; ugyan ismeretesek olajok elgázosítására kifejlesztett típusok is, de ezek a gyakorlatban nem nyertek teret, és erőművekben nem is lehetnek jelentősek a motorhajtóanyag-gyártás elsőbbsége és jobb jövedelmezősége miatt. Az első és legjelentősebb tüzelőanyag-csoport, amelyre elgázosítókat szokás építeni, a szeneké. Ezek konverziója több szempontból is előnyös. Egyrészt kifejezetten rossz minőségű (magas hamu- és kéntartalom, alacsony hamu-olvadáspont) szenekből is jól felhasználható gáz nyerhető, másrészt a légköri szennyezőanyagok (por, kén) sokkal egyszerűbben és olcsóbban választhatóak le a gázáramból, mint közvetlen tüzelés esetén, nem is beszélve a termék esetleges alternatív (vegyipari) felhasználásának lehetőségéről. A másik, és főleg a környezetvédelmi, továbbá fenntartható fejlődési szempontok előtérbe kerülésével jelentőssé vált terület a biomassza elgázosítása. Tulajdonképpen bármilyen biomassza gázzá konvertálható. Ha a reakciótérben a paramétereket (nyomás, hőmérséklet, oxidálószer) jól választották meg, akkor jó tüzeléstechnikai tulajdonságokkal rendelkező gáz nyerhető, és kiküszöbölhetőek a hagyományos biomassza-tüzeléskor fellépő gondok közül a változó salakolvadáspont által okozottak, hiszen a salakkihordás hőmérséklete nagyon magas lehet, és mindenképpen a folyékony megoldást preferálják. A harmadik csoportba a kőolaj-feldolgozás melléktermékei tartoznak, amely praktikusan már csak a petrolkokszot (félkokszot) jelenti. Ezt a rendkívül finom szemcseméretű szénféleséget a gudron termokrakkolása során nyerik; a fehéráru kihozatal a gudron tömegének nagyjából 30%-a, a melléktermék a petrolkoksz, amely megköti a kőolaj nehézfém-tartalmát. A termokrakkolást már csak a fehéráru-kihozatal növekedése is megtérülővé teszi, így a félkokszot, ezt az erőművi felhasználásra kiváló tüzelőanyagot kifejezetten olcsón be lehet szerezni, majd egyszerűen el lehet gázosítani. Ezt mi sem bizonyítja jobban, mint hogy a megépült IGCC blokkok túlnyomó része petrolkokszot tüzel el (Holt, 2004). 4.3.1.2 Elgázosítási termékek Szilárd tüzelőanyagok elgázosítását erőművi célokra egyértelműen a minél kisebb konverziós veszteségek melletti minél jobb fűtőértékű gáztermelésre való törekvés jellemzi. Azonban éppen az elgázosítós kombinált ciklusú erőművek fejlesztésének felfutásakor előtérbe kerültek más szempontok is, a gazdaságosság további javításának igénye miatt. Az úgynevezett „poligenerációs” megoldások alapgondolata az, hogy mindenütt vizsgálni kell a telephely adottságait és a gázosításból potenciálisan kinyerhető termékek árait, az ezek eladásából befolyó többletbevételt össze kell hasonlítani a kinyerésükhöz szükséges többletköltségekkel: ennek tükrében kell a kiépítendő technológiáról dönteni. Kőszén alapú gáztermelésnél vetődik fel a kérdés legtöbbször, hogy olyan eljárást kell-e választani, amelyben keletkezik a gázon kívül más - folyékony és/vagy szilárd -, értékesíthető termék is, vagy sem. Kellően magas illótartalmú szenek kigázosításakor, vagy alacsony hőmérsékletű elgázosításakor ugyanis jelentős mennyiségű kátrányolaj keletkezik, amelyből belső égésű motorokhoz használható üzemanyag, más, gépészeti célra felhasználható olajfrakciók, továbbá színezékek kiváló alapanyagai nyerhetőek ki (Winnacker et. al., 1962). Nagy kéntartalmú szenek esetében előnyös üzemviteli paraméterekkel rendelkező, hazai eljárás is rendelkezésre áll (Varga-féle nagynyomású katalitikus hidrogénezés). Kigázosítás esetén a kokszolható szenek szilárd terméke a koksz, amely kohászati felhasználásra, vagy további elgázosításra felhasználható a kigázosítás hőfokától függően. Választható az elgázosítás során olyan, legtöbbször magas hőmérsékletű technológia is, amelynek segítségével csak gáz termelhető. Ekkor is érdemes azonban a termelt gáz vegyipari felhasználását megvizsgálni; a magas hidrogén-tartalom az ammónia-, vagy a Fischer-Tropsch szintézishez jó alapanyagot szolgáltat. Azokhoz a jövőbeni közlekedési koncepciókhoz is jól alkalmazkodik a termékgáz, amelyek a hidrogénüzemű járművek előretörésével számolnak. Az IEA (International Energy Agency, Nemzetközi Energia Ügynökség) szerint a szénalapú 50
hidrogéntermelés olcsóbb lehet az atomenergián alapulónál is (IEA, 2004). Ez a megoldás preferált a biomassza és a petrolkoksz elgázosításánál. Amennyiben feltesszük, hogy az erőmű elgázosítójának ára változatlan marad, bármelyik változatot építjük is ki, akkor írható, hogy a többletként kinyerhető termékek árából befolyó bevételnek kell fedeznie a kinyerésükhöz szükséges technológia kiépítésének és működtetésének költségeit: n pq p B0 ( I l bér k ) q q ( si ps ,i ) = k + E M éves E ,évi Q ,évi i1
ahol: B0 a többlet beruházási költség, 1
I
Bj
j m (1 p ) 1
j m
j 0.5
az interkaláris tényező
Bj
Bj az üzembe helyezés előtti j-edik évben jelentkező beruházási költségrészlet, p az építésre esetleg felvett hitel kamata m az építés időtartama években k a karbantartási költségtényező l a leírási tényező,
αbér a bérköltség-tényező, Méves az éves termékmennyiség, E és q az egységnyi tömegű termék előállításához szükséges villamos-, illetve hőenergia, si a egységnyi tömegű termék kinyeréséhez szükséges i-edik segédanyag tömege, ps,i az i-edik segédanyag ára n a szükséges segédanyagok száma pq a tüzelőanyag hőár, Q ,évi és E ,évi a hő-, illetve villamosenergia-termelés évi átlagos hatásfoka az erőműben, k az egységnyi tömegű termék önköltségi ára. Mivel az évente előállítható melléktermékek mennyisége nem független az erőmű által megtermelt éves villamosenergia-mennyiségtől, ezért felírható, hogy:
M éves ki
Eéves gáz évi
ahol: ki az adott melléktermék fajlagos kihozatala [kg melléktermék/kg tüzelőanyag] gáz az elgázosítás hatásfoka évi a villamosenergia-termelés éves átlagos hatásfoka Eéves az éves megtermelt villamos energia.
51
Amennyiben tehát az önköltségi ár felett értékesíthetőek a termékek, a poligenerációs üzemek kialakítása előnyt élvez a kizárólagos villamosenergia-termeléssel szemben. 4.3.1.3 Elgázosítási eljárások Poligenerációs eljárások A poligeneráció során a szénből a kigázosítás során nem csak generátorgázt, hanem egyéb, folyékony és szilárd termékeket is kinyerünk. Feketekőszén esetében csak a kishőmérsékletű lepárlásnak, az úgynevezett „svélezésnek” lehet nagyobb jelentősége, hiszen folyékony melléktermékekből itt több termelődik, mint a hagyományos kokszolás során. A magas hőmérsékletű kokszolás csak ott lehet versenyképes, ahol kohókokszra igény van, és az ehhez megfelelő, jó sülőképességű szén beszerzése sem okoz gondot. Barnakőszén kigázosításakor az alacsony hőmérsékletű eljárások nyertek teret a múltban, a barnaszénből előállított kohászati koksz gyártására tett kísérletek nem hoztak átütő eredményt. A feketekőszenek kishőmérsékletű száraz lepárlását akkor kell felvetni, amikor olyan szén áll rendelkezésre, amelynek nagyhőfokú kokszolása során nem nyerhető kohókoksz. A múlt század első felében elterjedt és jó tulajdonságokkal rendelkezett a Lurgi-féle öblítőgázas lepárlókemence, amely közvetlen fűtéssel üzemelt (a termelt svélgáz egy részét visszavezették, a folyamat autoterm) (Winnacker et. al., 1962). Lepárlási hőmérséklete 600-700°C közt van, falazata tűzálló kőből készül. Termékei: a svélkoksz, amely gyúlékony anyag, és csak további gázosításra használható, a száraz szénre vonatkoztatva 10%-ban keletkező kátrány, melynek ötöde aszfalt, a többi része többé-kevésbé felhasználható olaj, amely további feldolgozást igényel. Termelődik még svélbenzin is, amely könnyűolajok (70%) és benzin (30%) keveréke, a nemesítésére nyomás alatti finomítási eljárásokat kísérleteztek ki. Az generátor gázhozama 80100 Nm3/t nyersszén, amelynek fűtőértéke 31-35 MJ/Nm3, közel 20%-os hidrogén-, és több mint 60%-os szénhidrogén-tartalommal (Winnacker et. al., 1962). A svélvíznek magas a fenol- és ammóniatartalma; ezek értékes vegyipari alapanyagok, továbbá a környezetre is károsak; kinyerésük indokolt. Kőszenek magas hőmérsékletű kokszolásának berendezése a kokszkemence, alapanyaga pedig olyan szén, amelynek koksza megfelel a nagyolvasztók által támasztott minőségi követelményeknek. A kokszolás során a széntöltet ~80%-a kohókoksz formájában nyerhető ki. További 3-4%-ot tesz ki a kátrány. Ebből motorhajtó anyag kevéssé nyerhető ki, inkább naftalin, benzol, piridinek és aszfalt állítható elő belőle, amelyek között értékes vegyipari (festék, színezék) alapanyagok találhatóak. A gáztermékből – az ammónia és a kén leválasztása után visszamarad a közepes fűtőértékű (~18 MJ/Nm3) kohógáz, amely magas, 60% feletti hidrogéntartalmával tűnik ki (Winnacker et. al., 1962). Kihozatali aránya 269 és 333 Nm3/t nyersszén. Ennek a mennyiségnek az önfogyasztás levonása után több mint a fele visszamarad, és tovább hasznosítható. Barnakőszenek kishőmérsékletű lepárlásának eszköze szintén a Lurgi-féle öblítőgázas lepárlókemence. A töltet több szénfajta keveréke volt a múltban: nagyobbrészt nagy nedvességtartalmú (40%) szén, amelyhez 12-12 százalékban adagoltak barnaszén-brikettet és kokszgyártáshoz használatos feketeszén-brikettet (Winnacker et. al., 1962). Ennek célja elsősorban a kezdeti nedvességtartalom és a gázvíz keletkezésének minimumon tartása lehetett, így a szén megfelelő szárításával az eljárás tisztán barnaszénnel is működhet. A kokszhozam a beadagolt széntől függően 30-50 % (nedvességmentes állapotra vonatkoztatva). A svélkoksz rendkívüli módon hajlamos az öngyulladásra, ezért tárolás előtt vízzel le kell oltani. Azonnali felhasználás esetén ez a probléma kisebb. A kátrány- és olajhozam az elemzési érték 90-95%-át éri el (Winnacker et. al., 1962). A lepárlási gáz összetétele, mivel a folyamat során a kemence fűtésének füstgáza hígítja, magas (~45%) nitrogéntartalmú. Amennyiben a fűtéshez nem levegőt, hanem oxigént adagolunk, a fűtőérték 7-8 MJ/Nm3 –es értéke jelentékenyen emelkedhet a felhasznált széntől függő mértékben. A gázhozam 200 Nm3/t nyersszén. A poligenerációs eljárások termékeit a 4.15. táblázat foglalja össze 52
Csak gázt gyártó eljárások Az alábbiakban ismertetésre kerülő gázgenerátorok szinte mindegyikének sajátja, hogy kizárólag gázt termelnek, mellette semmilyen más melléktermék nem keletkezik a pernyén és salakon kívül. A tüzelőanyag típusára nem különösebben érzékenyek; ez az egyik fő oka annak, hogy a működő IGCC erőművekben csak ilyenek kerültek beépítésre. Alkalmazásukra szükség van a poligenerációs eljárásoknál is akkor, ha a termelt kokszot (svélkokszot) nem lehet jó áron eladni. Ekkor egy második elgázosítás ezt dolgozhatja fel. 4.15. táblázat. A poligenerációs eljárások termékei Eljárás
Gázhozam [Nm3/t nyersszén]
Gáz fűtőértéke [MJ/Nm3]
Egyéb termékek
Feketekőszén svélezés
80-100
31-35
svélkoksz, kátrány, svélbenzin, fenol, ammónia, benzol
Feketekőszén kokszolás
269-333
~18
kohókoksz, kátrány, fenol, benzol
200
7-8 oxigénnel több
svélkoksz, kátrány, kátrány, benzol, fenol, ammónia
Barnakőszén svélezés
Forrás: (Winnacker et. al., 1962) A nyomás alatti Lurgi-féle gázgenerátor az egyetlen, amely gázon kívül folyékony mellékterméket is szolgáltat (Winnacker et. al., 1962). A gázosítást 20-30 bar nyomáson végzik, 95%-os tisztaságú oxigénatmoszférában. A legfeljebb 450°C –ra előmelegített szén a tűztérbe jutva elgázosodik, majd a termékgáz 300-350°C –os hőmérsékleten távozik, és nagy metántartalmával tűnik ki. A szokásos egységteljesítmény 11 és 18 ezer Nm3/h. Az atmoszférikus nyomáson működő Winkler-generátort a nagy egységteljesítmény –amely akár a 60000 Nm3/h-t is elérheti –, rugalmas üzemviteli tulajdonságok és üzembiztosság jellemzi (Winnacker et. al., 1962). Ezeknek a tulajdonságoknak az árát azonban a hatásfok csökkenésében kell megfizetni; a visszamaradó szénmennyiség akkora, hogy a kihordott hamu még kazánban elégethető. A gázosítási reakció 850-1100°C közötti hőmérsékleten megy végbe. A nagy gázsebesség miatt magas a gáz portartalma. A korszerű elgázosító eljárások atyjának tekinthető a Koppers-Totzek-féle porszénelgázosító. A szénport, amelynek átlagos szemcseátmérője 0.08 mm-nél kisebb, oxigénáramban egy gyűrűs fúvókán keresztül nyomják be az elnyújtott gázosítási térbe, ahol nagy hőmérsékleten (12001600°C) a szén elgázosodik (Winnacker et. al., 1962; Davey et. al., 1998). A fúvóka külső gyűrűjében a gázosításhoz szükséges vízgőzt vezetik be, amely beburkolja a reakcióteret, és védi a berendezés falát a magas hőmérséklettől. A gázáram portartalma itt is magas, csupán ~10%-a válik le a generátoron belül, a többi a hőhasznosító kazánban és a porleválasztóban. A termékgázban a reakció magas hőmérséklete és a légköri nyomás miatt metán csak nyomokban található. A hamu széntartalma itt is magas, de kedvezőbb, mint a Winkler generátor esetében. A modern berendezések között a működési elvükben nincs nagy különbség. Túlnyomórészt 20-30 bar-os nyomáson üzemelnek, bár a Babcock&Wilcox kifejlesztett atmoszférikus nyomáson üzemelő berendezést is a modderfonteini ammóniaüzem (Kynoch Fertilizer Limited, Dél-Afrikai Köztársaság) részére (Davey et. al., 1998). A reakciótér hőmérséklete magas (~1600°C), a tüzelőanyag szemcséi az elgázosító közegben – amely tiszta oxigén - elragadva áramlanak és gázosodnak el; a gázsebesség nagy. Az európai és USA-beli eljárások a tüzelőanyag behordásának módjában térnek el alapvetően: Európában a száraz, gázáramban történő behordást preferálják (Krupp-Uhde Prenflo), míg a tengerentúlon a vizes zagyos behordást 53
alkalmazzák (Texaco, GE Energy). A salakban maradt szénmennyiséget sikerült csökkenteni a hamu recirkulációjával (a salakéghető kevesebb, mint 1%), így annak építőipari felhasználása is sokrétűbb lehet (Krupp Uhde Gmbh, 2008). A gázgenerátorok salakja, amelynek egy része az olvadékként, a nagyobbik része pedig porként távozik el; a cementgyártásban mindkettő felhasználható, ha az összetételük megfelelő. A minél nagyobb arányú hasznosításra törekedni kell, így csökkenthető a deponálás költsége. 4.3.1.4 Termékgáz-feldolgozás A feldolgozás lépései attól függően változnak, hogy csak gázt vagy más termékeket is ki kívánunk nyerni. Egyszerűbb a kátránymentes gázáram tisztítása. A generátorból kilépő magas hőmérsékletű gázt hőhasznosító kazánban hűtik, amelyben túlhevített gőzt termelnek. A keletkező gőz több annál, mint amennyi a gázosítás gőzszükséglete. A gáz ezek után a porleválasztóba kerül, amely praktikusan elektrosztatikus elven működik a következő folyamatok mosóanyagainak elszennyeződését minimalizálandó. A mosás több módon mehet végbe; célja mindig a gáznemű szennyezők, leginkább a kénhidrogén és a hidrogén-cianid leválasztása. A Lux-masszát (vas-hidroxid és -oxidhidrát) már nem használják, mint száraz eljárást, mert a kimerült massza nem regenerálható és nagyon környezetszennyező (Winnacker et. al., 1962). A szóba jöhető nedves mosási eljárásoknál arra kell törekedni, hogy az ammóniát, a cianidokat és a kénhidrogént ugyanazzal a mosóanyaggal válasszuk le. A neutralizációs eljárásokban a mosóanyag lehet kálium-karbonát vizes oldata, amellyel nyomás alatti mosást valósítanak meg, ekkor az esetlegesen keletkezett ammóniát egy előkapcsolt vizes mosóban választják le (Winnacker et. al., 1962). Az ammóniás víz felhasználható a kénhidrogén kimosására magában is, mert vele komplexeket képez. A művelet során ügyelni kell a rövid tartózkodási időre, hogy a szén-dioxid minél kevésbé kötődjön meg; a mosóvíz regenerálásánál egyébként is üzemeltetni kell egy savtalanító egységet, hogy elérhető legyen a 80% körüli leválasztási hatásfok (Winnacker et. al., 1962). Nyomás alatti mosással a hatásfok 95%-ra is emelhető. A ként itt kénhidrogén formájában nyerik ki, amelyet tovább oxidálva kénsav vagy tiszta kén gyártható. Az oxidációs eljárásokban a leválasztási hatásfok jó, de a kén kinyerésének formája előnytelen. A mosóanyag lehet ammóniumalkálikus vas(III)hidroxid, amely után a cianidszennyeződések miatt gyakorlatilag használhatatlan ként lehet csak kinyerni, vagy tioarzenátok vizes oldata, amelynek végtermékében a ként az arzéntől vegyileg nem, csak desztillálással lehet elválasztani, esetleg hidrokinon; de a desztillálás itt sem elkerülhető (Winnacker et. al., 1962). Ezért ezek a módszerek már nem korszerűek. A kombinált eljárás – amelyben az ammónia és a kénhidrogén együtt válik le - mosóanyaga kénsav, terméke az ammónium-politionát, melyet nyomás alatt megbontva ammóniumszulfát válik ki (Winnacker et. al., 1962). Használható a kénleválasztásra az ammóniás vízben oldott vas(III)hidroxid is, ez a kénhidrogénnel vasszulfidot alkot; a visszaoxidálásakor kiváló ként ammóniumszulfittal ammóniumtioszulfáttá oldják, ezt pedig ammónium-szulfáttá és kénné lehet bontani (Winnacker et. al., 1962). Az ammóniás vizet használó eljárásokat akkor érdemes fontolóra venni, ha azt háziüzemben, a termelt gázból állítjuk elő. A másik út a gáz tisztítására egy lépésben a Rectisol-eljárás. A főként metanolt tartalmazó mosóoldatot a -40°C-ra hűtött gázhoz adják, és így 20 bar feletti nyomáson egy lépésben válik le a szén-dioxid, a kénvegyületek és az egyéb szennyezők. Környezeti hőmérsékleten, de rosszabb leválasztási hatásfokkal működik a Sulfinol márkanevű, aminos mosóoldat. Amennyiben a gáz kátrányt is tartalmaz, a porképződés nem szokott jelentős lenni a tüzelőanyag-töltet nagy szemcsemérete miatt. Így az első lépés a gáz hűtése, melynek során egy nedves mosóban a gázhűtők kondenzátumát felhasználva permetező mosóban hűtik 100-150°Cig, ezzel együtt a kátrány 60-70%-át kapjuk meg (Winnacker et. al., 1962). A gyors hűtés elsődlegesen az értékes kátránykomponensek hőbomlásának megakadályozását szolgálja. 54
Következő lépésben felületi hőcserélőkben a gázt vízzel 30°C-ig kell hűteni, itt leválik a megmaradt kátránymennyiség további 30-35%-a. A kátrányt az ammóniatartalmú gázvíztől ülepítéssel választják el. A további kátránytartalmat elektrosztatikus leválasztókkal lehet kinyerni. A következő lépés az ammónia leválasztása, melyet indirekt módszerrel (vizes mosással) kell végezni, amennyiben a kénleválasztás ammóniás vizet is igényel (Winnacker et. al., 1962). Ezek után következik a benzol kimosása, amelyhez a kátrány 220 és 300 °C között ledesztillálódó frakcióját, az úgynevezett mosóolajat használják fel. A mosás ellenáramú, a naftalint is megköti (Winnacker et. al., 1962). A benzoltartalom természetesen később kinyerhető és felhasználható. A mosóolaj viszkozitását az oxigén és a kénhidrogén folyamatosan növeli, ezért részáramban ezt tisztítani kell. Végül a kátránymentes gáznál már ismertetett módszerek valamelyikével a kéntartalmat is kinyerik, és termékként a tisztított gázt. A keletkező szennyvizekben is található még hasznosítható anyag, amelyet egyébként is ki kellene vonni mérgező hatása miatt. A fenolok kimosását benzolos extrakcióval lehet végezni; a benzolból a fenolokat nátronlúggal nátriumfenolát formájában távolítják el, majd további feldolgozási lépések következnek a felhasználási területnek megfelelően (Winnacker et. al., 1962). A gázvíz ammóniatartalmát első lépésben forralással csökkentik, ekkor eltávozik a szabad ammónia. Mésztej hozzáadása után a kötött ammónia is felszabadul és kiforralható az oldatból. Az összes ammóniát, amely hidrogéncianiddal is szennyezett, kénsavval kötik meg; a termék ammóniumszulfát (Winnacker et. al., 1962). 4.3.2
Oxigén-leválasztó egység
Elméletileg ugyan lehetséges a levegő segítségével történő elgázosítás is, de a modern eljárások kivétel nélkül tiszta oxigént igényelnek oxidálószerként. A legegyszerűbb, és ipari méretekben bevált módszer ennek nagy mennyiségben történő gyártásához a Linde-Frankl féle levegőbontó eljárás. Ennek során a levegőt nagy nyomásra (35-45 bar) komprimálják, majd hűtik és fojtják. Az elválasztás alapja, hogy a nitrogénnek alacsonyabb a forráspontja, mint az oxigénnek. A fojtás hatására a negatív Joule-Thompson tényező miatt a levegő hűlni kezd; a fojtás kezdőhőmérsékletét és nyomását úgy kell megválasztani, hogy az oxigéntartalom nagy része cseppfolyósodjon, míg a nitrogén gáz halmazállapotban marad. A gázként jelen levő nitrogént elvezetik, egy hőcserélőn keresztül, mellyel a fojtás előtt álló friss keveréket hűtik. Az egy kilogramm oxigénre vonatkoztatott energiaigény nagy, de a kívánt termék is magas tisztaságú. A fejlesztési irányok a gázelválasztó membránok irányába mentek el. Ezek egyike például az iontranszportos membránrendszer. Ha a membrántechnológia beválik, a termelt oxigén tonnánkénti energiaszükséglete elméletileg levihető lesz a jelenlegi 210 USD-ről 147 USD-re, ami 51%-os hatásfokjavulásnak felel meg, és az erőmű összhatásfokában 1–2 százalékpontos hatásfokjavulást jelentene (IEA, 2004). Ez kulcsfontosságú lehet az IGCC-k szélesebb körű elterjedésében is. 4.3.3
Gázturbina, hőhasznosító kazán, gőzturbina, hűtőrendszer
A generátorgázt eltüzelő gázturbinák alapvetően megegyeznek a földgáz eltüzelésére használt konstrukciókkal, ám figyelembe kell venni a tüzeléstechnikai tulajdonságok különbözőségét. Ezek közül az egyik legjelentősebb a lángsebességben és lánghőmérsékletben jelentkezik. A lángsebesség a koncentráció függvényében teljesen más lefolyású lehet, mint a főleg metánból álló földgáz esetén, így adott esetben a primer és szekunder levegő arányát, valamint a primer levegő előperdületét meg kell változtatni. Számolni kell azzal is, hogy a generátorgáz fűtőértéke jóval elmarad a földgázétól, ezért az elméleti égési hőmérséklet alacsonyabb; az expanzió magas kezdőhőmérsékletét nehezebb lesz tartani. Az igazi probléma mégis a tüzelőanyag kémiai összetételének változása. Az elgázosításnak az előnyei közé tartozik ugyan, hogy közel állandó összetételű termékgázt ad, de ehhez az kell, hogy a beadagolt szilárd tüzelőanyag összetétele lényegében ne változzon. Tehát az, hogy egy alapvetően szénre tervezett elgázosítóba 10-15%-ban (a szén tömegére vonatkoztatva) 55
biomasszát adagolnak, nincs jelentős befolyással a termék összetételére; de ha a jó minőségű feketeszén helyett barnaszénre térnek át, az már jelentős változást okozhat a termelt gáz összetételében, annak tüzeléstechnikai tulajdonságaiban, így a gázturbina konstrukciójában és/vagy üzemében is. Az erőművekben a rendszerintegrációs törekvések hatására terjed az a megoldás, hogy a későbbiekben ismertetendő oxigénüzemhez a komprimált levegőt a gázturbina kompresszora állítja elő. ez aszimmetriát okoz a kompresszor és a turbina között az átáramló tömegáramban, amely az IGCC blokkokhoz készült gépek sajátja. A gázturbina után kapcsolt hőhasznosító gőzkazán a megépült IGCC erőművekben háromnyomású gőztermelést valósít meg. A füstgáz összetétele közel ugyanaz, mint földgáztüzelésnél. Abban az esetben, ha a szintézisgáz hőjét is lehet hasznosítani, egy második kazánt is kell építeni. Ebben a kazánban egy vagy két nyomáson gőzt lehet termelni: a nyomásoknak praktikusan igazodnia kell a gázturbina kazánjában megválasztottakhoz. A két gőzkazán kapcsolódhat; a termikus gáztalanítás előtti vízhevítő fokozat gyakorlatilag közös kell, hogy legyen, így azt vagy kisebb hidraulikai ellenállásúra kell tervezni a szokásosnál, vagy a nagyobb vízáram miatt megnövekedett veszteségeket a szivattyúzási munkában kell megfizetni. A termelt gőzt hasznosító gőzturbina azonos lehet a ma sorozatgyártásban levő, földgáztüzelésű gáz/gőzerőművekben alkalmazottakkal. Az egyik jelentős különbség abban áll, hogy az elgázosítóban termelt gőzmennyiséget is itt kell expandáltatni, tehát adott blokkteljesítmény esetében nagyobb gőznyelésre van szükség. A másik pedig az, hogy megcsapolást nem csak a gáztalanítós táptartálynak kell kialakítani, hanem a gázgenerátorok számára és a technológiai folyamatokhoz is megcsapolásokról kell gőzt elvenni. A legjelentősebb elvétel a gáztermelésé; itt fokozottan figyelni kell a megcsapolás előtti lapátok terhelésére. 4.3.4
A szén-dioxid leválasztás hatása az erőműre
4.3.4.1 Az elgázosítási eljárás kiválasztása Amikor széndioxidot nem csak azért kell leválasztani a termékgázból, hogy annak minősége javuljon, hanem cél a CO2–kibocsájtás drasztikus csökkentése is, és emiatt a 90% feletti leválasztási hatásfok, akkor az összetevők között túlnyomó részben hidrogénnek és szénmonoxidnak kel lennie. Az egyéb komponensek között mindenképpen korlátozni kell a metán és a magasabb szénatomszámú szénhidrogének keletkezését; a legjobb, ha csak nyomokban fordulnak elő. A kiválasztási folyamatban tehát elsőbbséget élveznek a csak gázt előállító generátorok, ezek közül is azok, amelyeknek magas üzemi hőmérséklete a szénhidrogének képződése ellen hat. Az egyébként kedvező tulajdonságokkal rendelkező Lurgi-féle generátor tehát a szén-dioxid leválasztóval felszerelendő erőművekhez alkalmatlan. Jól működhet viszont a Winkler és a Koppers-Totzek eljárás, vagy ezeknek bármely modern továbbfejlesztése, mint például a Prenflo. A látszat ellenére nem kell lemondani a poligeneráció nyújtotta előnyökről azért, mert a svélezés gáza nem elégíti ki a CO2 leválasztás által támasztott követelményeket. Két megoldási lehetőség kínálkozik: az egyik a kettős elgázosítás, a másik a Fischer-Tropsch szintézis. Kettős elgázosításkor az első lépésben az erre alkalmas szén kigázosodik, a nyersgázból az értékes melléktermékeket kinyerik, további felhasználásra a tisztított gáz és a svélkoksz – amelynek kohászati jelentősége nincsen, főleg barnaszén esetében- áll rendelkezésre. A második fokozat egy magas hőmérsékletű gázosítás; a svélkokszot porrá őrlik, és a tisztított gáznak és oxigénnek a keverékében a gázosítóba vezetik, ahol vízgőz hozzáadásával egy, a CO2-leválasztás igényeinek megfelelő termékgáz nyerhető. A Fischer-Tropsch szintézishez elegendő egy gázgyártási lépés, melyben szintézisgáz keletkezik, tehát nagyrészt szén-monoxid és hidrogén. Ezt követően a gázt a reaktorba vezetik, ahol a reakciótérben a nyomás és a hőmérséklet, továbbá a katalizátorok megfelelő kiválasztásával a kívánt termékösszetétel kapható. A szintézisgáz nem teljesen alakul át nagyobb szénatomszámú szénhidrogénekké; a megmaradt gáz az erőműben felhasználható. A 56
reakciótér hőmérsékletét 180 és 320 °C között változtathatják, katalizátorként vasoxidot, tóriumoxidot és kobaltot használnak attól függően, hogy melyik frakció termelésére nagyobb az igény. A termékek közül a fontosabbak a motorhajtóanyagok mind benzin-, mind dízelmotorhoz, továbbá szintetikus olajok alapanyagai és paraffin. A reakciók során felszabaduló hő a szintézis energiaszükségletét fedezi. A kiválasztásnak itt is ahhoz kell igazodnia, hogy melyik megoldás kínálja a gyorsabb megtérülést. A kettős elgázosítás mellett szól az egyszerűbb felépítés és szabályozhatóság (nem nagyon érzékeny a hőmérsékletingadozásra, a Fischer-Tropsch szintézissel ellentétben), míg a Fischer-Tropsch szintézis mellett áll a jobb alkalmazkodóképesség a termékpaletta keresleti arányainak megváltozásához. Fel kell tenni azt a kérdést is, hogy valóban szükséges–e a 90% feletti karbonleválasztási fok (Holt, 2004). Ez ugyanis korlátozza a szóba jöhető elgázosító eljárásokat, gyakorlatilag csak minden más kiesik, csak azok nem, amelyek magas (1400–1600°C) hőmérsékleten, egy lépésben működő, a Koppers–Totzek elgázosítóval rokon konstrukciók (Shell, E–gas, Texaco). Csak ezek tudják biztosítani azt, hogy a termékgázban szinte nem keletkezik metán, amely megkerülné a konverziós reakciókat, és többlet karbon - kibocsájtást eredményezne. Ha a leválasztási hatásfokra kitűzött célokat akár csak 10–15 százalékponttal lejjebb vinnék, akkor az eljárások köre kiszélesedne, és a fluidágyas, és egyéb reaktorok is beléphetnének erre a piacra, amely a verseny növekedésével az árak csökkenéséhez is vezethet. 4.3.4.2 CO-konverzió, CO2-leválasztás A szénmonoxidban dús, tisztított gázt alkalmas állapotba kell hozni arra, hogy a széntartalmát széndioxid formájában kivonjuk belőle. Ehhez egy reaktorban a szén-monoxidot szén-dioxiddá alakítják vízgőz segítségével. A reakcióegyenlet a következő: CO+H2O=CO2+H2 A reakció közben 42 kJ energia szabadul fel egy mólnyi anyagra vetítve. A reakciót két lépésben kell megvalósítani, mindkét lépésben más katalizátorokkal. A magas hőmérsékletű szakaszban vas-nikkel katalizátor jelenlétében 350 és 500°C közötti hőmérséklet-tartományban, míg az alacsony hőmérsékletű szakasz cink, alumínium és réz-oxidokat, vagy keverékeiket használja 180 és 250°C között. Az alacsony hőmérsékletű katalizátorok tulajdonságai titánoxid, cériumoxid hozzáadásával, illetve a felületükre felvitt aranyfilmmel javíthatóak (Rodriguez et. al.,2008). A reakciókat a termékkoncentráció növekedése erőteljesen gátolja, így a megfelelő konverziós arány elérésének műszaki megvalósítása a szénalapú szintézisgázok esetében még nem megoldott. A jelenleg piacon levő berendezéseket ugyanis kivétel nélkül a földgázból (metánból) előállított szintézisgázokhoz fejlesztették ki, amelyekben a szén-monoxid koncentrációja sokkal alacsonyabb, mint a szénelgázosítókéra jellemző 50-60 mol%. Sok pénzt fektetnek abba, hogy még hatásosabb katalizátorok kifejlesztésével a reakció lefolyását elősegítsék nagyobb termékkoncentrációk mellett is (Rodriguez et. al.,2008). A szén-dioxid leválasztására több fajta eljárás is szóba jöhet (IEA,2004). Befolyással bír az egész rendszerre, hogy a CO konverziós reaktorban a katalizátor mennyire érzékeny a gáz kéntartalmára. A ma ismert és ipari méretekben használt fémoxid katalizátorok működését a kén nagymértékben rontja, így azok előtt kell megoldani a kénleválasztást. Ha viszont olyan katalizátort alkalmaznak, amely a kéntelenítés nélkül is megfelelően működik, akkor a kén és a szén-dioxid ugyanazon berendezésben és mosóanyaggal választható le. A leválasztási technológia lehet kémiai és fizikai alapon működő. Mindegyik más és más típusú füstgázhoz megfelelő. A kémiai abszorpció eredendően kis hatékonyságú, mert a leválasztó anyag regenerálásakor nagy energia kell a szén-dioxiddal képzett, relatíve erős kötések felbontásához. Egy tonna CO2 leválasztásához használt mosóanyag regenerálásához másfél tonna, alacsony nyomású gőzre van szükség (3.4-2.9 GJ hőszükséglet a mosóanyag tonnánként) (IEA, 2004). 57
A fizikai abszorpció a leválasztó és a szén-dioxid közt kialakuló gyenge kötésen alapul. A mosóanyag magas nyomáson megköti a gázt, alacsony nyomáson pedig elválik tőle, így az összes energiaszükséglet a nyomáskülönbség kialakításának fedezete, ami erősen függ a füstgázban levő CO2 koncentrációtól: fordítottan arányosak egymással. Így például ha a koncentráció megfeleződik, a leválasztás energiaszükséglete megkétszereződik. A fenti tulajdonságok alapján elmondható, hogy fizikai abszorpció előnyös magas CO2 koncentrációknál, míg a kémiai az alacsonyaknál (ennek energiaszükséglete nem érzékeny az alacsony koncentrációkra). A 4.16. táblázat mutatja a jelenleg forgalomban levő leválasztó anyagokat. 4.16. táblázat. A jelenleg kereskedelmi forgalomban kapható gázmosó anyagok CO2 leválasztáshoz Működési elv
Szer neve
Szer összetétele
Rectisol
Metanol n-2-methyl-2pyrolidone Polietilénglikol dimetiléterei
Purisol Fizikai abszorpció
Selexol Fluor solvent MEA Amine guard Econamine ADIP
Kémiai abszorpció
Kémiai/fizikai abszorpció Forrás: IEA,2004
MDEA
Propilén-karbonát
Használati paraméterek -10/-70°C, >2 MPa -20/+40°C, >2 MPa -40°C, 2-3 MPa Környezeti hőmérséklet 3.1-6.9 MPa
alatt,
2,5 n monoetanolamin és inhibitorok 40°C, környzeti5n monoetanolamin és átmeneti nyomás inhibitorok 6n diglikolamin 80-120°C, 6.3 MPa 2-4n diizopropanolamin 2n metildietanolamin 35-40°C, >0.1 MPa 2n metildietanolamin
Flexsorb, KS-1, KS-2, amintartalmú KS-3 mosóanyag Kálium-karbonát katalizátorokkal, Lurgi Benfield és véltozatai 70-120°C, 2.2-7 MPa és Catacarb eljárások arzén-trioxiddal. DIPA vagy MDEA és Sulfinol-D, Sulfinol- víz keveréke, valamint >0.5 MPa M tertahydrothiopene (DIPAM) dietilamin MEA metanol,DEA és Amisol 5/40°C, >1 MPa DIPAM keveréke
Mindegyik mosóoldat képes leválasztani a ként kénhidrogén formájában, továbbá a széndioxidot is. A működési elvük a regenerálhatóságukat szabja meg; a fizikai abszorpciós elvűeket döntően nyomáslengéssel, a kémiaiakat pedig hőmérsékletlengéssel lehet regenerálni. Nagy nyomáson, illetve alacsony hőmérsékleten kötődik meg a szén-dioxid, és forralással, illetve 58
nyomáscsökkentéssel távolítható el. Kisebb leválasztási hatásfok érhető el a közel környezeti hőmérsékleten alkalmazott anyagokkal, míg az alacsony hőmérsékletű eljárások jobbak ezen a téren (Huang et. al.,2008). Ez magyarázható azzal, hogy az abszorpciónak a hőmérséklet csökkenése kedvez. Gazdaságossági szempontból a kén, illetve a belőle előállítható kénsav ára szabja meg, hogy a szén-dioxiddal együtt, vagy tőle elkülönítve választják el a gázáramból. Azt kell számításba venni, hogy a CO konverzió előtti kénhidrogén mosó létesítési, illetve működtetési költségeit, továbbá a kénsavgyártó üzemrészt (Claus kemence) teljes mértékben a kénsavból realizált bevételnek kell finanszíroznia. Műszakilag a közös leválasztás nem okoz gondot, a leválasztási hatásfok is javulhat (Huang et. al.,2008), de drágább katalizátort kell alkalmazni, amely gyorsabban is szennyeződik el, továbbá a kén nem értékesíthető, és az elszállításáért fizetni is kell. Új fejezetet hozhat a leválasztás technológiájába a jó szeparálási hatásfokkal rendelkező gázelválasztó membránok kifejlesztése. Jelenleg két membrántípust fejlesztenek: a polimer membránokat, amelyek ugyan jobb, akár 57%-os hatásfokot is elérhetnek, de a hőterhelést kevésbé bírják, és a kerámia membránokat, amelyeknek a hőállósága jó, viszont alacsony a hatásfokuk (7%) (IEA,2004). 4.3.4.3 A gázturbina A szén-dioxid leválasztása után megmaradt tüzelőanyag tulajdonképpen tiszta hidrogén, és ez különleges követelményeket támaszt a gázturbina égőterével és turbinalapátjaival szemben. A piacon levő F és FA osztályú gázturbinák helyére lépő H osztályúak már alkalmasak lesznek ennek a speciális tüzelőanyagnak az elégetésére is (IEA, 2004). Az első és legfontosabb eltérés, hogy a hidrogén lángsebessége sokkal nagyobb mind a földgázénál, mind bármely más gázgenerátor tisztított gázánál, így az eddigiekben használt égők, különösen azok fúvókái nem alkalmasak a feladatra. A fúvókák kiáramlási sebességét nagyságrendileg kell növelni, ezzel együtt a tüzelőanyag belépő nyomását is. A gázgenerátorok üzemi nyomásának növekedése is ide vezethető vissza; a hidrogén gázosítás utáni újabb kompressziója egy esetlegesen alacsonyabb nyomáson üzemelő elgázosító után csak újabb veszteségforrást jelentene. A másik nagyon fontos probléma az égőtér hűtése és a nitrogénoxidok képződésének elkerülése, a kibocsájtás alacsonyan tartása. A gázturbinák égőterében eddig is extrém hőmérséklet uralkodott; a hidrogén eltüzelése ezt a helyzetet csak rontja, hiszen a fűtőértéke többszöröse a földgázénak (egységnyi tömegre vetítve), így az adiabatikus és valóságos égési hőmérséklete is. Megoldást jelenthet a levegő és a tüzelőanyag nedvességtartalmát a telítési pontig emelni, vagy a levegőbontásból visszamaradt a nitrogén egy részét felhasználni az égőtér hűtésére (Holt, 2004). Ezek a megoldások visszalépést jelentenek a földgáztüzeléssel elért eredményekhez képest, ahol képesek segédanyagok hozzáadása nélkül is kordában tartani a nitrogénoxid – kibocsájtást. A hidrogén – nitrogén keverék tüzelésénél azonban szükség lehet arra, hogy visszatérjenek a segédanyagokat is igénylő módszerekhez, elsősorban anyagtechnológiai korlátok, nem is feltétlen környezetvédelmi okok miatt (noha a két kérdéskör természetesen szorosan összefügg). Ezért a fent említett eljárásokon kívül a hűtési módok fejlesztésére van szükség. Az első turbinafokozatra ráömlő forró égésgázok olyan magas hőmérsékletűek lehetnek, hogy azt esetleg már csak a tisztán kerámia anyagú lapátok képesek elviselni; fejlesztésük fontos feladat a szén-dioxid leválasztással felszerelt IGCC blokkok létrehozásához. A megoldandó problémák között szerepel a kerámia ridegsége és a fémektől eltérő hőtágulási tulajdonságai. A ridegség nem csak a kerámia esetében okoz fejtörést a gyártóknak; a hidrogén, mivel igen kisméretű molekula, könnyen bediffundál a vele érintkezésbe kerülő fém alkatrészekbe (intersztíciós atom), és megváltoztatja tulajdonságaikat.
59
4.3.5
Az erőmű összhatásfoka
A széndioxid leválasztás nélküli berendezésekhez képest a leválasztókkal felszerelt erőművekben drasztikus hatásfokvesztés áll be (4.17. táblázat). Ez leginkább a megnövekedett önfogyasztásnak tudható be, amely nem csak villamos energia, hanem hőigény formájában is jelentkezik (mosóanyagok regenerálása). Ez egyben természetesen azt is jelenti, hogy azonos villamosenergia-igény kielégítéséhez több tüzelőanyagra lesz szükség, amely a készletek kimerülését meggyorsítja, és az árakat is felviheti a szénpiacokon. A fő veszteségforrás az IGCC blokkok meghatározó jellemzője, a hő-bypass, azaz a tüzelőanyag fűtőértékének egy része nem halad keresztül a kombinált cikluson, csak a gőzciklusban hasznosul, emellett még az oxigén előállítása,a szén-monoxid reformálás és a széndioxid komprimálása ad jelentős összetevőt a hatásfokvesztéshez. 4.17. táblázat. Hatásfokvesztés mértéke bizonyos CO2-t kibocsájtó erőműtípusokban Erőmű típusa Szénerőmű szubkritikus gőzciklussal
Hatásfokvesztés [%]
Többlet üzemanyagfelhasználás [%]
8-12
22-39
8
19
IGCC szénerőmű
6-8
15-21
Földgázos erőmű, kombinált ciklus
8-9
16-19
IGCC biomassza
3-7
12-21
Szénerőmű ultraszuperkritikus gőzciklussal
Forrás: IEA, 2004 A hatásfokromlás mértéke az egyes leválasztási módok esetén eltérő lehet. A tüzelés előtti leválasztás esetén a hatásfokromlás az eredeti esethez képest kisebb arányú, mint az egyszerűbben megvalósítható tüzelés utáni leválasztást választva, így előnyre tehet szert mind energetikai, mind gazdaságossági értelemben.
60
4.16. ábra. A tüzelés előtti leválasztás esetén jelentkező hatásfokromlás szerkezete 4.3.6
Költségvonzatok áttekintése
Az egyes erőművi projektek vagy technológiák a legtöbbször nem a tervezőasztalon buknak meg, hanem gazdasági problémák lehetetlenítik el őket; érdemes áttekinteni tehát a széndioxid leválasztással kapcsolatban felmerülő többletköltségeket, továbbá hogy ennek milyen kibocsájtás-büntetési szint mellett milyen hatása van a gazdaságos alkalmazhatóságra. A fő kérdés tehát az, hogy a CCS mekkora többletköltségeket okoz, ezek meddig csökkenthetnek, és ennek hatására milyen büntetési szinteknél milyen mértékű kibocsájtás-megtakarítást lehet elérni. 4.3.6.1 A beruházás Az első többletköltség a beruházásnál jelentkezik. Ez abból adódik, hogy a kibocsájtó forrásokat alkalmassá kell tenni a CCS technológia befogadására, tovább a hatásfokjavítás és a CCS-hez kapcsolódó berendezések költségei is itt jelentkeznek. Két mutatóval szokás jellemezni a beruházási költséget: a beépített teljesítményre vetített beruházási költséggel, továbbá a tervezett üzemidő alatt az évenként és teljesítményre vetítetten jelentkező plusz fix költséggel, amely főként a megnövekedett leírást, karbantartási igényt tartalmaz. Ilyen adatok láthatóak a 4.18 táblázatban. A 4.18. táblázat adatai is megerősítik azokat a várakozásokat, amelyek szerint a régi, szubkritikus gőzciklussal működő erőművi technológiákkal a leggazdaságtalanabb a CCS alkalmazása. A beruházási költségnövekedések nem vezetnek az erőművek élettartama alatti összes költség szerkezeti változásához, a domináns érték az üzemanyag költsége marad. Ez fontos információ lehet akkor, amikor a CCS-sel felszerelt erőművekről el kell dönteni, hogy alaperőműként jöhetnek számításba, vagy menetrendtartó üzemre számíthat a beruházó.
61
4.18. táblázat. Egyes erőműtípusok beruházási költségei CCS-sel és anélkül Fajlagos beruházási [USD/kW]
Erőmű típusa
CCS nélkül
CCSsel
költség Évenkénti fajlagos fix költség [USD/(kW*év)]
Többlet
CCS nélkül
CCSsel
Többlet
Szénerőmű szubkritikus gőzciklussal
10251075
17201850
695-775
23-31
75-80
49-52
Szénerőmű ultraszuperkritikus gőzciklussal
1260
1675
415
30
45
15
IGCC szénerőmű
12601455
16352100
375-645
35-57
50-90
15-33
400
800
400
14
29-33
15-19
13002400
16203000
320-600
50
50-100
0-50
Földgázos kombinált ciklus IGCC biomassza
erőmű,
Forrás: IEA, 2004. Fontos kérdés lehet az is, hogy milyen széndioxid kvótaárak és piaci villamosenergia-árak mellett lehet versenyképes a tüzelés előtti leválasztás. Erre igen eltérő becslések születtek a gazdasági világválság előtt és után. A válság előtt széles körben elterjedt és számításokkal alátámasztott ökölszám volt, hogy jelentős mértékű elterjedésre nem kell számítani addig, ameddig a kvótaárak 50 $/t árszint alatt maradnak (IEA, 2004; Holt, 2004); az IGCC–k CO2 elkerülési költségeire 18-29 USD/t közötti árak láttak napvilágot (Holt, 2004). Ezek a becslések a közelmúlt eseményeinek és új számításoknak a tükrében túlzottan optimistának tűnnek, a demonstrációs projektek leállásával és azzal a ténnyel párosítva, hogy a CCS miatti összhatásfok-csökkenést már 10–11 százalékpontra teszik (Kunze et. al., 2010). Azonban az is nyilvánvalóvá vált, hogy a leválasztás elkerülése csak nagyon alacsony kvótaárak mellett éri meg (10 EUR/t ár alatt) (Kunze et. al., 2010)
62
4.17. ábra. A leválasztás elkerülésének haszna a villamosenergia és a széndioxid kvóták árának függvényében (Kunze et. al., 2010) 4.19. táblázat. A 2007 szeptemberéig bejelentett szén-dioxid leválasztást alkalmazó erőművi beruházások Cég/Projekt neve
Energiahordozó
Beépített teljesítmény
Technológia
Projekt kezdete
BP DF2, Carson Egyesült Államok
petrolkoksz
500 MW
IGCC, EOR
2011
Centrica, Progressive Energy, Teeside Egyesült Királyság China Huaneng Group, GreenGen, Kína
szén
800 MW + H2 termelés
IGCC
2012
szén
100 MW
IGCC
2015
E.ON, Killingholme, Lincolnshire coast, Egyesült Királyság FutureGen Egyesült Államok
szén
450 MW
IGCC
2011
szén
275 MW
IGCC
2012
GE Lengyelország
szén
1000 MW
IGCC
Nem ismert
Nuon, Eemshaven The Netherlands
szén, biomassza, földgáz
1200 MW
IGCC
2011
Powerfuel, Hatfield Coillery Egyesült Királyság
szén
~900 MW
IGCC
2010
RWE, Németország
szén
450 MW
2014
Siemens Németország
szén
1000 MW
IGCC, tárolás sósvizes formációkban IGCC
2011
Forrás: IEA,2007.
A gazdasági világválság természetesen nemcsak közvetlenül az üzleti életet rengette meg, hatását minden szinten érezteti. Az egyértelműen adódó következmények mellett fel kell hívni a 63
figyelmet a villamos energia kereslet visszaesésére és a szén-dioxid kvóta árának csökkenésére is, amely kétségtelenül visszaveti a befektetési kedvet az ilyen jellegű projektek iránt, hiszen a korábbiakban ezek jelentették a fő motivációt a beruházások elindítására. A megnövekedett piaci volatilitás és a gazdasági világválság egyéb hatásai ellenére mind a jelentős befektetők, mind pedig a kormányok és nemzetközi politikai döntéshozók fontos lépéseket tesznek az olyan kezdeményezések megvalósítására, mint az IGCC projektek, amelyek a hosszú távú fenntarthatóság elérésére irányulnak. Így a fent említettek miatt a korábban elindított koncepciók (ld. 4.19. táblázat) nem kerültek eltörlésre, csupán – sok esetben az említett források hiányában – a megvalósítást halasztják el. Erre a következő tervezetek hozhatók fel példaként: • BP DF2, Carson (Egyesült Államok): Amennyiben a projekt megvalósul, ez lesz a legnagyobb hidrogén-tüzelésű energiatermelő létesítmény a világon, amely részben állami, részben helyi támogatásból finanszíroznak. Az első megvalósíthatósági tanulmányok már elkészültek, de a projekt ebben a fázisban megrekedt. A korábbi koncepcióval ellentétben (miszerint 2012-től már megkezdi működését) jelenleg átszervezés alatt áll, mára már „Kalifornia Projekt” néven ismeretes. •
•
•
Powerfuel, Hatfield Coillery (Egyesült Királyság): A projekt mára már nem a Powerfuel tulajdonában áll, irányítását a 2CoEnergy vette át. A megvalósítás két fázisban történik: az először az erőmű földgáz üzemben kerül kiépítésre, míg a szénelgázosító egység csak a második szakasz keretein belül valósul majd meg. A mai állás szerint az építőipari munkák jó irányban haladnak afelé, hogy az 2013-ra már üzemelhessen az erőmű földgáz tüzelőanyaggal, a szénelgázosító mű indítását pedig 2016-ra teszik. RWE, Hürth (Németország): A jelen állás szerint csak annyit tudhatunk biztosan, hogy a megvalósítás késik, a források szerint legjobb esetben is csak 2016 után kezdődhet meg. Ez részben a költségek emelkedésével magyarázható (1 milliárd €-ról 2 milliárd €-ra), részben pedig annak köszönhető, hogy a szén-dioxidtároló kialakításához szükséges engedélyek megszerzését az illetékes hatóságok megnehezítik, például szeizmikus vizsgálatok elvégzéséhez köti. FutureGen, Meredosia, Mattoon (Illinois, Egyesült Államok): A beruházás tervezett időpontja nem változott, az építési munkák elvileg már 2012-ben elkezdődnek, de a megvalósítás más formában történik. Az eredeti koncepció (275 MWos IGCC erőmű) helyett egy 200 MW teljesítményű blokkot alakítanak át oxy-fuel tüzelésre Meredosia-ban. A projekt keretein belül az eredeti helyszínen, Mattoon-ban egy szén-dioxidtároló kerül kiépítésre, amelyet egy 175 mérföld hosszú csővezeték köt majd össze az erőművel. A teljes konstrukció átadását 2015 harmadik negyedévére tervezik.
4.4 Oxyfuel tüzelés A villamosenergia-termelésben jelenleg általánosan használt szénpor-tüzelésű, fluidizációs és egyéb típusú kazánokban a tüzelőanyag oxidációja levegő hozzávezetése mellett történik. A levegő nitrogéntartalma (körülbelül 78 v/v%) jelentősen csökkenti a füstgáz CO2 koncentrációját, megnehezítve ezzel a füstgázból történő CO2 leválasztást. Oxyfuel tüzelés során oxigén (általában legalább 95%-os tisztaságú) és recirkuláltatott füstgáz elegyében valósul meg az égés. Tiszta oxigén környezetben 3500°C körüli hőmérséklet alakulna ki, ami messze meghaladja az erőművekben jelenleg általánosan használt szerkezeti anyagok tűréshatárát. Az égőtér hőmérsékletét egy mai gázturbinás egység esetén 1300-1400°Cban korlátozzák, míg egy oxyfuel tüzelésű szén tüzelőanyagú kazánban sem emelkedhet a 64
hőmérséklet 1900°C fölé (Thambimuthu et al., 2007). A lánghőmérséklet szabályozására a füstgáz részleges recirkuláltatása mellett/helyett gőz vagy folyadék fázisú víz tűztérbe fecskendezése is alkalmas. A hőmérséklet megfelelő szinten tartása mellett a füstgáz visszavezetésre és/vagy víz/gőz befecskendezésére azért is szükség van, hogy a nitrogén mint hőhordozó közeg tömegét (hőkapacitását) pótoljuk, elegendő gázt biztosítva ezzel a tűztérben felszabaduló hő konvektív hőcserélő felületekhez történő szállításához. Oxyfuel tüzelés alkalmazásával a képződő füstgáz főleg CO2-ot, vízgőzt és – a tökéletes égéshez szükséges – oxigénfeleslegnek megfelelő mennyiségű oxigént tartalmaz. Az oxyfuel technológia általános felépítését a 4.18. ábra mutatja. Az oxyfuel tüzelés – akárcsak a többi, technológiailag ma megvalósítható CCS technológia – jelentős (7-10%-pontos) hatásfokromlást eredményez az erőművi energiaátalakítási folyamat egészére nézve. Ehhez a negatív hatáshoz legnagyobb mértékben az oxigén kívánt tisztaságú és mennyiségű előállításának, valamint a CO2 kompressziójának energiaigénye járul hozzá (Wall et al., 2009).
4.18. ábra. Oxyfuel technológián alapuló villamosenergia-termelés általános folyamatábrája (Wall et al., 2009) Az oxyfuel technológiával közel 100%-os CO2 leválasztás érhető el. A képződő füstgáz főleg szén-dioxidot és vízgőzt tartalmaz. A füstgáz hűtésével a gőztartalom kondenzáltatható, ekkor – függően az alkalmazott technológiai folyamattól és tüzelőanyagtól – a CO2 teszi ki a füstgáz térfogatának 80-98%-át. A megoldás előnye, hogy a CO2 leválasztás a gőztartalom kondenzáltatására egyszerűsödik, nem kell drága oldószereket bevetni a CO2 kivonáshoz. A termékáramban a CO2 mellett a tüzelőanyagból származó gáznemű szennyezőanyagok (például SOx, NOx, HCl és Hg), inert gázok (nitrogén, argon) és oxigén lehetnek. Utóbbiak a levegő szeparátor egységből és légbetörésekkel kerülhetnek a rendszerbe. Az inert gázok és az oxigén koncentrációját megfelelően alacsony értéken kell tartani, hogy a CO2 csővezetéki szállítása során elkerülhető legyen a kétfázisú áramlás kialakulása. A következőkben röviden bemutatjuk az oxyfuel technológia kialakulását, fejlődését (4.4.1), majd összefoglaljuk az oxyfuel és a hagyományos tüzelés közötti alapvető különbségeket (4.4.2). Ezt követően bemutatjuk az oxyfuel technológia erőművi alkalmazásának lehetőségeit (4.4.3). Végül górcső alá vesszük az oxyfuel technológiákat oxigénnel ellátó levegő szeparátor egységeket (4.4.4).
65
4.4.1
Oxyfuel technológia eredete
Az oxyfuel tüzelés koncepcióját 1982-ben Abraham és munkatársai dolgozták ki, hogy a CO2ben gazdag füstgázt a növelt hatékonyságú kőolaj-kitermelési eljárásban (EOR) hasznosítsa (Abraham et al., 1982). Az olajipar számára mutatkozó potenciális haszonnak köszönhetően az USA Illoinois államában lévő Argonne Nemzeti Laboratórium (ANL) elkezdett foglalkozni a témával. Ennek során műszaki és gazdasági megvalósíthatósági tanulmányok születtek, illetve a technológia demonstrálására egy pilot berendezés is megépítésre került (Abele et al., 1987, Berry és Wolsky, 1986, Wang et al., 1988, Weller et al., 1985). Már az 1990-es évek elején kezdett érdeklődés mutatkozni a széntüzelésből származó CO2 leválasztása iránt. Európában elsőként az IFRF (International Flame Research Foundation) berkein belül készültek tanulmányok a témában, míg ezzel egy időben a NEDO (New Energy and Industrial Technology Development Organization) kutatta annak lehetőségét, hogy a japán kazánokat retrofit program keretében oxyfuel technológiával egészítsék ki. Az ehhez kapcsolódó tüzelési kísérleteket az IHI végezte (Nakayama et al., 1992, Kimura et al., 1995, Kiga et al., 1997, Nozaki et al., 1997). Az 1990-es évek végére több, jelentős ipari szereplőket is magába foglaló kutató-konzorcium jött létre az oxyfuel megoldások fejlesztésére. Az ezredforduló óta az antropogén CO2 kibocsátás mérséklésére tett erőfeszítések folyamatosan erősödnek, amivel párhuzamosan egyre nagyobb hangsúlyt kap a CCS technológiák, köztük az oxyfuel technológia kutatása is, amit a témában rendelkezésre álló szakirodalmi források rohamosan növekvő száma is jelez. A továbbiakban – elsősorban – az említett szakirodalmi forrásokra támaszkodva mutatjuk be az oxyfuel technológia jellemzőit és jelenlegi megoldásait, felhívva a figyelmet azok korlátaira, kijelölve ezzel a további kutatások fő irányait. 4.4.2
Különbségek a kazán üzemeltetési körülményeiben
A hagyományos és oxyfuel tüzelés körülményei számos tekintetben eltérnek egymástól. A legfontosabbak, melyeket a laboratóriumi és pilot berendezések üzemeltetési tapasztalatai is megerősítenek: a láng hőmérsékletének, gyulladási helyének változása, valamint az eltérő károsanyag-kibocsátási karakterisztika. A különbségek jelentős része magyarázható a CO2 és N2 gázok – mint az oxyfuel és hagyományos tüzelésnél jelen lévő fő inert komponensek – eltérő tulajdonságival. A két gáz jellemzői közötti eltérés alapvetően befolyásolja mind a hőátvitelt, mind az égés reakció kinetikáját (Wall et al., 2009): Sűrűség: Mivel a CO2 moláris tömege 44 g/mol, szemben a N2 28 g/mol moláris tömegével, a füstgáz sűrűsége oxyfuel tüzelés során jellemzően magasabb. Hőkapacitás: A CO2 hőkapacitása nagyobb, mint a N2-é, így ugyanazt a hőteljesítményt kisebb CO2-áram tudja végigszállítani a kazánon. Diffuzivitás: A tüzelőanyag égéséhez szükséges oxigén diffúziós rátája CO2 környezetben kisebb, a N2 közegben tapasztalhatónak mindössze 80%-a. Hőátvitel a tűztérben: A hősugárzásos hőátvitel szempontjából kedvező tulajdonságú háromatomos gázok (CO2 és H2O) koncentrációja nagyobb a tűztérben oxyfuel tüzelés mellett. Részben az előző gondolatmenet alapján, az alábbi felsorolás foglalja össze a fő különbségeket Wall et al. ( 2009) alapján az oxigén-, illetve levegő környezetben történő tüzelés között: Hasonló adiabatikus lánghőmérséklet eléréséhez az égőkön átáramló közeg oxigéntartalma nagyobb kell, hogy legyen (tipikusan 30%), mint hagyományos tüzelés esetén (21%). Ez a füstgáz nagyjából 60%-ának recirkuláltatását igényli.
66
A tűztérben tapasztalható nagyobb CO2 és H2O koncentráció miatt a hősugárzásos hőátadás azonos szinten tartásához kevesebb oxigén lenne szükséges, mint amennyi a megegyező adiabatikus lánghőmérséklet tartásához keresztül áramlik az égőkön. A kazánon végigáramló gáz mennyisége a füstgáz recirkuláltatás arányának megfelelően csökken. Az erőmű által a légkörbe bocsátott füstgáz térfogatárama nagyjából 80%-kal csökken. A hagyományos, levegő hozzávezetése mellett zajló tüzelés során alkalmazott légfelesleg tényező (széntüzelésű erőművi kazánoknál általában λ=1,1 -1,2) analógiájára oxyfuel tüzelés esetén bevezethető az oxigénfelesleg fogalma. Ahhoz, hogy a hagyományos tüzelési eljárások füstgázára jellemző oxigén koncentrációt érjünk el oxyfuel tüzeléssel, 3-5% közötti oxigénfeleslegre van szükség. A füstgáz visszavezetés miatt egyes összetevők (például a korrozív kéntartalmú gázok) magasabb koncentrációban lehetnek jelen a tűztérben, mint az a hagyományos tüzelési eljárásoknál megszokott. Ez természetesen annak függvénye, hogy a visszavezetendő füstgázt hol vesszük el a füstgáz-áramból. A CO2 leválasztással kombinált oxyfuel technológia során jelentős többlet teljesítményigény jelentkezik például az oxigén előállítás és a füstgáz komprimálás tekintetében, melyek nem jelentkeznek a hagyományos, levegővel történő tüzelés alkalmazásakor. Ezért a CO2 leválasztással kombinált oxyfuel tüzelés megtermelt egységnyi energiára vetítve kevésbé hatékony eljárás. Az oxyfuel tüzelés típusától függő különbségeket és jellemzőket az adott oxyfuel technológiát tárgyaló alfejezeteken belül mutatjuk be.
4.4.3
Oxyfuel technológia erőművi alkalmazásának lehetőségei
Az oxyfuel eljárásokat a munkaközeg típusa alapján, illetve aszerint csoportosíthatjuk, hogy a tüzeléssel felszabadított hőteljesítményt miként adjuk át a munkaközegnek, és hogy a képződő füstgázt használjuk-e munkaközegként. A fenti szempontok szerint nehezen kategorizálható a chemical-looping eljárás, melyet a 4.4.3.5 pontban tárgyalunk részletesen. 4.4.3.1 Közvetett oxyfuel gőzciklus A közvetett oxyfuel gőzciklus elvi sémája a 4.19. ábrán látható. A jelenlegi gőzciklusú erőművek felépítéséhez hasonló körfolyamat. A folyamat közvetett, mert a hőfejlődés nem a munkaközegben történik; a munkaközeggel való hőközlés hőátadó felületen keresztül valósul meg. A hagyományos gőzerőművekhez képest különbség, hogy a tüzelőanyagot oxigén környezetben égetjük el, és ahhoz hogy az égőtérben kialakuló hőmérsékletet az elfogadható tartományon belül tartsuk, a képződő füstgáz jelentős részét visszavezetjük a tűztérbe. A kazánból kilépő, CO2-ben dús füstgázáram három részre oszlik: az első ágat visszacirkuláltatják a kazánba, a második szén tüzelőanyag esetén a szállítást és előszárítást végzi, míg a harmadik gázáram a nedvességtartalom eltávolítása után a CO2-kompresszorállomásra kerül. A közvetett oxyfuel gőzciklus gyakorlati alkalmazhatóságát már számos pilot méretű berendezés és néhány ipari léptékű esettanulmány is bizonyította. A Babcock Energy Ltd. füstgáz recirkulációval kiegészített oxyfuel tüzelésű, 160 kWth teljesítményű, szénportüzelésű alacsony NOx égők segítségével vizsgálta a technológia hőátadási és salakosodási viszonyait egy folyamatos, csaknem 5 hetes tesztüzem során (Babcock Energy Ltd et al., 1995). Ugyanezen tanulmány számolt be egy oxyfuel tüzelésre átállított 660 MWe villamos teljesítményű blokk kazánjának üzemviteli tapasztalatairól. Az eredmények szerint a füstgáz NOx tartalma csökkent a visszakeringtetett füstgáz részarányának növelésével, míg a SO2 és a hamu karbontartalma 67
érzéketlen volt a füstgáz visszavezetés mértékére. A konvektív huzamban lévő hőcserélő felületeken intenzívebb salakosodás mutatkozott oxyfuel tüzeléses esetben, mint levegővel történő üzemelés során.
4.19. ábra. Oxyfuel rendszerű szuperkritikus gőzparaméterű széntüzelésű erőmű kapcsolása (Dillon et al., 2005) Szintén szénportüzeléses, pilot méretű berendezésen végzett kísérleteket Croiset és Thambimuthu (2000). Vizsgálataik során megállapították, hogy nagyjából 35 v/v% oxigén és 65 v/v% száraz füstgáz segítségével lehet hasonló lánghőmérsékletet és füstgáz fajhőt elérni, mint ami a levegővel történő tüzelésre jellemző. Az inert anyagok (mint a szén hamu- és szervetlenanyag-tartalma) jelenléte, a tüzelőanyag összetétele és a recirkuláltatott füstgáz, valamint a tűztérbe adagolt szén nedvességtartalma csekély mértékben, de befolyásolja a fentebbi arányt. A tüzelési kísérletek során gyakorlatilag tökéletes égést lehetett biztosítani úgy, hogy a füstgáz oxigéntartalma 1-3 v/v% között mozgott. Ezzel a száraz füstgáz mintegy 95-98 v/v%-nyi CO2-ot tartalmazott. A tanulmányban közölt eredmények alapján a szálló pernye képződésében és SO2 kibocsátásban nem mutatkozott eltérés az oxyfuel és a hagyományos tüzelési eljárás között. Ellenben oxyfuel tüzelés során alacsonyabb NOx kibocsátást detektáltak, köszönhetően a nitrogén hiányában zérusra csökkent termikus NOx képződésnek. A füstgázzal együtt visszavezetett NOx pedig csökkenti a tüzelőanyagban kötött nitrogénből származó NOx képződést és a fajlagos kibocsátás mértékét. Más tanulmányok szerint az NOx kibocsátás csökkenése elérheti a 75%-ot is (Chatel-Pelage et al., 2003). NOx kibocsátás tekintetében hasonlóan kedvező eredményeket publikáltak a kutatók földgáz tüzelőanyag esetén is (Tan et al., 2002). A témában végzett kutatások eredményei rámutatnak, hogy a nitrogénmentes tüzelési eljárások előnyösebb hőátviteli körülményeket képesek biztosítani (McDonald, et al,. 1999) és amennyiben jobb hőállóságú anyagokat alkalmazunk – lehetővé téve ezzel a nagyobb oxigén koncentráció és kisebb füstgáz recirkuláció melletti üzemelést –, akkor számottevően csökkenthetők a manipulált anyagáramok és így a kazán méretei is.
68
Megjegyzendő, hogy ha egy oxyfuel szénportüzelésű kazán égőihez a 35 v/v%-nyi oxigént a füstgáz 2/3-ának recirkuláltatásával tudjuk biztosítani, és a füstgáz adott hányadát a CO2 tisztítási és komprimálási folyamatok előtt vezetjük vissza a tűztérbe, akkor ezzel az említett technológiai lépésekhez tartozó berendezések méreteit 1/5-ére csökkenthetjük azzal szemben, mintha ezeket hagyományos tüzelésű kazán után illesztenénk (Chatel-Pelage et al., 2003). Egy alacsony hőmérsékletű (-55 °C) gáztisztítási lépés beiktatásával a CO2 kompresszió elé kiválthatóvá válik a levegővel történő tüzelés esetén az NOx leválasztásra alkalmazott szelektív katalitikus redukció, illetve a füstgáz kéntelenítés is. McDonald (1999) megvalósíthatósági tanulmánya megerősítette, hogy széntüzelésű erőművi kazánok retrofit keretében oxyfuel tüzelésűvé történő átalakításának és CO2-leválasztással való kiegészítésének nincsen technikai akadálya, és ennek során hasznosíthatók a meglévő technológiai rendszerek. Wilkinson et al. (2003) publikációjában kitért a meglévő széntüzelésű kazánok átalakításával kapcsolatos kérdésekre. Eredménye szerint gazdaságosabb ilyen esetekben a levegő szeparátor egységet 95% tisztaságú oxigén előállítására méretezni (99,5% helyett), figyelembe véve a depressziós tűztérbe történő levegőbetörés jellemző mértékét, és az így megjelenő argon és nitrogén leválasztását megoldani a CO2 tisztítás során. Átalakítás után a kazánt elhagyó füstgáz CO2-koncntrációja 17%-ról 60%-ra, míg a vízgőz-tartalom 10%-ról 30%-ra növekszik. A szennyezőanyagok (SOx, NOx) és egyéb gázok (O2, N2, Ar) teszik ki a füstgáz 10%-át. Az oxyfuel tüzelés lehetőségeinek és következményeinek vizsgálatát eddig elsősorban szénportüzeléses kazánokkal végezték. Ezzel szemben Luis M. Romeo et al. (2011) munkája a fluidágyas kazánokra fókuszál. A különböző CO2/O2 arányok melletti tüzelés és a levegővel történő tüzelés jellemzőit hasonlította össze 95 kWth teljesítményű CFB kazánon végzett kísérletei alapján. Eredményei rámutattak, hogy az oxyfuel tüzelésre jellemző magas CO2 parciális nyomás mellett a beadagolt CaCO3 kalcinálódásának reakciója nem, vagy csak igen lassan megy végbe. Ez azt eredményezi, hogy a – fluidágyas tüzelés egyik nagy előnyének tekintett technológiába integrált – kénmegkötés rosszabb hatékonysággal, közvetlenül a kalcium-karbonát és kén-dioxid reakciójával mehet csak végbe az alábbi reakció szerint:
CaCO3 SO2 CaSO3 CO2 .
Tapasztalata szerint, mivel az oxyfuel körülményei között nagyobb az oxigénkoncentráció az égő szemcsék körül, ez elősegíti a tüzelőanyag nitrogéntartalmából történő NOx képződést, így emelkedni fog a NOx-emisszió. Pozitívum, hogy a fluidkazánok tűzterére jellemző intenzív ágyanyag keveredés igen jó hőmérsékletszabályozást eredményez még erősen exoterm viszonyok között is, lehetővé téve ezzel a füstgáz recirkuláltatásának minimalizálását. 4.4.3.2 Közvetett oxyfuel gázciklus A szakirodalmi források AZEP (Advanced Zero Emission Power Plant) néven is hivatkoznak erre az oxyfuel megoldásra. A körfolyamat alapja egy hagyományos kombinált ciklusú erőmű, melyet egy nagyjából 800-1000°C-on működő magas hőmérsékletű oxigén ion transzport membránnal egészítenek ki, ahogyan azt a 4.20. ábra szemlélteti.
69
4.20. ábra. Közvetett oxyfuel gázciklus (AZEP) koncepciója (Thambimuthu et al. 2007) A hagyományos gázturbinás egység égőterének kiváltására szolgál az oxigén ion membránnal ellátott reaktor, amely első lépésben a kompresszor által szállított levegőből szeparálja, és az égőtérbe vezeti az oxigént. Itt a tüzelőanyag beadagolása mellett lezajlik az égés. Harmadik lépésben a tüzelés során képződött hő egy része átadódik a kompresszor által a reaktorba szállított levegőnek. A hőátadásra nem visszakeringtetett égéstermékek hője egy speciális turbinán (CO2 és gőz munkaközeg) expandálva alkalmas lehet további hasznos munkavégzésre, mielőtt a nedvességtartalom kondenzálódna és a szén-dioxid a kompresszorállomásra kerülne. Az AZEP körfolyamat hatásfoka (alsó fűtőértékre vonatkoztatva) elérheti a 49-50%-ot, beleszámolva a szén-dioxid szállítási nyomásra való komprimálásának energiaigényét is. Annak érdekében, hogy a rendelkezésre álló modern gázturbinák adta lehetőségeket (1300-1400 °C belépő hőmérséklet) minél jobban kihasználjuk, a körfolyamatba iktatható egy földgáztüzelésű utóégető is a reaktor és a gázturbina közé. A rendszer hatásfoka ezzel 52% fölé emelkedhet, de a póttüzelés során keletkező szén-dioxid a légkörbe kerül. A kikerülő mennyiség nagyjából az összesen képződő CO2 15%-a (Thambimuthu et al., 2007). 4.4.3.3 Közvetlen oxyfuel gázciklus Az oxyfuel tüzelés ekkor egy visszacirkuláltatott, CO2-ben gazdag munkaközeggel működő kombinált ciklusú körfolyamathoz kerül illesztésre, ahogyan a 4.21. ábra alapján látható.
4.21. ábra. Közvetlen oxyfuel gázciklus koncepciójának folyamatábrája (Thambimuthu et al. 2007) 70
A forró füstgáz a módosított gázturbinán expandálva termel villamos teljesítményt. A gázturbinát elhagyó füstgázt hőhasznosító kazánban hűtjük, így hőjét a gőzciklusban keringő víz melegítésére, elgőzölögtetésére és túlhevítésére használhatjuk. A füstgázban lévő nedvességtartalom kondenzációjának céljából a HRSG-t (Heat Recovery Steam Generator) elhagyó gázáram további hűtése szükséges. Az így előállított nagytisztaságú CO2-áram körülbelül 90%-a a gázturbinás egység kompresszorán keresztül újrakezdi a körfolyamatot, míg a fennmaradó rész a kompresszorállomásra kerül. Tüzelőanyagként kizárólag földgáz, könnyű szénhidrogének vagy szénelgázosítás útján nyert szintézisgáz (CO + H2) használható. A konfiguráció két tipikus változata a Matiant- és a Graz-ciklus. A Matiant-ciklus egy Brayton-típusú körfolyamat, ahol mind a kompresszió, mind az expanzió többfokozatú és közbenső visszahűtéssel, illetve újrahevítéssel rendelkezik. A gázturbinát elhagyó füstgáz előmelegíti a recirkuláltatott CO2-t (rekuperatív). A tüzelés során keletkező szén-dioxid egy részét a kompresszor után vezetik el a körfolyamatból. A körfolyamat fűtőértékre vetített hatásfoka a várakozások szerint elérheti a 44-45%-ot, beleszámolva az oxigén előállítás energiaigényét is 0,28 kWh/kg CO2 értékkel (Bolland et al., é.n.). A hatásfok 50% fölé is növelhető lehetne egy a 4.21. ábrán láthatóhoz hasonló kombinált ciklusú konfigurációban. A Graz-ciklus eredendően kombinált ciklusú megoldás, melyre Jericha et al. (2003) 50% feletti fűtőértékre vetített hatásfokot publikált. A típus elterjedését hátráltathatja a CO2 munkaközegként való használata, ami a kompresszor és a turbina teljes újratervezését teszi szükségessé. A hagyományos nyílt ciklusú gázturbinás egységek kompresszorában és turbinájában áramló közeg moláris tömege nagyjából a levegő moláris tömegével egyezik meg (28,8 kg/kmol). A közvetlen oxyfuel tüzelésű gázciklus esetében – a CO2 recirkuláció miatt – a kompresszorban áramló közeg moláris tömege körülbelül 43 kg/kmol, míg a turbinában hozzávetőlegesen 40 kg/kmol. A munkaközeg-váltás levegőről CO2-ban dús gázkeverékre néhány olyan fontos jellemző megváltozását eredményezi, melyeknek komoly befolyása van a kompresszor, az égőtér és a turbina tervezésére. Ezek közül a legfontosabbak: a hangsebesség a 80%-a a levegőben tapasztalhatónak; a munkaközeg sűrűsége 50%-kal nagyobb; kisebb fajhőviszony, mint levegő esetén, ezért kisebb hőmérsékletváltozás adiabatikus kompresszió vagy expanzió során; A változások eredményeképpen egy oxyfuel rendszerű gázturbinás egység optimális nyomásviszonya nagyobb, 30-35 közötti, összehasonlítva a 15-18-cal, ami a hagyományos tüzelésű körfolyamatokra jellemző. A szerkezeti anyagok szabta határt figyelembe véve, a megengedhető legmagasabb turbinába lépő hőmérséklet és a nagy nyomásviszony mellett 600 °C körüli kilépő hőmérsékletre számíthatunk, ami ideális a gőzciklus illesztése szempontjából. 4.4.3.4 Közvetlen oxyfuel gőzciklus A közvetlen oxyfuel tüzelésű gőzciklus elve, hogy a komprimált folyadékfázisú vizet az oxigén környezetben égő tüzelőanyaghoz fecskendezzük, egyszerre valósítva meg ezzel a tűztér hűtését és a víz elgőzölögtetését. Az égőtérből kilépő munkaközeg, aminek összetétele 90 v/v% vízgőz és 10 v/v% szén-dioxid, a nagynyomású turbinába kerül. A kisnyomású turbinából kilépő keverék hűtése során a nedvességtartalom legnagyobb része kondenzálódik és újrakezdi a körfolyamatot, míg az égőtérben keletkezett és a turbinákon végigexpandált CO2-t elvezetik és nyomásfokozással készítik elő a szállításhoz (Anderson et al., 2003, Marin et al., 2003). Az ilyen oxyfuel megoldást használó erőmű tüzelőanyagaként kizárólag tiszta gáznemű vagy folyadék fázisú tüzelőanyag jöhet szóba. A gőz és CO2 generátor igen kompakt felépítésű, a koncepció működési tartománya 200 és 500 bar közé esik. Ramsaier (1985) egy 60 t/h gőzteljesítményű berendezésen demonstrálta, hogy a felfűtött erőmű – megfelelően precíz vezérlés esetén – 2 másodperc alatt képes teljes terhelésre állni. Szabadalmában, a körfolyamat jellemzőitől függően, akár 55%-os hatásfokot ígér CO2-leválasztással együtt. 71
A leírt körfolyamat egy változatát, melyben a szükséges hő földgáz oxigén környezetben történő tüzelésével szabadul fel, Yantovskii (1992) vetette fel még 1992-ben. Az üzemanyag közvetlen tüzelése oxigénben már régen alkalmazott technológia a metallurgiai és üvegiparban, ahol az égők közel sztöchiometrikus viszonyok között működnek, akár 3500 °C-nál magasabb lánghőmérséklettel. A közvetlen oxyfuel gőzciklus megvalósítható a jelenlegi gőzturbinákkal is (nagyjából 565 °C belépő hőmérséklet), de egyértelműen az olyan gőzturbinák tervezése képezi a fejlesztés fő irányát, melyek képesek elviselni 1300 °C feletti belépő hőmérsékletet is. A gyártók ehhez a gázturbinák első lapátsorain már bevált technológiákat kívánják felhasználni. Az égőtér (gázgenerátor) kialakítása a jelenlegi rakétahajtóművek technológiáján alapul. A Clean Energy Systems 2000-ben egy, a kaliforniai Davis Egyetemen összeállított, 110 kW-os pilot projekttel bizonyította a koncepció létjogosultságát. Ezt követően sikeres próbaüzemet hajtottak végre egy 20 MWth-os gázgenerátorral 2003 elején. Mára üzembe helyeztek egy 6 MWe-os zéró emissziós demonstrációs erőművet is (Thambimuthu et al., 2007, Richards 2003).
4.22. ábra. Közvetlen oxyfuel gőzciklus koncepciójának folyamatábrája (Thambimuthu et al., 2007) 4.4.3.5 Chemical-looping eljárások Az oxyfuel technológiák közül a legújabb, legkevésbé kiforrott eljáráscsoport, noha alapja már egy 1954-es, tiszta szén-dioxid előállítását célzó szabadalomban megtalálható (Lewis és Gilliland, 1954). Később, az 1980-as évek közepén Richter és Knoche (1983) vizsgálta a fosszilis tüzelésű erőművek termikus hatásfokának növelése kapcsán a chemical-looping tüzelés lehetőségeit. Megjegyzendő, hogy a chemical-looping tüzelés, mint elnevezés Ishidától származik, aki a tüzelőanyagban kötött energia termikus energiává történő átalakítása során bekövetkező exergiaveszteség csökkentésének lehetőségét kutatta földgáztüzelésű erőművekben (Ishida et al., 1987). Nem sokkal ezt követően Ishida és Jin már CO2leválasztáshoz javasolták a chemical-looping tüzelést, vas és nikkel alapú oxigénközvetítőanyagok alkalmazásával (Ishida és Jin, 1994). Az elmúlt évek során több, különböző chemical-looping alapú körfolyamatot javasoltak a kutatók CO2 leválasztásra. A chemical-looping kifejezést általánosan azokra a folyamtokra alkalmazzák, ahol a tüzelőanyag konverziójához szükséges oxigén valamilyen szilárd anyagtól, mint oxigénközvetítő-közegtől származik. A körfolyamat lezárásához és újrakezdéséhez az 72
oxigént leadott szilárd anyag újbóli oxidációjára van szükség. A tüzelőanyag konverziója jelenthet égetést (CLC, chemical-looping combustion), vagy hidrogéntermelést (CLR, chemicallooping reforming). A 4.20. táblázat foglalja össze a szakirodalomban előforduló chemicallooping eljárásokat. Amennyiben a tüzelőanyag tökéletes égésének megvalósítása a cél, úgy a közvetítő szilárd anyag regenerálását a levegő-reaktorban (AR, air reactor) végzik, miután a tüzelőanyagreaktorban (FR, fuel reactor) redukálódott, biztosítva a tüzelőanyag konverziójához szükséges oxigénmennyiséget. Általánosan az ilyen lépésekből álló körfolyamatokat illeti a szakirodalom a CLC megnevezéssel. Gáznemű tüzelőanyag chemical-looping tüzelése során az oxigénközvetítőanyag közvetlenül reagál az elsődleges tüzelőanyaggal. Szilárd tüzelőanyagok (szén, biomassza, stb.) hasznosítására több módszert is kidolgoztak. A Syngas-CLC folyamat során az oxigénszállító anyag a szilárd elsődleges tüzelőanyag elgázosításának végtermékével (szintézisgáz) kerül érintkezésbe. Vagyis annak ellenére, hogy az elsődleges tüzelőanyag szilárd, a CLC folyamatba már gáznemű tüzelőanyag betáplálása történik meg. Ehhez a technológia igényli egy előtét elgázosító integrációját. Az iG-CLC (in-situ gasification CLC) folyamat során a szilárd tüzelőanyag gázosítását a tüzelőanyag-reaktoron belül valósítjuk meg. Ekkor az oxigénközvetítő-közeg az itt képződő termékekkel fog reakcióba lépni. A CLOU (Chemicallooping with oxygen uncoupling) technológiában alkalmazott szilárd közvetítőközeg képes gáznemű oxigén felszabadítására, ezzel táplálva a szilárd tüzelőanyag égését.
73
Tüzelőanyag konverziójának célja
Tüzelés
Hidrogéntermelés
4.20. táblázat. Chemical-looping eljárások (Adanez et al. 2011) Elsődleges tüzelőanyag
Folyamat elnevezése
Légnemű
CLC
Szilárd
Syngas-CLC
Szilárd
iG-CLC
Szilárd
CLOU
Légnemű
SR-CLC
Légnemű
a-CLR
Légnemű
CLH (OSD)
Szilárd
SCL
Szilárd
CDCL
Fő tulajdonságok − Légnemű tüzelőanyagok égetése oxigénhordozó szilárd anyagok jelenlétében − Szilárd tüzelőanyag előzetes elgázosítása − A gázosításhoz biztosítani kell a megfelelő mennyiségű oxigént − Szilárd tüzelőanyag gázosítása a reaktorban − Olcsó oxigénszállító anyagok alkalmazása a kívánatos − Légnemű oxigén felszabadítására alkalmas oxigénszállító anyag kell − Szilárd tüzelőanyag gyors konverziójára van lehetőség − Gőz reformálás hagyományos csöves elrendezésű reaktorban − A gőz reformálás energiaigényét CLC fedezi − Tüzelőanyag részleges oxidációja − A folyamat alkalmas tiszta N2-áram és a kívánt CO/H2 arány előállítására − Hidrogéntermelés az oxigénszállító közeg gőzzel történő oxidációja során − Három különálló reaktorra van szükség − Hidrogéntermelés az oxigénszállító közeg gőzzel történő oxidációja során − Szilárd tüzelőanyag előzetes elgázosítása szükséges oxigén környezetben − Három reaktor szükséges − Hidrogéntermelés az oxigénszállító közeg gőzzel történő oxidációja során − A szén és oxigén keverékét a redukáló reaktorba vezetik − Három reaktor szükséges
Amennyiben a célunk hidrogéntermelés, úgy az oxigénszállító anyag regenerálására levegő mellett gőzt is használhatunk. A regeneráló közegként levegőt használó eljárások két csoportra oszthatók. Az egyik a gőz reformálás CLC-be integráltan (SR-CLC), ahol a katalitikus gőz reformáláshoz igényelt hőteljesítményt a CLC biztosítja.. A másik a CLR (Chemical-looping Reforming), ahol a chemical-looping folyamat elsődleges terméke H2 és CO. Más technológiák azt a jelenséget használják ki, hogy bizonyos oxigénközvetítő-anyagok az oxigén leadás után reakcióba lépnek a jelenlévő vízgőzzel, amely reakció eredményeképpen hidrogén keletkezik. Ezen technológiák közé tartozik a CLH (Chemical-looping Hydrogen) vagy más néven OSD (One Step Decarbonization), illetve két gázosítási folymat: a SCL (Syngas Chemical-looping), illetve a CDCL (Coal Direct Chemical-looping). Ezek a folyamatok gyakran igénylik az oxigénszállító közeg levegővel történő regenerálását is. 74
A továbbiakban csak a levegővel regenerált, a tüzelőanyag eltüzelését célzó chemical-looping rendszerekkel foglalkozunk, mivel a szakirodalomban fellelhető adatok legnagyobb része ezekkel kapcsolatos, illetve a jelenlegi villamosenergia-termelési gyakorlathoz ezek illeszthetők a legkönnyebben. 4.4.3.5.1 Légnemű tüzelőanyagok chemical-looping tüzelése A folyamat lényege, hogy a levegő oxigénjét szilárd oxigénközvetítő-anyag segítségével hozzák kapcsolatba a tüzelőanyaggal, elkerülve a tüzelőanyag és a levegő közvetlen érintkezését. Elvi felépítését a 4.23. ábra mutatja. Az eljárás előnye a többi oxyfuel technológiával szemben, hogy nincs szükség a nagy teljesítményigényű levegőszeparátor egység integrálására. A tüzelőanyag-reaktorban zajlik a tüzelőanyag oxidációja a fémoxid redukciója mellett, melynek eredményeképpen CO2 és H2O keletkezik. A reaktort elhagyó gázáram tisztításával és vízgőz tartalmának kondenzáltatásával nagy tisztaságú CO2-áramot nyerhetünk, amely szállításra és tárolásra alkalmas. A fém vagy a redukálódott fémoxid a levegő-reaktorban levegő hozzávezetésével regenerálódik, és ezt követően készen áll a körfolyamat újrakezdésére. A levegő-reaktorból kilépő gázáram nitrogént és nem reagált oxigént tartalmaz.
4.23. ábra. CLC rendszer elvi felépítése (Adanez et al. 2011) A tüzelőanyag-reaktorban lejátszódó eredő kémiai reakció
(2n m p )Mex Oy C n H 2mOp (2n m p )Mex Oy1 nCO2 mH 2O H red ,
míg a levegő-reaktorban
(2n m p )Mex Oy1 ( n
m p )O2 (2n m p )Mex Oy H ox . 2 2
A két reaktorban lejátszódó eredő reakció megegyezik a hagyományos tüzelés során lejátszódó reakcióval, tehát a felszabaduló hőben sem lesz különbség:
C n H 2 mO p ( n
m p )O2 nCO2 mH 2O H égés H red H ox . 2 2
A 4.23 ábrán bemutatott folyamatot többféle típusú és konfigurációjú reaktorban meg lehet valósítani, de a legideálisabbnak a fluidágyas reaktorok mutatkoznak, mivel az ezekre jellemző remek gáz-szilárd keveredés elengedhetetlen a CLC eljárások során. Ekkor a beadagolt fémoxidok nem csak az oxigénközvetítő-közeg szerepét töltik be, hanem ágyanyagként is funkcionálnak. Elsősorban nyomás alatti üzemeléshez két, hidraulikailag összekapcsolt fixágyas reaktort alkalmaznak. Atmoszférikus üzemelés mellett számos konfiguráció leírása található meg a szakirodalomban, melyek közül néhány meglehetősen komplex (Adanez et al., 2011, Noorman et al., 2007, Noorman et al., 2010, Dahl et al., 2009, Hakonsem et al., 2010). Több tanulmány egy cirkulációs és egy buborékos fluidágyas reaktor összekapcsolását javasolja (4.24. ábra) (Kronberger et al., 2004, Kronberger et al., 2005, Kolbitsch et al., 2009, Johansson et al., 2003), abból a megfontolásból, hogy a legtöbb oxigénközvetítő-közeg kívánt mértékű redukciójához hosszabb tartózkodási időre van szükség, mint az oxidációjához. A Bécsi Műszaki Egyetem kísérleti berendezését két cirkulációs fluidágyas reaktorral alakították ki (4.25. ábra) (Adanez et al. 2011). Ebben a rendszerben a tüzelőanyag-reaktor a turbulens tartományban, míg 75
a levegő-reaktor a pneumatikus szállítás tartományában üzemel, ami a többi koncepcióval összevetve lényegesen nagyobb szilárd anyag cirkulációs rátát eredményez, kisebb ágyanyag tartalom mellett.
4.24. ábra Cirkulációs és buborékos fluidágyas reaktorokkal kialakított CLC rendszer (Adanez et al., 2011)
4.25. ábra A Bécsi Műszaki Egyetem 120 kWth teljesítményű CLC rendszere (Adanez et al., 2011) 4.4.3.5.2 Szilárd tüzelőanyagok chemical-looping tüzelése Szilárd tüzelőanyagok chemical-looping tüzelésére a szakirodalom szerint két lehetőség kínálkozik. Az egyik, hogy a rendelkezésre álló szilárd tüzelőanyagot egy előtét gázosítóban elgázosítjuk, majd a képződött szintézisgázt vezetjük a CLC rendszer tüzelőanyag-reaktorába (Syngas-CLC). A megoldás sematikus felépítését mutatja a 4.26. ábra. A másik lehetőség, hogy a szilárd tüzelőanyag közvetlenül a tüzelőanyag-reaktorba kerül bevezetésre, ahogyan azt a 4.27. 76
ábra szemlélteti. Ezeknek a megoldásoknak két altípusa létezik: egyrészről megoldható a tüzelőanyag gázosítása a tüzelőanyag-reaktorba vezetett gőzzel vagy szén-dioxiddal, melyek ekkor fluidizáló közegként is szolgálnak (iG-CLC); másrészről, ahogyan Mattisson et al. (2009) bemutatta, megfelelő oxigénközvetítő-közeg alkalmazásakor a szilárd tüzelőanyag légnemű oxigénnel is reakcióba hozható (CLOU).
4.26. ábra. Syngas-CLC rendszer felépítése (Adanez et al. 2011)
4.27. ábra. Közvetlen szilárd tüzelőanyag bevezetésű CLC általános felépítése (Adanez et al. 2011) A három szilárd tüzelőanyag-alapú eljárás során lezajló fő reakciókat szemlélteti a 4.28. ábra. Ha a szilárd tüzelőanyagot előzetesen elgázosítjuk, akkor a tüzelőanyag-reaktorba szintézisgáz, főleg CO és H2 tartalmú redukáló közeg fog belépni. A gázosításhoz oxigént kell használni, hogy a termék gázáramba ne jelenjen meg nitrogén, tehát (ellentétben a többi chemical-looping eljárással) szükséges levegőszeparátor egység integrálása is. Magas reakciókészségű szintetikus oxigénközvetítő-közeg alkalmazásával csökkenthető a CLC rendszerben manipulálandó szilárdanyag mennyisége. A publikált kutatási eredmények szerint néhány nikkel-, réz-, vas- és mangán-oxid alapú szintetikus oxigénközvetítő-közeg különösen kedvező reakciókészséget mutat a szintézisgáz alkotóelemeivel mind atmoszférikus (Mattisson et al., 2007, Abad et al., 2007), mind nyomásalatti üzem során (Siriwardane et al., 2007, García-Labiano et al., 2006, Jin és Ishida, 2004). A szintézisgáz kéntartalmára külön figyelmet kell fordítani nikkel-bázisú oxigénközvetítő-közeg alkalmazásakor, mivel érintkezésükkor a fémoxid részlegesen deaktiválódik H2S gáz képződése közben (Tian et al., 2009). A kísérletek során oxigénközvetítőanyagokként határozottan rosszabb teljesítményt nyújtottak az ilmenit- és a CaSO4-alapú szemcsék (Tian és Guo, 2009, Song et al., 2008a, Song et al., 2008b, Shen et al., 2008). Az előtét elgázosítóval működő CLC rendszerek előnye, hogy a földgáztüzelésű rendszerektől nem
77
különböznek jelentősen, így a tüzelőanyag-reaktor tervezésénél és az oxigénközvetítő-közeg kiválasztásánál meríthetünk a földgáztüzelésű CLC rendszerek üzemeltetési tapasztalataiból.
4.28. ábra A tüzelőanyag-reaktorban lejátszódó legfontosabb folyamatok a különböző szilárd tüzelőanyagú CLC rendszerekben (Adanez et al. 2011) Az iG-CLC eljárás során a tüzelőanyag-reaktorba juttatott szilárd tüzelőanyag először száradásnak indul és kiengedi illótartalmát, majd a visszamaradt koksz fog a bevezetett gőz vagy szén-dioxid közeggel lezajló reakciók során gázosodni. Az ennek eredményeként képződő H2 és CO redukálja az oxigénközvetítő fémoxid szemcséket, létrehozva az égéstermékeket, vízgőzt és CO2-t. A Syngas-CLC rendszerekhez képest előny, hogy nincs szükség külön elgázosítóra, illetve az azt oxigénnel ellátó levegőszeparátor egységre. A tüzelőanyag-reaktor fluidizálására gőzt, szén-dioxidot, vagy ezen közegek keverékét használhatjuk, melyek ekkor a gázosító közeg szerepét is betöltik. Szén-dioxid alkalmazásával, ami a füstgáz részleges recirkuláltatásából származhat, elkerülhetjük a gőztermelés energiaigényét. Kizárólag szén-dioxidot azonban csak magas reakciókészségű tüzelőanyagok (rosszabb minőségű szén, lignit vagy biomassza) mellett érdemes használni a CO2-környezetben lassabban végbemenő gázosítási reakciók miatt. Mivel a koksz teljes gázosodása általában csak lassan megy végbe, a tüzelőanyag-reaktort elhagyó szilárdanyag-áram tartalmazhat el nem reagált koksz szemcséket is az oxigénközvetítőközeg és a hamu mellett. A koksz tökéletes gázosításához növelni kell annak tartózkodási idejét a tüzelőanyag-reaktorban. Ennek megvalósítása általában együtt jár a reaktor méretének növelésével, ami a rendszer szempontjából nem kívánatos. A tartózkodási idő a reaktor méretének változatlanul hagyása mellett is növelhető, ha a füstgázáramban a koksz szemcsék oxigénközvetítő-közeg szemcséitől történő leválasztását megoldjuk és visszajuttatjuk őket a tüzelőanyag-reaktorba. Cao és Pan (2006) és Morin et al. szerint a koksz és az oxigénközvetítő szemcsék eltérő fluidizációs tulajdonságait kihasználva oldható meg a szemcsék szeparációja. Az így megvalósítható CLC rendszer felépítését mutatja a 4.29. ábra. A levegő-reaktorba kerülő koksz szemcsék levegő környezetben folytatják oxidációjukat. Emiatt a kilépő gázáram tartalmazhat szén-dioxidot is, rontva ezzel a CO2-leválasztás hatásosságát. Továbbá amellett, hogy a CLC rendszeren belül felszabaduló hőteljesítmény nem változik, a levegő-reaktorba kerülő koksz szemcsék miatt megváltozhat a reaktorok közötti termikus egyensúly. A negatív hatás mérsékelhető vagy elkerülhető megfelelő oxigénközvetítő-közeg alkalmazásával: magas reakciókészségű réz-alapú oxigénközvetítő-közegek esetén, a kísérleti tapasztalatok alapján, az oxigénközvetítő-közeg oxidációja részesül előnyben a koksz szemcsék égésével szemben (Dennis et al., 2010). Így az oxigénközvetítő-közeg regenerálódása során csak kevés koksz szemcse fog kiégni, míg a többi visszakerül a tüzelőanyag-reaktorba. 78
4.29. ábra Koksz szemcsék leválasztásával kiegészített iG-CLC rendszer felépítése (Adanez et al. 2011) A CLOU folyamatot az alkalmazott speciális oxigénközvetítő-közeg teszi különlegessé, amely a tüzelőanyag-reaktorban tapasztalható viszonyok között disszociációja során megválik a levegő-reaktorban felvett oxigénjétől, légnemű oxidáló közeget biztosítva ezzel a tüzelőanyag égéséhez. A lejátszódó folyamatok ebből adódóan hasonlóak, mintha a tüzelőanyagot hagyományos módon, levegő környezetben tüzelnénk el. Az eljárással az iG-CLC rendszerekben tapasztalható lassú kokszgázosodás elkerülhető, a szilárd tüzelőanyag konverziója lényegesen gyorsabb lesz. Ebből fakadóan kevesebb oxigénközvetítő-közegre van szükség a folyamatos üzem fenntartásához, amely lehetővé teszi a reaktorok méretének csökkentését, egyetemben a kapcsolatos költségek mérséklésével. Míg az iG-CLC folyamat során gőzt vagy gőz és széndioxid keverékét kell használni fluidizáló és gázosító közegként, addig a CLOU eljárásban elég recirkuláltatott szén-dioxidot alkalmazni fluidizáló közegként, csökkentve ezzel a folyamat energiaigényét a gőz előállításának energiaigényével. A CLOU rendszer tüzelőanyag-reaktorában először az oxigénközvetítő-közeg redukálódik gáznemű oxigén felszabadulása közben:
2 Mex Oy 2 Mex Oy1 O2 .
Ezzel párhuzamosan megkezdődik a szilárd tüzelőanyag kigázosodása, melynek során porózus szilárd szemcsék (koksz) és gáznemű termékek (illó) képződnek:
Szilárdtüzelőanyag Koksz Illó H 2O .
Ezt követően kerül sor a koksz és az illótermékek égésére a fémoxid redukciójából származó oxigén befogásával:
Koksz (őlegkarbon f ) O
CO 2 , 2
Illó O2 CO2 H 2O. Az oxigénközvetítő-közeg ciklusa a levegő-reaktorban végbemenő oxigén felvétellel zárul. A CLOU rendszer tervezésénél tekintettel kell lenni a lejátszódó reakciók – adott üzemi paraméterek melletti – sebességére és egymásra hatására is. Ha az oxigénközvetítő-közeg dekompozíciója sokkal gyorsabb, mint a tüzelőanyag égése, akkor a tüzelőanyag-reaktor oxigénkoncentrációja közel kerül az egyensúlyi koncentrációhoz, így a tüzelőanyag-reaktor üzemelési jellemzőit a koksz égésének kinetikája fogja meghatározni. Ebben az esetben a kompresszióhoz, szállításhoz és tároláshoz szükséges CO2-tisztaságot valószínűleg nem lehet közvetlenül elérni, mivel a tüzelőanyag-reaktort elhagyó füstgáz oxigént is fog tartalmazni. Ezzel ellentétben, ha a tüzelőanyag égési reakciója gyorsabban megy végbe, mint ahogyan az oxigén felszabadulása a közvetítő közegből, akkor az oxigénkoncentráció tartani fog nullához. Az 79
így bekövetkező tökéletlen égés miatt a füstgázban elégetlen komponensek jelennek meg, ami szintén szükségessé teszi a füstgáz kompresszió előtti kezelését. Összefoglalva, a tervezés eredményeként elméletileg azt kellene biztosítani, hogy az oxigénközvetítő-közegből felszabaduló oxigén mennyisége elegendő legyen a tüzelőanyag tökéletes égéséhez és a reaktorba adagolt szilárd tüzelőanyag mennyisége akkora legyen, hogy a füstgáz ne tartalmazzon oxigént. Ez a gyakorlatban maximálisan nem kielégíthető feltétel. A tüzelőanyag-reaktor optimális oxigénkoncentrációját az oxigénközvetítő-közeg redukciós reakciójának és a tüzelőanyag égési reakcióinak egymáshoz viszonyított sebessége határozza meg. A CLOU rendszerben használható oxigénközvetítő-közegek száma erősen korlátozott, mivel a többi gáz vagy szilárd tüzelőanyagú CLC folyamathoz képest (ahol a tüzelőanyag közvetlenül az oxigénközvetítő-közeggel lép reakcióba) itt lényegesen speciálisabb igényeknek kel megfelelniük. Amellett, hogy alkalmasnak kell lenniük légnemű oxigén felszabadítására, ennek reverzibilis kémiai reakció során kell végbemennie, hogy a levegő-reaktorban újra oxidálható legyen a közeg. Kizárólag olyan fémoxid jöhet szóba, amelynél egyensúlyi állapotban a légnemű oxigén parciális nyomása megfelelő értékű a tüzeléshez tartozó hőmérséklettartományon belül (800-1200 °C). Eddig három ilyen fémoxid-rendszert azonosítottak: CuO/Cu2O, Mn2O3/Mn3O4 és Co3O4/CoO (Mattisson et al. 2009). Ezen rendszerek az alábbi reverzibilis reakciók során képesek légnemű oxigén felszabadítására:
4CuO 2Cu2O O2 ( g ) H 850 263.2 kJ / molO2 ,
6 Mn2O3 4 Mn3O4 O2 ( g ) H 850 193.9 kJ / molO2 , 2Co3O4 6CoO O2 ( g ) H 850 408.2 kJ / molO2 . Reakciópáronként különböző az oxigénközvetítő-közegek oxigénszállítási képessége: CuO/Cu2O esetén a legnagyobb ( RO 0.1 ), míg a Mn2O3/Mn3O4 pár esetén a legalacsonyabb (
RO 0.03 ); a Co3O4/CoO pár esetén RO 0.066 (Adanez et al., 2011, Mattisson et al., 2009).
A 4.30. ábra mutatja az egyes fémoxid-rendszerek esetén az oxigén parciális nyomását egyensúlyi állapotban a hőmérséklet függvényében, amely jó kiindulási alapot szolgáltat a CLOU rendszerben lévő levegő- és tüzelőanyag-reaktorok üzemi hőmérsékleteinek megválasztásához.
4.30. ábra. A légnemű oxigén egyensúlyi parciális nyomása a hőmérséklet függvényében (Adanez et al., 2011) Adott reakciókészségű fémoxid mellett a légnemű oxigén magasabb egyensúlyi parciális nyomása segíti a tüzelőanyag konverzióját, ráadásul a tüzelőanyag égése csökkenti a reaktor oxigénkoncentrációját, kedvezőbb feltételeket teremtve ezzel a fémoxid szemcsék dekompozíciós reakcióihoz. A réz- vagy mangánalapú oxigénközvetítő-közegek és a tüzelőanyag-reaktorban lévő karbon szemcsék reakciója hőfelszabadulással jár:
C 4CuO 2Cu2O CO2 H 850 133.8 kJ / molC , 80
C 6 Mn2O3 4 Mn3O4 CO2 H 850 203.1 kJ / molC . Ez a tény lehetővé teszi a levegő-reaktor üzemi hőmérsékletének csökkentését, melynek eredményeképpen a levegő-reaktort elhagyó gázáram oxigénjének parciális nyomása egyensúlyi körülmények között jelentősen kisebb lesz, vagyis a belépő levegőáram oxigéntartalmának nagyobb részét lehet hasznosítani. Ezzel szemben a kobaltalapú oxigénközvetítő-közeg és karbon reakciója endoterm:
C 2Co3O4 6CoO CO2 H 850 11.2 kJ / molC .
Emiatt a levegő-reaktor üzemi hőmérséklete magasabb kell, hogy legyen a tüzelőanyagreaktor hőmérsékleténél, illetve a Cu- és Mn-alapú oxigénközvetítő-közegekkel működő rendszerek levegő-reaktoráénál. Ahhoz, hogy a CLOU rendszer hatásfoka magas legyen, a lehető legkisebb parciális nyomást kell elérni a levegő-reaktort elhagyó gázáram oxigéntartalmára vonatkoztatva. Az oxigén koncentrációja a kérdéses helyen az alkalmazott oxigénközvetítő-közeg oxidációs reakcióban mutatott reaktivitásától és a fémoxid-rendszernek a levegő-reaktor aktuális hőmérséklete mellett érvényes egyensúlyi koncentrációjától függ. Összhangban a 4.30. ábrával a levegőreaktor üzemi hőmérséklete tehát alacsonyabb lehet Mn- és Co-bázisú oxigénközvetítő-közegek oxidálásakor, mint Cu-alapú fémoxid-rendszer alkalmazásakor. Az oxigénkoncentráció jelentős hőmérsékletfüggése teszi kulcskérdéssé a CLOU technológia fejlesztésében a levegő- és tüzelőanyag-reaktorok megfelelő termikus illesztését. Habár a kobalt fémoxidjának oxigénszállítási kapacitása magas, a dekompozíciós reakció hőigénye és az anyag magas beszerzési költsége nem teszi vonzóvá CLOU technológián belüli alkalmazáshoz. CLOU rendszerekhez a legígéretesebbnek a CuO/Cu2O és Mn2O3/Mn3O4 párok tűnnek (Mattisson et al., 2009): a rézoxid bír a legmagasabb oxigénszállítási kapacitással, míg a mangán-alapú oxid reagál a legnagyobb fajlagos hőfelszabadulás mellett a tüzelőanyag karbonjával. 4.4.3.5.3 Oxigénközvetítő-közegek CLC eljárásokban A CLC rendszerek működésére, teljesítőképességére a legnagyobb hatással a választott oxigénközvetítő-közeg jellemzői vannak. Adott tüzelőanyag és eljárás esetén ezek szabják meg a levegő- és tüzelőanyag-reaktor, valamint egyéb berendezések üzemi paramétereit, és ezen keresztül az egész folyamat energetikai jellemzőit. Jelen alfejezet összefoglalja a szakirodalomban előforduló, CLC eljárásokban kipróbált redoxi rendszerek jellemzőit. A különböző CLC technológiák hasonló elvárásokkal bírnak az oxigénközvetítő-közeg tulajdonságaival szemben. Ez alól kivételt képez a CLOU eljárás, amely által az oxigénközvetítő közeggel szemben támasztott speciális feltételekről és az azoknak megfelelő fémoxid-rendszerekről a 4.4.3.5.2. alfejezetben külön írtunk. Optimális oxigénközvetítő-közegnek az alábbi tulajdonságokkal kell rendelkeznie (Adanez et al., 2011): Megfelelő oxigénszállítási kapacitás. Előnyös termodinamikai tulajdonságok a tüzelőanyag konverziója tekintetében. Magas reakciókészség mind a redukáló, mind az oxidáló reakciók szempontjából, ami által a reaktorok szilárdanyag-tartalma csökkenthető. A magas reakciókészség fenntartása, hogy számos egymást követő redoxi-ciklust lehessen végrehajtani adott mennyiségű közvetítő közeggel. Ellenállás az aprózódással szemben, hogy a kihordott szemcsékből származó veszteséget minimalizálni lehessen. Ne képződjön jelentős mértékű karbon lerakódás a felületükön, amely CO2kibocsátáshoz vezethetne a levegő-reaktorban, rontva a CO2-leválasztás hatásosságát. 81
Jó fluidizációs tulajdonságok (ne legyen hajlamos az agglomerátum képződésre). Kedvező előállítási, beszerzési költség. Ne legyen környezetkárosító hatása. A felsorolásban szereplő első, illetve utolsó kettő tulajdonság lényegében kizárólag a redoxi rendszertől függ, és az oxigénközvetítő-közeg kiválasztásával ismertté válik, hogy a feltételek teljesülnek-e. A többi tulajdonság teljesülése csak tapasztalati úton ellenőrizhető. A tiszta fémoxidok normális körülmények között nem tesznek eleget a fentebbi kívánalmaknak, és reakciókészségük néhány ciklus alatt már jelentősen csökken. A problémát porózus hordozóanyag alkalmazásával lehet orvosolni, amellyel lényegesen növelhető a reakciók számára biztosított felület nagysága, kötőanyagként pedig javítja a mechanikai szilárdságot és az attrícióval szemben mutatott ellenálló képességet (Ishida és Jin, 1994b). E tekintetben az anyagok előállítási módszerének jelentős befolyása van az oxigénközvetítő-közeg későbbi tulajdonságaira nézve: a fémoxid eloszlása a hordozóanyagon és a közöttük létrejövő kapcsolat befolyásolja az oxigénközvetítő-közeg reakciókészségét, akárcsak szilárdságát és stabilitását az egymást követő redoxi-ciklusok során. A szakirodalmi forrásokban többféle előállítási módszert lehet találni (Adanez et al., 2011), de ezek többsége laboratóriumi mennyiség előállítását teszi csak lehetővé. Jelenleg ipari léptékű oxigénközvetítő-közeg előállításra permet szárításon vagy impregnáción alapuló módszereket terveznek használni (de Diego et al., 2007, Linderholm et al., 2009).A különböző redoxi rendszerek oxigénszállítási tulajdonságainak összehasonlításához definiálhatjuk az anyag oxigénszállítási kapacitását:
ROC xOC RO ,
ahol xOC az aktív összetevő részarány az oxigénközvetítő-közegen belül. Ennek figyelembe vételére azért van szükség, mert a fémoxidokat gyakran kombinálják inert anyaggal CLC folyamatok során. RO az anyag oxigénszállítási képességét jelenti, definíció szerint
RO
mO mR , mO
ahol mO a teljes mértékben oxidált, míg mR a redukált oxigénközvetítő-anyag tömegét jelenti. A 4.31. ábra néhány fontosabb redoxi rendszer oxigénszállítási képességét mutatja. Az oxigénszállítási kapacitás a folyamat tervezése és üzemeltetése szempontjából is fontos tulajdonsága az oxigénközvetítő-közegeknek. Ennek ismeretében van lehetőség a reaktorok közötti szilárdanyag cirkulációs ráta meghatározására, és ezzel a teljes rendszer tömegmérlegének beállítására. A CLC rendszer két reaktorában felszabadított hőteljesítmény megegyezik a hagyományos tüzelés során felszabaduló hőteljesítménnyel, viszont a hőteljesítmény tüzelőanyag- és levegőreaktorok közötti megoszlása nagymértékben függ az alkalmazott tüzelőanyagtól és oxigénközvetítő-közegtől. A 4.21. táblázat néhány redoxi rendszer oxidációs és redukciós entalpiáját tartalmazza. Az oxidációs reakciók mindegyike exoterm, míg a redukciós reakciók a közvetítőanyagtól függően lehetnek exotermek és endotermek is. Ahogyan a 4.22. táblázat is mutatja, a legtöbb esetben, ahol a metánnal történő redukció endoterm, ott a hidrogénnel vagy szén-monoxiddal történő redukció exoterm lesz. Azokban az esetekben, amikor a redukció hőt igényel, az oxidációs reakció során felszabaduló hő nagyobb, mint a tüzelőanyag hagyományosan, levegő környezetben történő tüzelése során lenne.
82
4.31. ábra Redoxi rendszerek oxigénszállítási képessége (Adanez et al., 2011) 2011)
4.22. táblázat: Redukciós és oxidációs reakciók sztandard entalpiái (Adanez et al., Redoxi rendszer CaSO4/CaS Co3O4/Co Co3O4/CoO CoO/Co CuO/Cu CuO/Cu2O Cu2O/Cu CuAl2O4/Cu Al2O3 CuAlO2/Cu Al2O3 CuAl2O4/CuAlO2 Fe2O3/Fe3O4 Fe2O3/FeO Fe2O3 Al2O3/FeAl2O4 Fe2TiO5/FeTiO3 Mn2O3/MnO Mn2O3/Mn3O4 Mn3O4/MnO NiO/Ni NiAl2O4/Ni Al2O3
CH4 158.6 107.9 -16.8 149.5 -178.0 -236.6 -119.5 282.2 -24.1 588.5 141.6 318.4 -62.3 106.5 -48.0 -396.6 126.3 156.5 158.6
H r0 ( kJ / mol gáz vagykarbon ) H2 -1.6 -14.3 -45.5 -3.9 -85.8 -100.4 -71.1 29.3 -47.3 105.9 -5.8 38.3 -56.8 -14.6 -53.3 -140.4 -9.7 -2.1 -1.6
CO -42.7 -55.4 -86.6 -45.0 -126.9 -141.6 -112.3 -11.8 -88.4 64.7 -47.0 -2.8 -98.0 -55.8 -94.4 -181.6 -50.8 -43.3 -42.8
C 86.9 61.6 -0.8 82.4 -81.4 -110.7 -52.1 148.7 -4.4 301.9 78.4 166.8 -23.5 60.9 -106.4 -190.7 70.8 85.9 86.9
O2 -480.5 -455.1 -392.7 -475.9 -312.1 -282.8 -341.4 -542.2 -389.1 -695.4 -472.0 -560.3 -370.0 -454.4 -377.1 -202.8 -464.3 -479.4 -480.5
Az exoterm redukcióval járó esetekben a felszabaduló hő növeli a tüzelőanyag-reaktor hőmérsékletét. Az oxigénközvetítő-közeg típusától és az üzemelési paraméterektől függően 83
szükséges lehet hőt elvonni a tüzelőanyag-reaktorból, hogy a hőmérséklet ne emelkedjen túl magasra. Erre leginkább alacsony olvadáspontú oxigénközvetítő-közegek alkalmazása mellett (Cu-alapú anyagok) kell odafigyelni. Az endoterm redukcióval járó esetekben a levegő-reaktorból érkező szilárd anyag fűti a tüzelőanyag-reaktort, vagyis ilyenkor a folyamaton belül egy hőmérsékletcsökkenés következik be a tüzelőanyag-reaktorban. A CLC rendszer energetikai hatásfoka és a tüzelőanyag gyors és teljes konverziója szempontjából ugyanakkor minél magasabb hőmérséklet lenne kívánatos a tüzelőanyag-reaktoron belül. Annak érdekében, hogy a jelentős hőmérsékletcsökkenést elkerüljük, magas szilárd cirkulációs rátát kell biztosítanunk a két reaktor között. Alternatívaként kínálkozik ilyen esetekben, hogy a tüzelőanyag-reaktor hőmérsékletét tartsuk állandó értéken. Ekkor a levegő-reaktor hőmérséklete fog emelkedni, ami egy bizonyos határon túl elkerülendő, mivel üzemeltetési problémákat okoz. Például Ni-alapú oxigénközvetítő-közeg alkalmazásakor 1180 °C mellett jelentős agglomerátum képződés figyelhető meg (Kuusik et al., 2009), tehát ekkor mind a NiO-tartalom, mind a NiO konverzió alacsony kell legyen. Ezenfelül a rendszer energiamérlegének kiegyenlítéséhez a levegő-reaktorból vagy a levegőés tüzelőanyag-reaktor közötti szakaszról a hőteljesítmény nagyjából 50-65%-át el kell vonni (Abad et al., 2006, Abad et al., 2007, Bolhár-Nordenkampf et al., 2009). CLC rendszerekben fontos, hogy a tüzelőanyag és oxigénközvetítő-közeg közötti reakció kellően gyors legyen, elősegítve a tüzelőanyag teljes konverzióját a tüzelőanyag-reaktoron belül. E szempontból az oxigénközvetítő-közegeket a redukciós reakcióra jellemző egyensúlyi konstansaik értéke alapján lehet minősíteni. Különböző redoxi rendszerek egyensúlyi konstansait mutatja a 4.32. ábra a hőmérséklet függvényében CO és H2 környezetben. A magasabb egyensúlyi konstans a redukáló gáz jobb konverzióját jelenti. A 4.32. ábrán bemutatott egyensúlyi konstansok értéke alapján a redoxi rendszereket három
csoportra szokás osztani (Adanez et al., 2011). A K eq 103 egyensúlyi konstanssal rendelkező redoxi rendszerek a tüzelőanyag szinte tökéletes konverzióját biztosítják szén-dioxiddá és vízgőzzé. Átlagos üzemi körülmények között működő CLC eljárások esetén ennek a csoportnak tipikus tagjai a CuO/Cu, a Mn3O4/MnO és a Fe2O3/Fe3O4. A második kategóriába a nagyjából 102 értékű egyensúlyi konstanssal rendelkező fémoxidpárok tartoznak, melyek esetében egyensúlyi állapotban a CO és H2 mennyisége alacsony, de nem elhanyagolható. NiO közvetítőközeggel hidrogénre 99-99.5%-os, míg szén-monoxidra 9899%-os konverziót lehet elérni egyensúlyi állapotban. Amennyiben Al2O3 hordozóközeget is alkalmazunk, úgy a CLC-re jellemző körülmények között NiAl2O4 keletkezik, ami az említett gázokra vonatkozólag alacsonyabb konverziós rátát nyújt (93-98%). A CoO/Co redoxi rendszer termodinamikai tulajdonságai kevésbé kedvezőek, konverziós rátája 95-97% hidrogénre és 8795% szén-monoxidra. Szintén ebbe a kategóriába sorolandó a Fe2O3/FeO, Fe2O3 Al2O3/FeAl2O4, Fe2TiO5/FeTiO3 és a CaSO4/CaS. A Fe3O4/FeO és a FeO/Fe redoxi rendszerek tipikus tagjai a harmadik csoportnak, melyek egyensúlyi konstansa kisebb, mint 10. Összekapcsolt fluidágyakon alapuló CLC rendszerekben ezen redoxi párok használata már nem javasolható. Mindazonáltal a vas(III)-oxid (Fe2O3) vas(II)-oxiddá (FeO) vagy vassá (Fe) történő redukciójával működő redoxi rendszerekkel is el lehet érni a tüzelőanyag tökéletes égését a tüzelőanyag-reaktor megfelelő kialakításával, például ha a gáz és szilárd szemcsék ellenáramban találkoznak egymással (Adanez et al. 2011). Ez a megoldás tartalmazza a vas(III)-oxid vas(II,III)-oxiddá (Fe3O4) történő oxidálásának közbenső lépését, amely gőz segítségével hidrogéntermelés mellett végezhető. A megoldás hátulütője, hogy a FeO vagy Fe vas(III)-oxiddá oxidálása levegő környezetben gyakran a szemcsék agglomerációjához vezet (Cho P. 2005).
84
4.32. ábra. Redoxi rendszerek egyensúlyi konstansai szén-monoxiddal és hidrogénnel történő redukció esetén a hőmérséklet függvényében (Adanez et al., 2011) A 4.32. ábrán feltüntetett néhány redoxi rendszer (CuO/Cu2O, Mn2O3/Mn3O4, és Co3O4/CoO) a tüzelőanyag-reaktor magas hőmérséklete mellett képességet mutat légnemű oxigén felszabadítására. A redoxi rendszerek ezen csoportjára épülő CLOU eljárással és az említett fémoxidok tulajdonságaival a 4.4.2.5.2. alfejezetben foglalkoztunk részletesen. Ahhoz, hogy a CLC eljárások megfeleljenek a jövőbeni szigorú környezetvédelmi és egészségügyi sztandardoknak, vizsgálni kell a szóba kerülő oxigénközvetítő-közegek környezeti és egészségügyi vonatkozásait is, bár megjegyzendő, hogy eddig meglehetősen kevés információ került publikálásra ebben a témakörben. Általánosságban elmondható, hogy a nikkel- és kobaltalapú anyagokat tekintik a legnagyobb kockázatúnak. A levegő-reaktort elhagyó gázáram nikkeltartalma különös odafigyelést igényel, mivel az abból keletkező vegyületek rákkeltő hatásúak. A kobalt, amellett hogy szintén drága alapanyag, hozzájárulhat a bőrrák és különböző szívproblémák kialakulásához (Adanez et al., 2011) – bár kis mennyiségben elengedhetetlen az élő szervezet számára, például a B12 vitamin szintéziséhez, illetve az élő szervezetben végbemenő redoxi folyamatokhoz (http://www.internetwork.hu/cikkhealth/asvanyianyagok.html, letöltve: 2011.12.08.). García-Labiano et al. (2007) tanulmányt írt egy Cu-alapú oxigénközvetítő-közeget használó CLC erőmű szilárd hulladék kezeléséről. A környezetvédelmi aspektusokra rávilágító tanulmány konklúziója szerint a folyamat végén jelentkező szilárd maradék stabil, nem veszélyes hulladék, amely alkalmas a felszíni elhelyezésre. A jövőben több hasonló témájú publikációra lesz szükség a CLC technológia széleskörű elfogadtatásához, de a jelenlegi ismeretek alapján a környezetvédelmi vonatkozások nem gördítenek akadályt a technológia fejlődése elé. Az oxigénközvetítő-anyagok fluidágyas reaktorban történő hasznosítása szempontjából fontos az attríciós viselkedésük megismerése. Ennek becsléséhez az aprítási ellenállásból lehet kiindulni, de szükséges figyelembe venni, hogy a CLC eljárásokban a redoxi reakciókból 85
származó kémiai feszültségek és a fizikai attríció együtt terhelik az oxigénközvetítő-közeg szemcséit. Az oxigénközvetítő-közeg élettartama szintén fontos jellemző a rendszer méretezése szempontjából. Élettartam alatt azt az átlagos időtartamot értik, amelyen belül a szemcse részt vesz a folyamat reakcióiban (redukció vagy oxidáció), mindennemű reakciókészség csökkenés vagy olyan mértékű attríció/fragmentáció nélkül, ami a szemcse kihordását eredményezné a rendszerből. Élettartam szempontjából a legtöbb tapasztalatot Ni-alapú oxigénközvetítőközegekkel halmozták fel. Permet szárításos módszerrel előállított és 60 wt% NiO-tartalmú szemcsék élettartama akár 33000 óra (Linderholm et al., 2009) is lehet, melyet 1016 óra folyamatos üzem adataiból extrapoláltak. Impregnációs módszerrel előkészített 13 wt% CuO-t és 3 wt% NiO-t tartalmazó szemcsék élettartamára 2700 órát publikáltak (Gayán et al., 2011). A szakirodalomban megtalálható néhány élettartam adatot foglal össze a 4.23. táblázat. A tüzelőanyag-reaktorban karbon rakódhat az oxigénközvetítő-közeg felületére, ami a levegő-reaktorba kerülve levegő környezetben fog oxidálódni, rontva ezzel a CO2-leválasztás hatékonyságát. A karbon lerakódás emellett a közvetítőközeg deaktiválódását is okozhatja. Gáznemű tüzelőanyagok esetén a karbon származhat szénhidrogén (pl.: CH4) dekompozíciójából vagy szén-monoxidból a Boudouard-reakciónak megfelelően. A karbonképződés jelentősen függ a megfelelő mennyiségű oxigén rendelkezésre állásától. Gyakran a karbon lerakódás a redukáló szakasz végén jelentkezik erőteljesen, ahol a rendelkezésre álló oxigén már több, mint 80%-a elhasználódott (Cho et al., 2005). Az oxigénközvetítő-közeg felületére rakódott karbon vízgőzzel vagy szén-dioxiddal történő gázosítás (Chiron et al., 2010), illetve a karbon és a fémoxidok közötti szilárd-szilárd reakciók során (Mattisson et al., 2006) eltávolítható. Tehát dinamikus egyensúly alakulhat ki a lerakódás képződés és gázosítás vagy oxidáció útján történő lerakódás megszüntetés között. Amennyiben az utóbbi folyamathoz tartozó reakciók zajlanak le gyorsabban, úgy nem figyelhetünk meg lerakódás képződést a közvetítőközeg felületén. Mindazonáltal az üzemelési paraméterek különböző hatással vannak a folyamatban résztvevő reakciók sebességére és az eredő hatás megállapítása nehezen lehetséges. Megemlítendő, hogy a folyamatosan üzemeltetett CLC rendszerekben még közel sztöchiometrikus viszonyok között sem figyeltek meg eddig soha karbon lerakódást. 4.23. táblázat: Oxigénközvetítő-közegek élettartama attríciós viselkedésük alapján (Adanez et al., 2011) Hőmérséklet (°C) Attríciós KözvetítőMűködési Élettartam ráta Berendezés Tüzelőanyag- Levegőközeg idő (óra) (óra) (%/óra) reaktor reaktor CLC NiO/Al2O3 100 900 1000 0.0023 40000 10 kWth NiO/NiAl2O4 CLC 1016 940 1000 0.003 33000 +MgAl2O4 10 kWth CLC NiO/NiAl2O4 160 940 1000 0.022 4500 10 kWth CLC 70 880 950 0.01 10000 NiO/α-Al2O3 500 kWth CLC 100 800 800 0.04 2400 CuO/γ-Al2O3 10 kWth CLC 60 800 900 0.09 1100 CuO/γ-Al2O3 500 kWth CuO/NiOCLC 67 900 950 0.04 2700 Al2O3 500 kWth CLC vasérc 10 950 1010 0.0625 1600 1 kWth 86
Két összekapcsolt fluidágyas reaktorral megvalósított CLC rendszerek esetén az ágyanyagként is funkcionáló oxigénközvetítő-közeg szemcséinek agglomerációját el kell kerülni, mert az a fluidizáció megszűnéséhez, ezzel szilárdanyag cirkulációs zavarokhoz vezethet. Ennek eredményeképpen a szilárd szemcsék és a gázáram keveredése nem lesz kielégítő. Általánosságban elmondható, hogy a Ni-alapú oxigénközvetítő-közegek nem képeznek agglomerátumot a tipikus hőmérsékleteken (950°C). Mn-alapú közvetítőközeg és ZrO2 hordozóanyag alkalmazásakor azonban agglomerációs jelenséget lehet megfigyelni (Adanez et al., 2005). Vas-alapú redox rendszerek esetén a szakirodalomban egymásnak ellentmondó tapasztalatokat lehet találni (Abad et al., 2006, Cho et al., 2006, Mattisson et al., 2004, Leion et al., 2008, Cuadrat et al., 2009). Cu-alapú közegek alkalmazásakor a képződő réz alacsony olvadáspontja (1085°C) vezethet agglomerációhoz és defluidizációhoz (Mattisson et al., 2003). A szakirodalomban előforduló oxigénközvetítő-közegek többsége szintetikus anyag. Az aktív fémoxidokat (CuO, Fe2O3, NiO, Mn3O4 vagy CoO) általában különböző hordozóanyagokra, mint például Al2O3, MgAl2O4, SiO2, TiO2, ZrO2 vagy stabilizált ZrO2 (ittrium-, magnézium-, vagy kalcium-oxiddal), bentonit, szepiolit stb., viszik fel. Máig csaknem 700 oxigénközvetítő-közeget fejlesztettek és próbáltak ki (Adanez et al., 2011). A Ni-alapú oxigénközvetítő-közegekkel végezték eddig a legkiterjedtebb vizsgálatokat. Az ilyen típusú szemcsék kiemelkedően magas reakciókészséget és működési stabilitást mutatnak magas, 900-1100 °C közötti hőmérsékleten. Közel teljes metán konverziót lehet elérni velük CLC folyamatokban, viszont termodinamikai korlátaikból fakadóan a tüzelőanyag-reaktort elhagyó gázáram mindig tartalmazni fog kis mennyiségben át nem alakult CO-t és H2-t. A nikkel más fémoxidokhoz képest jóval drágább alapanyag, bár a költségek alacsony nikkeltartalmú, magas reakciókészségű és alacsony attríciós rátával jellemezhető szemcsék alkalmazásával elfogadható szinten tarthatók. Megjegyzendő, hogy a tiszta NiO szemcsék reakciókészsége alacsony fajlagos felületük (nem eléggé porózusak) miatt nem megfelelő (Ishida és Jin, 1994b, Ishida és Jin, 1996), ezért szinte mindig hordozóanyaggal együtt juttatják a CLC rendszerbe. Káros élettani hatásai miatt azonban szigorú biztonsági intézkedéseket igényel használata. A rézbázisú oxigénközvetítő-közegek is magas reakciókészséggel és oxigénszállítási kapacitással rendelkeznek, valamint esetükben nincs termodinamikai akadálya a tüzelőanyag szén-dioxiddá és vízgőzzé történő tökéletes konverziójának. Ráadásul a réz olcsóbb alapanyag, mint a például a nikkel vagy a kobalt, továbbá lényegesen kisebb környezetvédelmi és egészségügyi kockázatot jelentenek. A tiszta CuO már alacsony hőmérséklet mellett is magas reakciókészséget mutat, azonban ez a ciklusszám növelésével gyorsan csökken, ami elsősorban az oxidációs reakciók végbemenetelét befolyásolja negatívan (de Diego et al., 2005). A közvetítőközeg teljesítőképességének javítását különböző hordozóanyagok alkalmazásával lehet elérni (Adanez et al., 2011). Réz-alapú oxigénközvetítő használatakor a fő problémát a réz alacsony olvadáspontja jelenti. Az anyagok megfelelő előkészítésével és hordozóanyaggal való kiegészítéssel azonban a probléma elkerülhető (Gayán et al., 2011, de Diego et al., 2005). A vas-alapú oxigénközvetítő-közegeket alacsony előállítási költségük és környezetvédelmi szempontból ártalmatlan voltuk miatt vonzó lehetőségként kezelik, annak ellenére, hogy viszonylag gyenge redoxi tulajdonságokkal bírnak (alacsony oxigénszállítási kapacitás és konverziós ráta metán esetén). Egyes tanulmányok szerint azonban hidrogén és szén-monoxid konverziója szempontjából mind atmoszférikus (Mattisson et al., 2004, Adánez et al., 2004, Abad et al., 2007, Johansson et al., 2004), mind nyomás alatti (García-Labiano et al., 2006) körülmények között megfelelően teljesítenek. Előnyös, hogy karbon lerakódás képződésre nem hajlamosak (Cho et al., 2005), továbbá, hogy a kéntartalmú gáz koncentrációjától és a hőmérséklettől függetlenül nem képeznek szulfidokat vagy szulfátokat (Jerndal et al., 2006). Az elmúlt tíz évben több, mint 60 féle Fe-alapú oxigénközvetítő-közeget próbáltak ki Adanez et al., 2011). Hordozóanyagként leggyakrabban timföldet alkalmaznak, mivel így javítható az oxigénszállítási kapacitás is (Abad et al., 2007). A mangán-alapú közvetítőközegek a Fe-alapúakhoz hasonlóan olcsók és nincs mérgező hatásuk, viszont azoknál jobb oxigénszállítási kapacitással rendelkeznek. A tiszta MnO 87
szemcsék alacsony reaktivitást mutatnak metánnal és szénnel szemben is (Siriwardane et al., 2009, Roux et al., 2006). Teljesítőképességük növelésére bentonit kötőanyag és/vagy ZrO2 hordozóanyag alkalmazásával nyílik lehetőség (Tian et al., 2009, Johansson et al., 2006). Hordozóanyagként nem ajánlott SiO2, TiO2, Al2O3 vagy MgAl2O4 használata, mivel ilyenkor irreverzibilis reakciók során inert komponensek keletkeznek (Mattisson et al., 2003, Adánez et al., 2004, Cho et al., 2004, Zafar et al., 2006, Zafar et al., 2005). Szintén kerülendő a szepiolit, mert a szemcsék mechanikai ellenálló képességét csökkenti (Adánez et al., 2004). A kobalt-alapú anyagok oxigénközvetítő-közegként való felhasználásának vizsgálatát igen jó oxigénszállítási kapacitásuk indokolja, magas áruk és negatív környezetvédelmi vonatkozásaik ellenére. Mindazonáltal elég kevés szakirodalmi forrás foglalkozik ezen anyagok viselkedésének kutatásával (Mattisson et al., 2003, Jin et al., 1998, Jin et al., 1999, Ryu et al., 2004, Ryu et al., 2005). Olykor a komplex fémoxidok kedvezőbb tulajdonságokkal bírnak CLC-n belüli felhasználás tekintetében, mint az őket alkotó fémoxidok külön-külön. Ebből kifolyólag az utóbbi időben egyre több kevert oxidon alapuló oxigénközvetítő-közeggel foglalkozó munka jelenik meg. Kevert fémoxidok előállítására két lehetőség kínálkozik: vagy különböző aktív fémoxidok kombinálásával hozzák létre a kevert fémoxid-alapú oxigénközvetítő-közeg egy szemcséjét, vagy a különböző fémoxidokból előállított oxigénközvetítő-közegek szemcséinek keveredésével áll elő a kevert fémoxid-alapú közvetítőközeg. Kevert fémoxid-alapú közvetítő-közeg alkalmazásával az alább felsorolt célok némelyike vagy egésze válik elérhetővé (Adanez et al., 2011): A szemcsék reaktivitásának és/vagy kémiai stabilitásának növelése. A tüzelőanyag konverziójának javítása. A mechanikai ellenálló képesség növelése és a szemcsék attríciós rátájának csökkentése. Karbon lerakódás minimalizálása. Az oxigénközvetítő-közeg előállítási költségének csökkentése olcsóbb fémoxidok alkalmazásával. Toxikus fémek felhasználásának minimalizálása. Az eddig kifejlesztett és vizsgált kevert fémoxidok típusaira és azok tulajdonságaira részletesen nem térünk ki, de ilyen témájú cikkek megtalálhatóak az irodalmi hivatkozások között (Gayán et al., 2011, Jin et al., 1998, Hoteit et al., 2009, Chandel et al., 2009, Lambert et al., 2010, Hoteit et al., 2009b, Rifflart et al., 2010, Lambert et al, 2009, Ksepko et al., 2010, Shulman et al., 2009, Jin és Ishida, 2002, Adánez et al., 2006, Lagerbom et al., 2010, Son és Kim, 2006, Johansson et al., 2006, Rydén et al., 2009). Újabban perovszkit kristályszerkezettel rendelkező kevert fémoxidok képezik az oxigénközvetítő-közeggel kapcsolatos kutatások fókuszpontját (Rydén et al., 2008, Readman et al., 2005, Nalbandian et al., 2010, Leion et al., 2009, Rydén et al., 2011). A szilárd tüzelőanyagot hasznosító iG-CLC eljárások során a tüzelőanyag közvetlenül érintkezik az oxigénközvetítő-közeggel, így a tüzelőanyag hamujával együtt bizonyos mennyiségben oxigénközvetítő szemcsék is kikerülnek a folyamatból. Ilyen esetekben fontos szempont a közvetítőközeg pótlásából származó költség elfogadható értéken tartása, amihez elengedhetetlen a minél olcsóbb anyagok alkalmazása. Ebből kifolyólag kezd érdeklődés mutatkozni a természetes ásványok és ipari melléktermékek CLC folyamatokban oxigénközvetítő-közegként történő hasznosítására. Az ilmenit felhasználásának lehetősége alaposan megkutatottnak számít. A felhalmozott tapasztalatok szerint az ilmenit származási helyének komoly befolyása van a CLC folyamatban mutatott viselkedésére (Schwebel et al., 2010, Azis et al., 2010, Scwebel et al., 2009, Leion et al., 2009b, Leion et al., 2009c). Termodinamikai tulajdonságai elsősorban szintézisgázzal és szilárd tüzelőanyagokkal szemben mutatkoznak jónak, metán esetében csak közepes mértékű konverziót lehet elérni velük (Leion et al., 2009c, Fossdal et al., 2011). Amellett, hogy piaci áruk is igen kedvező, csekély hajlamot mutatnak attrícióra és agglomerációra, összességében vonzó 88
alternatívát jelentve iG-CLC folyamatok számára (Berguerand et al., 2008, Berguerand és Lyngfelt, 2008, Cuadrat et al., 2011). Különböző ércek oxigénközvetítő-közegként való hasznosításának lehetőségét már szintén elemezték. Mattisson et al. (2001) úgy találta, hogy a vasérc megfelelő reakciókészséget mutat mind a redukciós, mind az oxidációs reakciók során, vagyis alkalmas CLC rendszerekben történő felhasználásra. Leion et al. (2009c) és Fossdal et al. (2011) néhány vas- és mangánérc viselkedését tanulmányozta. Mangánérc tekintetében egymásnak ellentmondó eredményre jutottak: Fossdal et al. eredményei szerint a mangánérc CLC alkalmazások szempontjából az egyik legígéretesebb anyag, míg Leion et al. szerint a mangánérc rossz mechanikai stabilitása és kedvezőtlen fluidizációs tulajdonságai nem teszik alkalmassá oxigénközvetítő-közegként való működésre. Ipari hulladékanyagok közül a timföldgyártás melléktermékével, a vörös iszappal is folytattak kísérleteket (Ortiz et al., 2011). A szemcsék 110 órát meghaladó folyamatos üzem során sem veszítettek reakciókészségükből és a szintézisgáz tökéletes konverzióját tették lehetővé (metán tüzelőanyaggal szemben rosszabb reakciókészséget mutat), ráadásul agglomerátum képződés sem volt megfigyelhető. A CaSO4 oxigénközvetítő-közegként történő hasznosítását szintén érdeklődés övezi, mivel olcsón beszerezhető anyag és oxigénszállítási kapacitása kiemelkedő, ahogyan azt a 4.4.14. ábra is mutatja. Mindazonáltal redukciós reakcióinak sebessége alacsony (Song et al., 2008a, Song et al., 2008b, Xiao et al., 2009, Song et al., 2008c, Jing és Dejie, 2010) és szimulációs eredmények szerint a CO és H2 tökéletes konverzióját nem tudja biztosítani (Jing és Dejie, 2010, Wang és Anthony, 2008). Az ALSTOM saját fejlesztésű hibrid chemical-looping eljárása CaSO4-et alkalmaz oxigénközvetítő-közegként (AlstomPower, Andrus et al., 2009). A kalcium-szulfát hátulütője, hogy CaO képződhet, ami SO2 fejlődéssel jár együtt (Song et al., 2008c). A CaO képződéssel továbbá jelentősen leromlik a közvetítőközeg oxigénszállítási kapacitása, ami friss kalcium-szulfát szemcsék rendszerbe juttatását teszi szükségessé (Song et al., 2008b). A kéndioxid kibocsátás minimalizálásához a levegő-reaktor hőmérsékletét 1050-1150 °C között, míg a tüzelőanyag-reaktorét 900-950 °C között kell tartani (Shen et al., 2008). 4.4.3.5.4 CLC eljárások illesztése erőművi körfolyamatba A chemical-looping alapelvét nyomás alatt működő levegő- és tüzelőanyag-reaktorral gázturbinás, illetve atmoszférikus nyomású reaktorokkal gőzkörfolyamaton belül is alkalmazhatjuk. Gázturbinás körfolyamat esetében a levegő-reaktor tölti be a hagyományos körfolyamat égőterének funkcióját. Az itt lezajló exoterm reakciókból származó hő növeli a levegő munkavégző képességét, mielőtt sor kerülne az expanzióra. A tüzelőanyag-reaktort elhagyó, főleg CO2-t és vízgőzt tartalmazó füstgázáram expandáltatásával szintén termelhető villamos energia. A turbinát elhagyó alacsony nyomású füstgáz hűtésével nyerhetjük a szállításra és tárolásra alkalmas tisztaságú CO2-áramot. A körfolyamat felépítését a 4.33. ábra mutatja.
4.33. ábra. CLC köré épülő gázturbinás körfolyamat felépítése (Thambimuthu et al., 2007) 89
Mivel az atmoszférikus nyomás körüli fluidizáció kiforrottabb technológia, ezért kézenfekvőbb a CLC eljárásokat inkább gőzkörfolyamatba illeszteni. A gőz termelése a levegőreaktorba helyezett hőátadó felületekkel vagy a reaktor falát alkotó membráncsövekkel valósítható meg, mint a hagyományos kazánok esetén. Megjegyzendő, hogy a CLC eljárások jelenleg a pilot méretű berendezések létesítésének és üzemeltetésének, valamint az oxigénközvetítő-közegek kutatásának fázisában vannak. 4.4.4
Levegőszeparátor egységek
A chemical-looping technológia kivételével az összes bemutatott oxyfuel eljárás igényli a szükséges tisztaságú oxigén előállítására szolgáló levegőszeparátor-egység (ASU, air separation unit) integrációját. A következő alfejezetekben a ma ipari léptékben általánosan használt kriogén elven működő, illetve a jövő megoldásának tartott membrános szeparáción alapuló technológiákat mutatjuk be. Az egyéb oxigén szeparációs technológiák, mint a nyomás- és hőmérsékletlengetéses adszorpció (PSA, pressure swing adsorption, TSA, temperature swing adsorption, VPSA, vacuum pressure swing adsorption) vagy a polimer membrános szeparáció, csak relatíve kis mennyiségű (250-350 tonna/nap) és alacsony tisztaságú (<95%) oxigén előállítására alkalmasak gazdaságosan. Számításba véve a közel jövőben várható, ezen technológiákat érintő fejlesztéseket (anyagok, energiahatékonyság) sem várható, hogy szerephez jutnak az erőművi léptékű oxigéntermelésben, így a továbbiakban ezekkel nem foglalkozunk részletesen. 4.4.4.1 Kriogén levegőszeparáció A nagy volumenű oxigéntermelésre jelenleg az iparban kizárólag a desztilláción alapuló kriogén technológiát alkalmazzák, amely már majd 100 éves múlttal rendelkezik, így jól kiforrott eljárásnak tekinthető. Megjegyzendő, hogy az energetikába történő implementációja vetett fel új kérdéseket, elsősorban az erőművi körfolyamattal történő összekapcsolásának optimalizálásával kapcsolatban. A 4.34. ábra egy tipikus kriogén levegőszeparátor-egység kapcsolását mutatja. A beszívott levegőt jellemzően 50-60 bar nyomásra komprimálják, majd a tisztítás során eltávolítják a nedvességet, CO2-t, N2O-t és a levegő által nyomokban tartalmazott szénhidrogéneket, melyek különben akár veszélyes mennyiségben is felhalmozódhatnának az oxigéndús helyeken, mint például a visszaforraló reaktor kondenzátorában. A tisztításhoz hőmérséklet- vagy nyomáslengetéssel regenerálható – felhasználva a melléktermékként jelentkező nitrogénáramot – fix ágyas adszorbereket szokás használni. A tisztítást követően a komprimált levegőt a kihozatali termékekkel – oxigén és nitrogén – egy felületi hőcserélőn keresztül hűtik, majd alumínium töltetű, kettős desztillációs toronyban választják szét tiszta oxigén és nitrogén frakciókra. A kinyert oxigén folyadék fázisban hagyja el a termelőüzemet (Thambimuthu et al., 2007). Egy kriogén levegőszeparátor-egység méretét a rendelkezésre álló légkompresszor kapacitása korlátozza, noha elvileg lehetséges több kompresszor használata egy levegőszeparátor-egységen belül. Általánosságban elmondható, hogy a centrifugál kompresszorok alacsonyabb költségűek, mint axiális társaik, és az elmúlt évek során kapacitásuk jelentősen nőtt, így ma léteznek 5000 tonna/nap oxigéntermelésnek megfelelő légáramot komprimáló példányok is. Axiál kompresszorokkal akár 8000 tonna/nap oxigén mennyiség is elérhető, ráadásul ilyen méretű kompresszorokat régóta használnak az acéliparban. A gázturbinás egységek kompresszorai alapján fejlesztett axiál kompresszorok hamarosan még nagyobb kapacitás elérését is lehetővé tehetik. A légkompresszor(ok) hajtása egyaránt megoldható villamos motorral, gőzturbinával vagy gázturbinával, noha utóbbi megoldás ritka és nem alkalmas a szén alapú oxyfuel tüzeléshez. A gőzturbinás hajtás előnye lehet a mérsékeltebb mechanikai és villamos veszteség, ugyanakkor bonyolultabb kapcsolást és üzemvitelt is eredményeznek, mivel a levegőszeparátor-egység indulása előtt már szükség van 90
gőzre. A kompresszor(ok) villamos motoros hajtása egyszerűsíti a levegőszeparátor-egység indítását és üzemvitelét, és javítja rendelkezésre állását, viszont addicionális veszteséget jelent, hogy a már előállított villamos energiát visszaalakítjuk tengelyteljesítménnyé a motorban (Higginbotham et al., 2011).
4.34. ábra. Kettős desztillációs tornyon alapuló kriogén oxigéntermelés elvi sémája (Thambimuthu et al., 2007) Figyelembe véve a majdani oxyfuel széntüzelésű erőművek oxigénigényét, az egyik jelentős ipari szereplő, az Air Products & Chemicals Inc. a 4.24. táblázatban foglalt oxigéntermelési kapacitástartományokhoz dolgozott ki részletes koncepciótervet, amelyek mindegyik eleme a jelenlegi gyártási kapacitás mellett megvalósítható. 4.24. táblázat: Air Products & Chemicals referenciaüzemek adatai (Higginbotham et al., 2011) Üzem méret – Becsült teljesítményigény, Kompresszor opciók termelt tonna/nap O2 MW 3000-4000 1 vagy 2 sor centrifugál, vagy 1 sor axiál 22-33 4000-5500 1 vagy 2 sor centrifugál, vagy 1 sor axiál 30-45 5500-7000 2 sor centrifugál, vagy 1 sor axiál 41-58 7000-10000 2 sor centrifugál, vagy 2 sor axiál 53-82 A korszerű kriogén levegőszeparátor-egységek alkalmasak 99,5% tisztaságú oxigénáram előállítására, melyhez a termékáramban található 1 kg oxigénre fajlagosítva nagyjából 0,25 kWh energiát igényelnek, de megjegyzendő, hogy az energiaigény nagyban függ a választott komprimálási alrendszer felépítésétől (kompresszor típusa, közbenső hűtés, egység kapacitása, stb.), valamint a levegőszeparátor-egység egyéb belső paramétereitől (Pfaff és Kather, 2009). Az energiaigény legnagyobb része a levegő kompresszorok hajtására fordítódik. A komprimált levegő tisztítását ellátó molekuláris szűrők vagy fix ágyas reaktorok regenerálásához szükséges hő durván 10%-át adja az energiaszükségletnek. 91
A jelenlegi ipari alkalmazásokban túlnyomórészt nagytisztaságú oxigént (>97%) előállító üzemek működnek. Ha a termékgáz-áramban az oxigén részaránya 97 v/v%-nál kisebb, akkor azt alacsony tisztaságú oxigénnek tekintik. Ilyen esetekben a levegő nitrogéntartalmának legnagyobb része elválasztásra kerül az oxigéntől, ugyanakkor az argon mennyisége csaknem változatlan, mivel az csak lényegesen nehezebben, több energia befektetése árán választható el az oxigéntől. Mára számos alacsony tisztaságú oxigén előállítására alkalmas technológiát fejlesztettek ki, amelyek mindegyike képes valamilyen módon, változó mértékben energiamegtakarítást realizálni. Ennek ellenére eleddig meglepően kevés alacsony tisztaságú oxigén előállítását célzó üzem létesült, amely elsősorban a melléktermékként jelentkező argon növekvő értékesítési potenciáljának tudható be. Tekintettel arra, hogy a majdani oxyfuel tüzelésű és IGCC erőművek a hagyományosnak tekinthető alkalmazásokhoz képest lényegesen nagyobb oxigénszükséglettel rendelkeznek, és mivel valószínűsíthetően nem – mindenhol – fog jelentkezni jelentős argonigény ezen oxigénfogyasztók közvetlen közelében, ezért nem kifizetődő a nagytisztaságú oxigéntermelő-üzemek létesítése erőművek ellátására (Higginbotham et al., 2011). Erőművi hasznosításra a szakirodalmi források egyöntetűen a 95%os oxigén-tisztaságot tekintik optimálisnak (Thambimuthu et al., 2007, Pfaff és Kather, 2009, Castillo, 2011, Tranier et al., 2008, Darde et al., 2009, Kakaras et al., 2007, Bouillon et al., 2009, Davison, 2007, Rezvani et al., 2007, Hadjipaschalis et al., 2009), az e fölötti tisztaság eléréséhez már több energia szükséges, mint amennyit a CO2 kompressziónál meg lehet takarítani. Tranier et al. (2008) szerint optimalizált kriogén levegőszeparátor-egységekkel a közeljövőben elérhetővé válik a 0,16 kWh/kg O2 fajlagos teljesítményszükséglet. Darde et al. (2009) vizsgálatuk során egy 600 °C kezdőhőmérsékletű szuperkritkus és egy 700 °C frissgőz hőmérsékletű ultraszuperkritkus erőmű hősémáját egészítették ki modern kriogén levegőszeparátorral. Eredményeik szerint szuperkritkius paraméterek mellett 36,4%-os nettó hatásfokot és 200 kWh/tonna O2 teljesítményigényt lehet elérni. Ugyanezen paraméterek ultraszuperkritikus gőzjellemzők mellett rendre 39,9% és 160 kWh/tonna O2. A szakirodalmi források alapján elmondható, hogy a hagyományos tüzelésű erőművekhez képest a kriogén oxigéntermelésen alapuló oxyfuel tüzelésű erőművek nettó hatásfoka 8-12%ponttal csökken (Castillo, 2011, Tranier et al., 2008, Darde et al., 2009). 4.4.4.2 Membrán-alapú levegőszeparáció A jelenleg kísérleti stádiumban lévő magas hőmérsékletű membrán levegőszeparátoregységek központi eleme a speciális tulajdonságú kerámia fémoxid membrán, amely egy anyagfüggő hőmérséklet felett (jellemzően 700 °C) vezetni kezdi az oxigén ionokat. Tipikusan a perovszkit és a brownmillerit kristályszerkezetű anyagok bírnak ilyen képességgel (Thambimuthu et al., 2007). A tömegtranszport hajtóereje az oxigén parciális nyomásának inhomogenitása a membrán két oldala között. Az oxigénfluxus növekszik a membrán vastagságának csökkentésével és a hőmérséklet emelésével. Mivel csak az oxigén hatol át a membránon (a membrán szelektivitása oxigénre végtelen), 100% tisztaságú oxigénáram állítható elő – feltéve, hogy a membránmodulba történő légbetörés elkerülhető (Pfaff és Kather, 2009).
92
4.35. ábra. Oxigén transzport mechanizmus a membránon keresztül (Oyama és Stagg-Williams, 2011) A membránok oxigén szállítási mechanizmusa a 4.35. ábra segítségével követhető nyomon. Első lépésként a membrán felületén adszorbeálódó oxigén molekula két elektron felvételével ionizálódik. A képződött oxigén ionok a membránt alkotó anyag kristályszerkezeteinek oxigénhiányos helyeit elfoglalva vándorolnak a permeátum oldal felé. A membrán permeátum oldalára érkezve az inert közegben az oxigénionok leadják elektronjaikat, rekombinálódnak és újra molekuláris oxigént alkotnak. A molekuláris oxigén végül deszorbeálódik a permeátum oldali gázfázisba (Oyama és Stagg-Williams, 2011). A membránok működtethetők három- (3-end) vagy négyvégű (4-end) üzemmódban, ahogyan azt a 4.36. ábra szemlélteti. Négyvégű üzemben a hajtóerő növelése érdekében a membrán permeátum oldalán recirkuláltatott füstgázt áramoltatunk végig, ami magával ragadja az oxigént. Ebben az esetben öblítő (sweep) gázáramként használt füstgáz szolgáltatja a hőt a membrán működési hőmkérsékleten tartásához. Háromvégű üzemben a permeátum szabad áramlás vagy vákuum hatására távozik a membránmodulból. Ekkor a membrán üzemi hőmérsékleten tartása érdekében a levegőt elő kell melegíteni a betáplálás előtt. Engels et al. (2010) szerint mindkét koncepció alkalmazható membrán-alapú oxyfuel eljárásokban oxigéntermelésre, ugyanakkor Castillo (2011) szerint a négyvégű membrán koncepció a közeljövőben nem lesz alkalmas erőművi hasznosításra, mivel ehhez szükség lenne egy magas hőmérsékletű füstgáz tisztító egységre (700-1000 °C), hogy eltávolítsa a füstgázból a port és a membránnal nem kompatibilis szennyeződéseket, egy magas hőmérsékleten működő ventilátorra (500-700 °C) és egy stabil kerámia membránra, ami képes megőrizni oxigén átbocsátási tulajdonságait a füstgáz szennyezőanyagainak (legfőképpen CO2 és SO2) jelenlétében is. A tapasztalat azt mutatja, hogy a jó oxigén áteresztési képességgel rendelkező anyagok sokkal érzékenyebbek a füstgáz összetevőire. Az oxyfuel tüzelésű kazán füstgázának magas CO2 tartalma bizonyos esetekben teljesen megszakíthatja az oxigén transzportot. A kénvegyületek és alkáli fémek kémiailag roncsolják a membrán ionvezetés szempontjából létfontosságú atomszerkezetét (Pfaff és Kather, 2009).
93
4.36. ábra. Membránmodul négyvégű (a) és háromvégű (b) üzemben (Castillo, 2011) A műszaki és gazdasági megvalósíthatóság szempontjából fontos kérdés a levegőszeparációhoz szükséges membránfelület nagysága. A szükséges felület a hajtóerő, az oxigén differenciális parciális nyomásának csökkenésével párhuzamosan növekszik. Erőművi alkalmazás esetén a szakirodalomban megtalálható számítások, modellezések eredményei szerint 100,000 m2 nagyságrendű membránfelületre lehet szükség (Pfaff és Kather, 2009, Castillo, 2011, Tranier et al., 2008, Darde et al., 2009, Engels et al., 2010). Engels et al. (2010) a működési módtól (három- vagy négyvégű) és a peremfeltételektől függően 0,22-0,59 m2/kWth értékűre becslik a kevert fémoxidos ionvezető levegőszeparátor membránok fajlagos felületét. A membrános levegő szeparáció gazdaságossági elemzése szempontjából fontos paraméter a membrán oxigénáteresztő-képessége is. Elemzések szerint 10 ml/(perc.cm2) alatt nem kifizetődő membránok használata a levegő szeparációhoz (Bredesen et al., 2004). A szakirodalomban fellelhető oxigénáteresztő-képességre vonatkozó adatok ugyanakkor ezt jelentősen alulmúlják. Castillo (2011a és 2011b) perovszkit, Ba0.5Sr0.5CO0.8Fe0.2O3-δ (BSCF) anyagú membránokkal vizsgálatai során mindössze 1-3 ml/(perc.cm2) közötti értékeket kapott, ráadásul az 1,12-1,75 ml/(perc.cm2) feletti értékek csak az erőmű hatásfokának jelentős romlása mellett voltak elérhetőek. Ezen eredmények egyértelművé teszik a további kutatások szükségességét a membránanyagok kiválasztásának, előkezelésének és gyártásának területén, valamint a membrános szeparáció folyamatának optimalizálása irányában. A technológiával szembeni bizakodásra ad okot, hogy a kutatók szerint a közeljövőben várható fejlesztéseket figyelembe véve membrán-alapú levegő szeparációval 98 kWh/t O2 fajlagos energiaigényre lehet számítani, amely jelentősen alulmúlja a fejlett kriogén technológián alapuló szeparációra jellemző értékeket. Stadler et al. (2011) szerint ennél is kedvezőbb értékek érhetők el. Publikációjukban háromvégű membrán alkalmazásával és hőoldali integrációval 66 kWh/t O2, míg négyvégű membrán magasszintű hőoldali integrációjával és a membrán működési paramétereinek optimálásával 46 kWh/t O2 fajlagos energiaigényt állapítanak meg. 4.4.5
Oxyfuel tüzelés hatása az erőművi energiaátalakítás hatásfokára és a termelt villamos energia egységköltségére
Eltérő mértékben, de a bemutatott oxyfuel tüzeléses technológiák mindegyike – a technológia energiaszükségletén keresztül – negatív hatással van az erőmű nettó hatásfokára. Azonos leválasztási fokot (leggyakrabban 90%) feltételezve a CO2 komprimálási alrendszer teljesítményigénye nem különbözik jelentősen a különböző oxyfuel technológiák esetében. A tűztérben kialakuló hőmérséklet elfogadható értéken tartásához a képződő füstgáz nagyjából kétharmadát kell visszavezetni a tűztérbe. Az ehhez szükséges ventilátorteljesítmény elsősorban szintén nem a választott oxyfuel technológiától, hanem a füstgáz összetételétől, vagyis végeredményben az alkalmazott tüzelőanyag típusától és összetételétől függ. A 94
villamosenergia-termelés hatásfokának szempontjából a legnagyobb befolyással a levegőszeparátor egység rendelkezik. A kriogén technológián alapuló egységek működtetéséhez szükséges teljesítmény az erőmű villamos teljesítményének 15%-át is elérheti (Kakaras et al., 2007). Természetesen a termelt oxigén tisztaságának jelentős befolyása van az egység energiafogyasztására. Mivel az erőművi kazánok tűzterének nyomása jellemzően valamivel a légköri nyomás alatt van (depresszív tűztér), mindig van kismértékű levegőbetörés (2-3%), ami indokolatlanná teszi az elérhető 99,7% tisztaságú oxigénáram előállítását. Megjegyzendő, hogy a 97%-nál tisztább oxigén előállításához azt már a levegőben található argontól is el kell választani, ami jelentősen nagyobb energia befektetés árán valósítható csak meg (Higginbotham et al., 2011). Erőművi alkalmazásokhoz, a füstgázban található CO2 leválasztásának megkönnyítése érdekében elegendő a nitrogén égés előtti szeparációja és így 95-97% tisztaságú oxigén előállítása, mérsékeltebb energiafogyasztás mellett. A kriogén levegőszeparátor egységeket kínáló Air Products Inc. kínálatában többféle felépítésű eljárás is megtalálható, melyek fajlagos energiaszükséglete 157-190 kWh/ tonna O2 között mozog, külső hőforrás feltételezése nélkül (Higginbotham et al., 2011). Szakirodalmi források szerint a kriogén levegő szeparáción alapuló oxyfuel technológiával kiegészített erőmű hatásfoka 8-12%-ponttal csökken (Castillo, 2011b). Az egyes szerzők által publikált értékeket a 4.25. táblázatban foglaltuk össze. A közölt értékek minden esetben a levegőszeparátor és az erőmű hőoldali integrációjának optimalizálása után értendők. A fejlesztések jelenlegi fázisában a membrán-alapú levegő szeparációs egységek tűnnek a legígéretesebb alternatívának a kriogén technológiák kiváltására és az oxyfuel tüzelés energiaátalakítási hatásfokra gyakorolt negatív hatásának mérséklésére. Noha a technológia erőművi léptékű alkalmazásáig még több technikai akadályt is le kell küzdeni (membrán élettartama, nagy szükséges felület), a szakirodalomban már több modellezésen és/vagy laboratóriumi kísérleteken alapuló kutatási eredmény lelhető fel a membrános levegő szeparáció hatékonyságával kapcsolatosan. Az egyes szerzők által publikált adatokat a 4.26. táblázatban foglaltuk össze. A táblázatban szereplő hatásfokcsökkenések minden esetben szuperkritikus kezdőjellemzőjű, szénportüzelésű kazánt tartalmazó hősémán történt vizsgálatok során adódtak.
95
4.25. táblázat: Kriogén levegőszeparátoron alapuló oxyfuel hatása az erőmű hatásfokára Vizsgált erőművi technológia Szerző(k Hatásfokcsökkené Erőmű Gőz Tüzelőanya ) s (%-pont) Kazántípus típusa paraméterek g Kakaras Szénportüzelés et al., Gőz Szubkritikus Lignit 8,5 ű 2007 Bouillon Szuperkritiku et al., Gőz Szén CFB 8,3 s 2009 Szuperkritiku Szénportüzelés Szén 8,6 Gőz s ű Davison, 2007 Kombinál Gáz 10,9 t ciklusú Castillo, Szuperkritiku Szénportüzelés Gőz Szén 9,3 2011a s ű Castillo, Szuperkritiku Szénportüzelés Gőz Szén 10,2 2011b s ű Pfaff & 9,5 Szuperkritiku Szénportüzelés Kather, Gőz Szén s ű 8,4* 2009 Szubkritikus 7,39 Rezvani Szénportüzelés et al., Gőz Szén Szuperkritiku ű 7,54 2007 s *Közeljövőben várható fejlesztésekkel 4.26. táblázat: Membrános levegőszeparáción alapuló oxyfuel hatása az erőmű hatásfokára Membrán Membrán Hatásfokcsökkenés Szerző(k) felülete típus (%-pont) (m2) Hadjipaschalis 3-5 et al., 2009 6,3 Castillo, 2011b Háromvégű 254 000 7,9 6,6* Négyvégű 260 000 5,2** Stadler et al., 5,9* 2011 Háromvégű 480 000 5,8** 354 000 9,5* 396 000 5,1** * Alacsony szintű hőoldali integráció ** Magas szintű hőoldali integráció és a membrán paraméterek optimalizálása
Castillo, 2011a
Háromvégű
A 4.26. táblázatban foglalt eredmények nagy szórása a vizsgálat alá vont membránok eltérő típusával (három- vagy négyvégű), szerkezeti anyagával és felépítésével magyarázható – valamint tanúskodik arról is, hogy a technológia a korai fejlesztési stádiumban van. A szakirodalomban egyre több gazdasági összehasonlító elemzés érhető el a CO2 leválasztási technológiákról. Az eredmények közvetlen összehasonlíthatóságát nehezíti, hogy a szerzők olykor jelentősen eltérő gazdasági környezetet alapul véve végezték számításaikat. A 4.27. 96
táblázat tartalmazza az áttekintett publikációkban alkalmazott gazdasági modellek fő peremfeltételeit, míg a 4.28. táblázat összefoglalja a szerzők eredményeit, bemutatva az oxyfuel technológia villamosenergia-termelés költségére gyakorolt hatását. A táblázatban foglalt adatok minden esetben kriogén levegőszeparátorral kiegészített erőművek gazdasági vizsgálatai során adódtak. Membrános szeparációval működő oxyfuel tüzelésről eddig nem készült hasonló alaposságú gazdaságossági elemzés. A 4.27. és 4.28. táblázatokban összegyűjtött adatok 1,3 EUR/USD árfolyam mellett értendők ott, ahol a publikációban eredetileg USD-ban megadott értékek szerepeltek. A táblázat soraiból egyértelműen megállapítható, hogy a tüzelőanyag típusának jelentős befolyása van a vizsgált jellemzőkre. Noha a gáz tüzelőanyagú kombinált ciklusú erőmű fajlagos beruházási költsége kedvezőbb, mint egy szénerőműé, a kibocsátás elkerülés fajlagos költsége jelentősen meghaladja a széntüzelésű esetben adódót, ami a két tüzelőanyag egységnyi tömegére fajlagosított CO2 kibocsátásokban mutatkozó eltérésnek felel meg. Szerzők Rezvani et al., Jellemző 2007 Amortizáció 25 [év] Kamatláb [%] Építési idő [év] Beruházási költségek megoszlása az építés ideje alatt [%/év] Szénár [EUR/GJ) Gázár [EUR/GJ]
Davison, 2007
4.27. táblázat: Gazdasági modellek peremfeltételei Bouillon et Kakaras et al., Hadjipaschalis al., 2009 2007 et al., 2009
25
25
40
35
15
10, infláció nélkül
10
8
-
3
3
3
4
-
40/40/20
20/45/35
-
15/30/35/20
-
1,6
1,7
1,7
1,7
-
-
6
-
-
-
4.28. táblázat: Oxyfuel tüzeléses villamosenergia-termelés gazdasági jellemzői Fajlagos VillamosenergiaCO2-elkerülés Erőmű beuházási termelés egységfajlagos Szerzők típusa költség költsége költsége [EUR/kWe] [EUR/MWh] [EUR/t CO2] Szubkr. gőz 1450 Rezvani et al., 2007 Szupkr. gőz 1400 Szupkr. gőz 1696 59,7 27,7 Davison, 2007 Kombinált 1178 76,8 78,5 cilusú Bouillon et al., Szupkr. gőz 2125 67,2 46 2009 Kakaras et al., Szupkr. gőz 1762 57,5 22 2007 Hadjipaschalis et Szupkr. gőz 1781 57,2 17,7 al., 2009
97
Megjegyzendő, hogy Bouillon et al. (2009) eredményei jelentős eltérést mutatnak a többi szerző által megadott értékekhez képest. Ennek oka, hogy Bouillon és szerzőtársai a nettó villamos teljesítményt alapul véve határozták meg a 4.28. táblázatban feltüntetett jellemzőket – ami ellentmond a gyakorlatnak, miszerint azt a beépített teljesítményre kell vonatkoztatni. Korrigálva a fajlagos beruházási költséget az 1535 EUR/kWe-nak adódik, ami már jó egyezést mutat a többi eredménnyel. Természetesen a tüzelőanyag összetételétől és az erőmű tervezett telephelyétől is erős függést mutatnak a gazdaságossági elemzés eredményei. Ebből következően a 4.28. táblázatban foglalt számadatokat csupán tájékoztató jellegűnek lehet tekinteni, azok nem alkalmasak általános következtetések levonására. Kiemelendő az is, hogy a közeljövőben várható fejlesztések, például a membrános szeparáció érésével a költségek jelentősen változhatnak.
4.5 A szén-dioxid szállítása A leválasztott szén-dioxid szállítására a következő lehetőségek állnak fenn: • szállítás gáz halmazállapotban csővezetéken keresztül, • szállítás gáz halmazállapotban hajóval, • szállítás folyékony halmazállapotban csővezetéken keresztül, • szállítás folyékony halmazállapotban hajóval, • szállítás folyékony halmazállapotban közúti tartálykocsikkal. Az, hogy a szén-dioxid gáz vagy folyékony halmazállapotban kerül szállításra nyomásának és hőmérsékletének függvénye, melyet a gáz fázisdiagramja szemléltet (4.37. ábra, http://www.teamonslaught.fsnet.co.uk).
4.37. ábra. CO2 fázisdiagram A csővezetéken történő szállítás már ismert más ipari technológiák révén, ez a legköltséghatékonyabb módszer nagy mennyiségű CO2 szállítás esetén. Ezek a csővezetékek hasonlóak az olajszállító vezetékekhez, mivel a CO2 szállítása az esetek többségében folyadék vagy szuperkritikus folyadék halmazállapotban történik. A szén-dioxidot minden esetben mentesíteni kell a nedvességtől a korrózió elkerülésének érdekében, a nedvességmentesítő egységig pedig korróziómentes ötvözetből készült csövön lehet szállítani. A legrégebbi CO2 vezeték 1972-ben épült a Reef kanyonban, ez évente 5 millió tonna szén-dioxidot szállít (IPCC, 2005). Ahhoz, hogy a CCS technológia számára is hatékonyan alkalmazható legyen ez a szállítási módszer elengedhetetlen a csővezeték infrastruktúra megfelelő fejlesztése. A csővezetéken 98
történő szállítás kilométerenkénti költsége nagyon sok tényezőtől függ, például hogy szárazföldi vagy tengeri szállítás valósítható-e meg, a terepviszonyoktól, a mérettől, a csővezeték anyagától, a szállítási nyomástól, a kompresszor állomásoktól, a terep lakottságától, földjogi használattól és egyéb tényezőktől. Egy lakott és egy lakatlan területen létesített csővezeték hálózat költsége közötti különbség akár tizenötszörös is lehet. A hajón történő szállítást hűtött tankokban vagy komprimált földgáz szállítására alkalmas tartályokban lehet megvalósítani. Ez a szállítási mód lehetővé teszi kisebb forrásokból a széndioxid összegyűjtését és az infrastruktúra kiépítés költségének csökkentését. A szállításhoz való előkészítés legfontosabb lépése – és egyben az egyik legjelentősebb energiaigényű folyamat – a szén-dioxid komprimálása. A leválasztott szén-dioxidot célszerű minél közelebb a leválasztás helyéhez, azaz még az erőmű telephelyén belül szállításra alkalmas állapotba hozni. A fejlesztés alatt álló, kimondottan CO2 komprimálásra készülő fogaskerék kompresszorok maximum nyolc fokozatban – közbelső hűtéssel – akár 200 bar-ra is növelhetik a szén-dioxidnyomását, vagyis a szállítás során a széndioxidszuperkritikus állapotban lesz. A SIEMENS által fejlesztett CO2 kompresszorok kapacitása el fogja érni az 500 000 m3/h-t, ráadásul korrózióálló kialakításúak lesznek (SO2, H2S, NOx, O2, stb.) (Jockenhövel és Borbély, 2008). A komprimálás energiafelhasználása 2-4 % pontos erőműhatásfok-csökkenést okoz (Grünwald, 2008).
4.38. ábra. SIEMENS fejlesztésű CO2-hoz alkalmas fogaskerék kompresszor (Jockenhövel és Borbély, 2008)
Az erőművi folyamatokban keletkező szén-dioxidmennyiségek esetén (egy 1000 MWe teljesítményű szénerőműben nagyjából 5 millió tonna szén-dioxidkeletkezik évente (Grünwald, 2008)) elsősorban csővezetéki, esetleg hajón történő szállítás jöhet szóba – természetesen folyadék halmazállapotban. A csővezetéki szállítás alapjában véve nem különbözik a kőolaj, földgáz és cseppfolyós veszélyes anyagok csővezetéki szállításától, de az alkalmazott szerkezeti anyagokkal szemben alapvető elvárás a korrózióállóság. A hajókon történő szállítás technológiája gyakorlatilag megegyezik a cseppfolyósított földgáz szállításával (LNG, LPG), megjegyzendő, hogy ez inkább kisebb mennyiségek nagy távolságra (1000 km felett) való szállítására kifizetődő módszer. A vezetékes szén-dioxidszállítás az USA-ban millió tonna/év méretekben megvalósított folyamat, jellemzően EOR (Enhanced Oil Recovery) típusú olajkitermelésekhez biztosítják ezzel a módszerrel a szükséges CO2-t. Ezeken a tapasztalatokon kívül sok következtetés vonható le az LPG (liquid petroleum gas) gázok szállítása során nyert tudásból, mivel a feladat méretei illetve technológiai tulajdonságai sok hasonlóságot mutatnak a CO2 szállítással. A CO2 vezetékes szállítása esetében fontos, hogy a gáz teljes mennyisége azonos fázisban legyen. A preferált 99
állapot a vezetékes szállításban szuperkritikus állapot, ellentétben a tartályhajókkal illetve tartálykocsikkal történő szállítással, ahol elegendő, a CO2 folyékony állapotának létrehozása is. A CO2 tankerekkel történő tengeri szállítása kilotonnás nagyságrendben megoldott technológia, ma jellemzően az élelmiszeripari alkalmazások esetében használják ezt a megoldást, évente százezer tonnás nagyságrendben. Erre a jövőben azért lehet szükség, mert a világban nem egy helyre koncentrálódnak a jelentős CO2 források és CO2 nyelők. A források jelenleg leginkább az OECD országok területéről származnak, illetve a jövőben a fejlődő országokból fognak. A jelentős CO2 tárolási kapacitások közül a kimerült olaj és földgáz mezők a Közel-Keleten illetve Oroszországban találhatóak. Ennek a földrajzi helybéli különbségnek az eredményeképpen szükség lehet a szén-dioxidtengeri szállításának megvalósítására. A világon jelenleg nagy mennyiségben termelt és szállított nyersanyagok közül a következők a legjelentősebbek: olaj – 3,5 Gt/év, szén – 3,8 Gt/év, cement: 1,6 Gt/év, és a globális gabonaszállítás 2,1 Gt/év. Egy globális szinten széles körben elterjedt CCS rendszer esetében a fenti áramokat összességében meghaladó CO2 szállítási igény merülhet fel Annak ellenére, hogy ez jelenti az összekötő kapcsot a leválasztás és a tárolás között, a CO2 szállítása mindeddig kevés figyelmet kapott a kutatásban. Fontos lenne nem csak a szállítás költségeinek elemzése, hanem az infrastruktúra időbeli és földrajzi vizsgálata; az ország- és régióspecifikus feltételek, illetve akadályok feltárása; valamint a társadalmi elfogadottság kérdésének tárgyalása a sűrűn lakott vidékeken keresztül történő szállítás esetében. A jelenlegi becslések szerint költségek vonatkozásában a CCS vertikumában a szállítás és a tárolás kisebb költséghányadot képvisel, mint a füstgázból történő CO2 eltávolítás. A CO2 szállítás költségeit a szállítandó mennyiségek a szállítási távolságok, illetve a szállítási módszerek határozzák meg. A 4.39. ábra az IPCC (2005) alapján a CO2 szállítás fajlagos költségeit mutatja 250 km szállítási távolságra a szállítandó mennyiség függvényében, a 4.36. ábra pedig az IEA 2003b alapján a szállítási távolság és a szállított mennyiség függvényében.
100
4.39. ábra. Fajlagos szállítási költség a szállítandó mennyiség függvényében (folyamatos vonal: alsó becslés, szaggatott vonal: felső becslés
4.40. ábra. A CO2 szállítás tonnánkénti költsége a szállítási távolság és a szállított éves mennyiségek függvényében (IEA, 2003b) A kis mennyiségű CO2 szállítására kialakított rendszerek különösen érzékenyek a tőkeberuházási igények növekedésére, amely az átmeneti tározók, illetve a nagytávolságú tengeri vezetékek kiépítésében testesül meg. A tengeri vezetékrendszerek hiánya a létesítés során nagy mennyiségű tőkét igényel ellenben a már meglévő infrastruktúrával rendelkező tengeri hajózással szemben. Üzemeltetése azonban jóval egyszerűbb lehet és kevesebb logisztikai problémát vet fel. Hozzávetőlegesen 1000 km-nél nagyobb távolságú tengeri szállítás esetén a tankhajóval szállítás várható gazdaságosabbnak. 101
4.6 A szén-dioxid eltárolása Az eltávolítandó CO2-mennyiségek olyan hatalmasak, hogy más iparágak (például vegyipar, élelmiszeripar, stb.) számára történő értékesítése nem reális elképzelés, már csak azért sem, mert ezek az iparágak más szén-dioxid-forrásokból (például földgáz kitermelés és tisztítás mellékterméke) látják el igényeiket. Egyetlen valós alternatívaként tehát a deponálás marad. A CO2 tárolására fosszilis tüzelőanyagok földalatti lelőhelyein, sósvizes felszín alatti rétegekben (aquiferek), valamint az óceánok mélyebb rétegeiben van lehetőség. Kémiai átalakítást követően stabil fém-karbonát formában is lerakhatók. Jelenleg a szilárd földkéregben való eltárolás látszik a legígéretesebb megoldásnak. Ennek lehetőségeit 4.41. ábra mutatja be. Az olaj- és gázmezőknek megvan az az előnyük, hogy tartós tömörségük évmilliókra visszamenően bizonyított, továbbá a mezők feltárása és kitermelése révén a kőzetek összetétele, illetve a tároló és lezáró képződmények szerkezeti felépítése igen pontosan ismert. A tárolás biztonságára nézve a legnagyobb problémát a régi, felhagyott fúrólyukak jelentik, amelyek az olaj- és a gázmezőkben helyenként nagy számban fordulnak elő, márpedig az összes korábbi fúrás helyének megtalálása és eltömítése nagy költség ráfordítással oldható csak meg. A CO2 bejuttatása adott esetben arra is felhasználható, hogy az olaj, illetve gáz kitermelését meghosszabbítsa a már lecsökkent rétegnyomással rendelkező telepek esetében (EOR – Enhanced Oil Recovery, EGR – Enhanced Gas Recovery) (Grünwald, 2008).
4.41. ábra. A CO2 eltárolási lehetőségei geológiai formációkban EOR módszerrel termelték ki az USA olajtermelésének 31 %-át 2003-ban (Moritis, 2004). Ezekhez a folyamatokhoz 32 millió tonna természetes és 11 millió tonna ipari forrásból származó CO2-t használnak fel. Az EOR eljárások jelentősen megnövelhetik a kimerülés felé 102
tartó olajmezők termelékenységét. A javulás az intenzifikált termelést megelőző termelési szinthez képest 25-100 % közötti értéket mutathat. A technológia alkalmazásának eredményeképpen az olajmező teljes olajtartalmának további kb. 8-15 %-a hozható fel, amely ezen eljárás nélkül nem lenne kitermelhető, azaz sem a mező saját nyomásának felhasználásával történő elsődleges, sem a szivattyúzással folytatott másodlagos kitermelési technológiák nem tudnák a felszínre hozni ezt az olajmennyiséget. A fenti előnyös tulajdonságok kecsegtetőek lehetnek, de sajnos nem minden olajmező esetében lehet alkalmazni az eljárást. A korlátozó tényezők a követezőek: az olaj sűrűsége 910 kg/m3-nél nem lehet több, így a technológia a nehéz olajok, és olajhomok kitermelés során nem alkalmazható. Az olajmező tekintetében fontos, hogy az EOR technológiát csak 600 méteres mélységnél mélyebben fekvő lencsék esetében lehet alkalmazni, ahol még legalább az olaj 2030%-a a föld alatt kell, hogy legyen. Általában akkor válik ésszerűvé ennek az eljárásnak az alkalmazása, ha az adott mezőn az elsődleges és másodlagos kitermelési módok nyújtotta lehetőségeket már kiaknázták. Az EGR egy gyakorlatban még nem igazolt, ily módon spekulatívnak nevezhető technológia a CO2 tárolásra, kimerülés előtt álló földgázmezők nyomásának emelésére. A feltételezések szerint a technológia azoknál a földgázmezőknél kerülhet alkalmazásra, ahol a földgázkészlet 80-90%-át már kitermelték, így a zárványban olyan alacsonyra esett vissza a nyomás, hogy a kitermelés már nem gazdaságos. Ekkor merülhet fel az EGR technológia, amelynek alkalmazásakor az EOR-hez hasonló módon CO2-t injektálnak a még fennmaradt gáz mellé a zárványba. A CO2 lévén, hogy sűrűsége nagyobb a metánénál, a földalatti üreg alja felé fog mozogni, és ott gyűlik össze, megnövelve ezzel az üregben uralkodó nyomást, és a kitermelő kutak felé nyomva a még meglévő metánt. Becslések szerint (Oldenburg et al., 2001) 10 évnyi EGR után, a kitermelt gáz még mindig csak 10 % CO2 tartalmazna, így egy viszonylag hosszú üzemidejű alkalmazásról lehet szó. A mező eredeti gáztartalmának megközelítőleg 5-15 %-át lehet vélhetően feltárni egy CO2-vel megvalósított EGR eljárás keretében. A kimerült mezőkben való tároláshoz hasonlóan az EGR esetében is nagyobb kapacitások merülnek fel, mint az EOR esetében. Ugyanakkor az EOR során elérhető gazdasági előnyök jelentősebbek, mint az EGR esetében feltételezett előnyök. Az ECBM (Enhanced Coal Bed Methane) technológia során olyan szénrétegekbe injektálnak CO2-t amelyek nem fognak kitermelésre kerülni, és viszonylag jelentős metántartalommal bírnak. A szénrétegekbe való lesajtolás megnövelheti a szénágyból történő metán kihozatalt, mivel a szén adszorbciós képessége nagyjából kétszer annyi CO2-ra, mint metánra (US DOE, 2008). Az ECBM technológia nem áll készen az ipari léptékű alkalmazásra, de már vannak működő kísérleti helyszínek az USA-ban illetve Kanadában. Ezek közül a San Juan Medencében (USA) végzett tesztek különösen bíztatóak. A technológia alkalmazhatóságának feltételei a következők: • • • •
Homogén szénréteg, amely vízszintesen folytonos, és vertikálisan el van határolva a szomszédos rétegektől Minimálisan töredezett és gyűrt réteg Minimális 1-5 miliDarcy permeabilitása legyen a rétegnek (a legtöbb szénréteg ettől sokkal kevésbé permeábilis) Magas metán tartalom 103
• •
Egy tömböt alkotó mezők, előnyt élveznek a több rétegben elhelyezkedő széntartalmú mezőkkel szemben A kitermelt metán felhasználhatósága, és közeli CO2 pontforrás jelenléte (közeli ipari létesítmény, vagy CO2 vezeték csatlakozási lehetőség)
Az EBCM technológia csak megfelelő permeabilitású szénrétegek esetében alkalmazható, ezért 2000 méternél mélyebben, ahol a növekvő nyomás és hőmérséklet következtében csökken a permeabilitás, már nem. Becslések szerint ECBM technológiával megközelítőleg 60 Gt CO2 tárolható, amelynek 5-15 Gt tonna közötti része lenne haszonszerzés mellett eltárolható. A homokkő illetve mészkő üledékek, üledékes kőzetek porózus tulajdonságaiknak köszönhetően víz illetve egyéb fluidumok tárolására lehetnek alkalmasak. A világon nagyon sokfelé találhatunk olyan a mélyben elhelyezkedő rétegeket, amelyeket alulról és felülről is vízzáró réteg határol, és a két réteg közötti pórusos kőzetben jelentős mennyiségű magas ásványi anyag tartalmú víz gyülemlett fel. Ezekben a kőzetekben azonban nem minden pórus van feltöltve vízzel, így további folyadékok vagy gázok tárolása válik lehetségessé. Ilyen módon ez a lehetőség megnyílik a CO2 tárolás előtt is, amihez hozzájárul az a tény, hogy ezek a mélységi sós vízkészletek jelenleg emberi felhasználásra alkalmatlanként vannak számon tartva. Ez a tárolási mód ipari méretekben is megvalósításra került a Sleipner projekt keretein belül Norvégiában. Itt a nagy CO2 tartalmú földgázt kitermelése után megtisztítják, és a keletkező CO2-t az Utsira nevű víztestbe vezetik vissza. Éves szinten itt közel 1 millió tonna CO2-t tárolnak el. Máig nem jelentkeztek szivárgások, tehát igazoltnak látszik a technológia megvalósíthatósága, ebben a konkrét esetben. A legnagyobb vita a biztonsági tényezők mellett a körül folyik, hogy milyen mértékig tölthetőek fel a tárgyalt pórusok CO2-vel, amely témában nagyon eltérő becslések láttak napvilágot 2-68%-os adatok között. Kapacitások tekintetében ez a tárolási lehetőség jelentheti a legnagyobb tartalékokat, mert becslések szerint akár 100 000 Gt CO2 is tárolható ilyen módon. Természetesen ez az adat is bizonytalansági tényezőkkel terhelt, és ily módon kezelendő. Mivel a CO2 alapvetően nem mérgező gáz, így a hasadékokon és törésvonalak mentén szivárgó kis mennyiségek nem okoznak gondot, de a hirtelen nagy mennyiség felszínre törése komoly veszélyt jelenthet. A hirtelen CO2-kitörés veszélyességére jó példa az a természeti katasztrófa, amely 1986-ban Kamerunban, a Nyos-tónál következett be: tektonikai esemény során néhányszor 100 000 m3 szén-dioxidszabadult fel a kihunyt tűzhányó kráterét kitöltő tóból. A levegőnél nagyobb sűrűségű CO2 két völgyön keresztül áramlott lefelé, 1 746 ember és sok más élőlény megfulladását okozva (Strauß, 2006). Egy másik lehetséges eltárolási mód a tenger alá süllyesztés. Lehetőségeit a 4.42. ábra mutatja be. A lesüllyesztés történhet szárazföldről induló csővezetéken, úszó platformról vagy hajóról. A szén-dioxid viselkedésében lényeges különbség van attól függően, hogy 2,5…3 km-nél nagyobb vagy kisebb mélységbe vezetik. Tengervíz hőmérsékleten és ilyen nagy nyomásokon a széndioxid mindenképpen folyadék állapotú. A vízzel ellentétben a szén-dioxid kompresszíbilis. A sűrűségét a vízzel összehasonlítva a 4.43. ábra mutatja be. Látható, hogy 100 bar-nál kisebb nyomáson a szén-dioxid sűrűsége kisebb a vízénél, tehát ilyenkor a tenger mélyéről felfelé indul, 300 bar fölötti nyomásnál viszont a sűrűsége nagyobb a vízénél és a mély árkok felé süllyed. A
104
váltás 0⁰C hőmérsékleten kb. 130 bar, míg 10⁰ C következik be.
hőmérsékleten kb. 270 bar nyomásnál
4.42. ábra. A CO2 tengeri elsüllyesztésének lehetőségei
4.43. ábra. A víz és a CO2 sűrűsége a nyomás függvényében Az óceánok mélyén történő tárolás megítélése kettős. Noha nagy tározókapacitással és hosszú visszatartási idővel számolhatunk, nem tisztázott a víz kémhatás-változásán keresztül az 105
óceáni életformákra gyakorolt hatása. Ennek ellenére a nemzetközi törvények 2007. február 10étől engedélyezik a szén-dioxidóceán alatti tározását. Sőt, az Európában eddig egyedüliként megvalósult nagy volumenű CO2-tározási projekt keretében a Statoil cég a földgáz feldolgozás során keletkező szén-dioxidot az Északi-tenger alá „temeti” (www.bellona.org, 2008). További lehetőség a szén-dioxid szilárd karbonátokká alakítása (4.44. ábra).
4.44. ábra. A szén-dioxid kőzetté alakítása A karbonátképző reakciók segítségével stabil, szilárd halmazállapotba hozott széndioxidtárolása veti fel a legkevesebb környezetvédelmi kérdést, de a procedúra, energiafogyasztása miatt, a legdrágább tárolási módnak számít. További nehézség, hogy a szilárd ipari hulladékok között viszonylag kevés olyan – zömében bázikus kémhatású – hulladék található, amelyik alkalmas reakciópartner lenne a karbonáttá alakításhoz. A fenn ismertetett tárolási lehetőségek között meg lehet különböztetni ún. energianyereséggel járó (EOR; EGR; ECBM), illetve azzal nem járó tárolási lehetőségeket (kimerült gáz és olajmezők, földalatti nagy sótartalmú víztestek). Előzőek alkalmazása önmagukban nyereséget termel, kivételes esetekben akár a teljes CCS projekt CO2 tonnánkénti költségek szintjét is elérheti, azaz a teljes projektet nullszaldóssá teheti. Utóbbi projektek száma természetesen nagyon korlátos, így az energianyereséggel megvalósítható tárolási lehetőségek, valójában a felmerülő összes CCS költségek enyhítését szolgálhatják. A 4.29. táblázatban közölt adatokból látható, a CO2 raktározásának tonnánkénti költsége 2…75 USD/t értékűre becsülhető. A tartomány alsó szélét a Föld alatti víztestben történő tárolás, míg felső szélét bizonyos ECBM projektek jelentik.
106
4.29. táblázat. Különböző CO2 tárolási technológiák költsége és hasznai (Forrás: IEA, 2004) Tárolási Alternatíva
Költségek (USD/t)
Energiahordozó hozam /t CO2
Haszon (USD/t CO2)
EOR
5-20
0,25-0,5 t olaj/t CO2
25-55 USD/t CO2
EGR
5-20
0,03-0,05 t metán/t CO2
1-8 USD/t CO2
ECBM
10-75
0,08-0,2 t metán/t CO2
2-30 USD/t CO2
Föld alatti víztest
2-15
-
-
Kimerült mezők
5-20
-
-
Jövedelemtermelés szempontjából a legnagyobb lehetőségeket az EOR projektek jelentik, így jellemzően ebből a csoportból kerül ki az a néhány projekt, amely akár hasznot termelhet egy teljes CCS projektet tekintve. A 4.29. táblázatban közölt adatok nem tartalmazzák a CO2 beinjektáló kutak, illetve visszanyerő kutak, valamint a visszanyert CO2 gázkezelési berendezéseinek költségeit. A tárolási költségek tekintetében meghatározóak a létrehozandó kúthálózat kialakításának költségei, illetve az, hogy a CO2 kompresszálásához szükséges energia költségeit a tárolás vagy a befogás költségei között veszik számításba. A kútkialakítás költsége a 4.45. ábra szerint függ a kút mélységétől. Ennek értelmében a tárolási költségekre jelentős hatással bír az, hogy milyen mélységbe szükséges befecskendezni a tárolandó CO2-t.
4.45. ábra. Beinjektáló kút beruházási költségei az injektálási mélység függvényében (IEA, 2004)
107
5
A szén-dioxid kivonás és tárolás gazdasági értékelése
Az eddigi fejezetekben már számos gazdasági adatot (pl. beruházási és üzemköltség növekedés) láttunk a különböző megoldásokra vonatkozóan. Ugyancsak bemutattunk a várható hatásfokromlásra vonatkozó előrejelzéseket. Mindkettő végső soron a költségek emelkedésében fog jelentkezni. Először azt vizsgáljuk meg, mennyivel drágul meg a villamosenergia, majd azt, hogy egységnyi szén-dioxid kibocsátás elkerülése mibe fog kerülni.
5.1 Villamosenergia-termelés költségének növekedése A villamosenergia egységköltségének meghatározására a következő – hazánkban elterjedten használt – formulát alkalmazzuk:
k
p C a r Q E cs VH KE
Az összefüggésben a következő jelöléseket használjuk: • • • • • • •
C – a villamosenergia-termelés évi költsége, p.e./év E – az egy év alatt megtermelt villamosenergia, kWh/év a – az erőmű fajlagos beruházási költsége, p.e./kW r – a karbantartási és üzemi tartalék tényezője (>1), τcs – évi kihasználási óraszám, h/év νVH – a változó hiányt figyelembe vevő tényező (<1), pQ – az egységnyi hőfelhasználáshoz kapcsolódó költség (döntően tüzelőanyagár), p.e./kWh
•
KE – az erőmű évi átlagos hatásfoka, -
(p.e. tetszőleges pénzegység lehet, pl. Ft, €, $) Az első tagban szereplő α annuitás meghatározása:
l i TMK e A tőkemegtérülési (néha leírásinak is nevezett) tényező számítása:
l
pr
n
1 1 pr
Az összefüggésben pr a normatív reálkamatláb (diszkonttényező) [1/év], n pedig az erőmű tervezési élettartama. Az i interkaláris tényező az építés ideje alatti kamatterheket veszi figyelembe és az évenként jelentkező beruházási költségekből számítható a következő módon: 1
Bj
i
B jm 1 pr 1 Bo Bj
j 0.5
j m
A költségszámítást dollárban érdemes végezni, mert a legtöbb irodalmi forrás dollárban adja meg az árakat.
108
Először alapesetként a szubkritikus, szén-dioxid leválasztás nélküli szénerőmű villamosenergia-termelésének egységköltségét határoztuk meg (5.1. táblázat). A táblázat adataiból látható, hogy egyes bemenő adatok meglehetősen nagy bizonytalansággal határozhatók csak meg vagy vehetők fel. Ezek közül kettőt kell kiemelni: • •
normatív reálkamatláb: ez elsősorban hely szerint (országról-országra) változik, időbeli változatossága kisebb, szénár: elsősorban időben változik, de az amerikai és európai árak között is jelentős eltérés van.
5.1. táblázat. Szubkritikus, leválasztás nélküli szénerőmű villamosenergia-termelésének egységköltsége Jellemző
mértékegység
kiinduló adatok pr n i αTMK+αe a r ε νVH τcs pQ
KE
%/év év -%/év $/kW -% -h/év $/GJ %
számított értékek %/év αl α %/év káll $/kWh kvált $/kWh k $/kWh
valószínű értéktartomány
legvalószínűbb érték
6…12 25…40 1,2…1,4 3…4 1000…1100 1,05…1,12 0 0,95…1 4000…7500 2,4…4,8 36…39
10 30 1,3 3,5 1050 1,08 0 0,97 6500 3,6 38
7,26…12,41 12,9…19,6 0,0233…0,0353 0,0227…0,0455 0,0538…0,0766
10,61 17,3 0,311 0,0341 0,0652
forrás általánosan használt általánosan használt tapasztalati tapasztalati 4.18. táblázat tapasztalati a.) tapasztalati szokásos érték b.) 4. fejezet és számított
Megjegyzések: a.) a fajlagos beruházási költségek nettó teljesítményre vonatkoznak b.) az alsó határ a 2012. áprilisi szénár az USA-ban (65 $/t, www.infomine.com), a felső határ az európai szénárcsúcs 2011. III. negyedévében (130 $/t, www.bloomberg.com) alapján
Ehhez hasonló módon lehet meghatározni a szuperkritikus paraméterű, de ugyancsak széndioxid leválasztás nélküli szénerőmű villamosenergia-termelésének egységköltségét. Eltérés csak a következő két tételnél van: • •
fajlagos beruházási költség: 1250 (1150…1350) $/kW, évi átlagos hatásfok 44% (42…46%).
Ezekkel az adatokkal a villamosenergia egységköltsége 0,0665 (0,0567…0,0763) $/kWh. Ezt követően határoztuk meg a két erőmű típusra a szén-dioxid leválasztás okozta költségnövekedést. Ehhez a következő adatok megváltozását vettük fel: • •
fajlagos beruházási költség a gőzparaméterektől függetlenül: 1800 $/kW, hatásfok csökkenés a leválasztás miatt 8% (6…10%). 109
Ezek az adatok a 4. fejezetben leírtakból következtethetők, és megtalálhatók a 4.19. táblázatban. A számítások eredményeit az 5.2. táblázatban foglaltuk össze és az 5.1. ábrában ábrázoltuk. 5.2. táblázat. A költségszámítások eredményei, $/kWh szubkritikus erőmű
Jellemző
szuperkritikus erőmű
CCS nélkül
CCS-sel
CCS nélkül
CCS-sel
állandó költség
0,311
0,0533
0,0370
0,0533
változó költség
0,0341
0,0432
0,0295
0,036
összes költség
0,0652
0,0965
0,0665
0,0893
állandó költség növekménye
0,0222
0,0163
változó költség növekménye
0,0091
0,0065
összes költség növekménye
0,0313 (48%)
0,0228 (34%)
5.1. ábra. A villamosenergia egységköltség számítás eredményei Az összehasonlításból – ha helyesek a kiinduló adatok – az a következtetés vonható le, hogy a legvalószínűbb szénár mellett a szuperkritikus erőmű jobb hatásfoka nem tudja kompenzálni a magasabb beruházási költséget, tehát nem kifizetődő a szuperkritikus paraméterekre való áttérés. Az eltérés nem jelentős és kisebb beruházási költségkülönbség vagy magasabb szénár (kb. 4 $/GJ felett) már gazdaságossá válik. Mint láttuk, a legnagyobb bizonytalanság a reálkamatlábat és a szénárat terheli. E két tényező változásának a hatását is megvizsgáltuk. A számítások alapadatai és eredményei az 5.3. táblázatban és az 5.2. valamint az 5.3. ábrában mutatjuk be.
110
5.3. táblázat. A változó paraméterű költségszámítások eredményei, $/kWh Kiinduló adatok szénár, $/GJ
szubkritikus erőmű
szuperkritikus erőmű
kamatláb, %/év
CCS nélkül
CCS-sel
CCS nélkül
CCS-sel
10
0.0652
0.0965
0.0665
0.0893
2,4
10
0.0538
0.0821
0.0567
0.0773
4,8
10
0.0766
0.1109
0.0763
0.1013
3,6
6
0.0574
0.0831
0.0572
0.0759
3,6
12
0.0694
0.1038
0.0715
0.0966
alapeset 3,6 szénár változtatás
kamatláb változtatás
5.2. ábra. A szénár változtatás hatása a villamosenergia egységköltségére (szénár: a.) – 2,4 $/GJ; b.) – 3,6 $/GJ; c.) – 4,8 $/GJ)
5.3. ábra. A kamatláb változtatás hatása a villamosenergia egységköltségére (kamatláb: a.) – 6%/év; b.) – 10%/év; c.) – 12%/év) 111
A szén-dioxid leválasztás okozta költségnövekedés relatív értékét a leválasztó nélküli változathoz képest az 5.4. táblázatban bemutatott módon alakul. 5.4. táblázat. Az eredmények érzékenysége egyes kiinduló adatokra szénár, $/GJ
kamatláb, %/év
3,6
költségnövekedés, % szubkritikus
szuperkritikus
10
48
34
2,4
10
53
36
4,8
10
45
33
3,6
6
45
33
3,6
12
49
35
A költségnövekedésről a következő megállapítások tehetők: • • • • •
a leválasztás következtében a villamosenergia költsége várhatóan 30…55%-kal fog nőni, a költségnövekedés a szuperkritikus erőműveknél kb. 1/3-os, szignifikánsan kisebb, mint a szubkritikus erőművekre jellemző kb. 50%-os növekmény, a leválasztás alacsony szénár mellett is kifizetődévé teszi a szuperkritikus paraméterekre való áttérést, a kamatláb növekedése – a beruházási teher növekedése miatt – növeli a leválasztás relatív árnövelő hatását, a szénár növekedése csökkenti a leválasztás relatív árnövelő hatását.
Ez utóbbi – kissé meglepőnek tűnő – eredmény magyarázata az, hogy az egységköltségben nagyon magas az állandó költségek aránya és ez alacsony szénár mellett még magasabb hányadot képvisel. Az árnövekedés mértékétől nem kell megijedni, nem fog a fogyasztó számára ekkora megrázkódtatást okozni. A jelenlegi fogyasztói árban kb. 1/3 részarányt képvisel a termelői ár. A többi a villamosenergia szállítás, elosztás és szolgáltatás költsége, valamint a különféle adók miatt rakódik rá. Ez azt jelenti, hogy egy 50%-os termelői árnövekedés kb. 15…18% fogyasztói árnövekedést eredményes, ha a többi költségtétel változatlan marad. Ezt a mértékű költségnövekedést pedig kénytelenek leszünk elviselni, ha át akarunk térni a kis szén-dioxid kibocsátású villamosenergia-termelésre. A termelői ár növekménye támogatott megújulóknál ennek körülbelül a duplája (egyes országokban a fotovillamos termelésnél akár a négyszerese is), a vízerőművi termelés a legtöbb országban már csak az átvételi ár növelésével bővíthető gazdaságosan (pl. az alpesi országok), egyedül az atomerőművek nem okoznak ekkora költségnövekményt. Az előző eredményeket némileg módosítja, ha figyelembe vesszük az esetleges szén-dioxid adót, ill. a szén-dioxid kibocsátási jog megvásárlásának költségét. A kibocsátási jog árát az EU ETS (EU Emission Trading System) rendszerben kialakult tőzsdei árral számolhatjuk. Ez az idők folyamán lényeges kilengéseket mutatott. A 2006-2008-as időszakban 20…25 EUR/t körül ingadozott, majd a gazdasági válság hatására esett: 2009-re 12..13, 2010-re 14…15 EUR/t átlagár volt jellemző. 2011-től az esés folytatódott, az 10 alá került, 2012-ben 6 és 9, 2013 elején 4 és 6 EUR/t között mozgott. Ezek alapján a szén-dioxid kibocsátási jog árát 3 változatban vettük számításba: 6 EUR/t (8 USD/t), 15 EUR/t (20 USD/t) illetve 23 EUR/t (30 USD/t) értékkel. Az így megismételt számítások eredményeit mutatja be az 5.5. táblázat. 112
5.5. táblázat. A szén-dioxid kibocsátási jog árának hatása szubkritikus erőmű CCS nélkül alapváltozat egységköltség,USD/kWh arányok CO2 ár = 8 USD/t egységköltség,USD/kWh arányok változás CO2 ár = 20 USD/t egységköltség,USD/kWh arányok változás CO2 ár = 30 USD/t egységköltség,USD/kWh arányok változás
CCS-sel
szuperkritikus erőmű CCS nélkül CCS-sel
0.0652
0.0965
0.0665
0.0893
0.0726
0.0974
0.0728
0.0901
0.0836
0.0988
0.0823
0.0913
0.0928
0.1000
0.0903
0.0922
100%
148%
100% 11.3%
134% 1.0%
100% 28.2%
118% 2.4%
100% 42.3%
108% 3.6%
102%
100% 9.6%
99% 23.9% 97% 35.8%
137%
124% 0.9% 109% 2.2% 99% 3.3%
A táblázatból a következő trendek olvashatók ki: • • •
a kibocsátási jog árának növekedésével eltűnik a szubkritikus erőmű árelőnye, sőt közepes vagy annál magasabb ár esetén már olcsóbban termel a szuperkritikus erőmű, a szén-dioxid leválasztás többletköltsége az ár növekedésével lényegesen csökken, a szuperkritikus erőműnél 30 USD/t ár esetén már majdnem eltűnik (kb. 2%), a szén-dioxid kibocsátási jogának ára nagyon megdrágítja a szén-dioxid leválasztás nélküli erőművek költségét (30 USD/t-nál már 36…42%-kal), míg a leválasztással épült erőmű számára majdnem indifferens.
5.2 A szén-dioxid leválasztás fajlagos költsége Miután a kis szén-dioxid kibocsátású villamosenergia-termelésnek számos módja lehetséges, a köztük való választás fő szempontja a kibocsátás elkerülésének fajlagos költsége kell legyen, azaz az, hogy mibe kerül egységnyi (pl. 1 tonna) szén-dioxid ki-nem-bocsátása. Ha elfogadjuk azokat a kiinduló feltételeket, amelyekből az előző alfejezet költségszámítása kiindult, akkor annak alapján meghatározható a kibocsátás elkerülésének fajlagos költsége is. Ehhez vegyünk fel egy 500 MW-os szubkritikus erőművet. A méretet az indokolja, hogy a mai szénerőmű építések között ez egy reális méret, és ha a közeljövőben hazánkban szénerőmű fog épülni, akkor annak mérete is e körül alakulhat. Egyébként a végeredmény – a fajlagos költség – nem függ a mérettől. Az alapesetként kezelt szubkritikus, szén-dioxid leválasztás nélküli szénerőmű villamosenergia-termelés éves költsége és szén-dioxid kibocsátása a következő módon határozható meg: évi villamosenergia-termelés: 500 MW · 6500 h/év = 3 250 000 MWh/év ennek költsége: 3 250 000 MWh/év · 0,0652 $/kWh = 211,9 M$/év évi tüzelőhő felhasználás: 3 250 000 MWh/év · 3,6 GJ/MWh / 0,38 = 30 789 TJ/év évi CO2 kibocsátás: 30 789 TJ/év · 97 g/MJ = 2,987 Mt/év Ez utóbbi összefüggésben a 97 g/MJ fajlagos CO2 kibocsátás egy legfeljebb 5…8% bizonytalanságot tartalmaz. A fajlagos kibocsátás tiszta karbon égése esetén 108 g/MJ, de ezt a 113
tüzelőanyag hidrogén és – kisebb mértékben – kéntartalma csökkenti, a nedvességtartalma növeli. A gyakorlatban alkalmazandó értékeket 213/2006. (X. 27.) Korm. rendelet melléklete 94,6 és 113,2 g/MJ-ban adja meg. (Ez utóbbi a rendeletben a lignitre vonatkozik, kevésbé nedves szenek esetén irreális. Saját számítások szerint a visontai lignitre is.) A szubkritikus, szén-dioxid leválasztással ellátott szénerőmű esetén a villamosenergiatermelés értéke azonos, a többi érték azonban eltérő: villamosenergia-termelés költsége: 3 250 000 MWh/év · 0,0965 $/kWh = 313,7 M$/év évi tüzelőhő felhasználás: 3 250 000 MWh/év · 3,6 GJ/MWh / 0,3 = 39 000 TJ/év évi CO2 kibocsátás: 39 000 TJ/év * 97 g/MJ · 0,1 = 0,378 Mt/év Az utolsó számításnál a 0,1-es tényező azt jelzi, hogy a keletkezett szén-dioxid 90%-ának leválasztását tételezzük fel, és csak 10%-a kerül a légkörbe. A két változat különbsége 2,608 Mt/év szén-dioxid kibocsátás csökkenés és 101,7 M$/év önköltség növekedés. A két változás aránya 101,7 / 2,608 = 39 $/t fajlagos kibocsátás csökkentési költséget mutat. Ugyanezt a számítás megismételve a többi változatra is az 5.6. táblázatban összefoglalt eredményeket adja. Az eredmények 26,9 és 42,8 $/t fajlagos kibocsátás csökkentési költségek között mozognak. Fontos következtetés, hogy a szén-dioxid leválasztás a szuperkritikus paraméterű erőműnél mintegy 15…20%-kal mutatkozik olcsóbbnak. Az természetes tendencia, hogy a magas kamatszint és a magas szénár egyaránt költségnövelő hatást okoz
114
5.6. táblázat. A fajlagos kibocsátás csökkentési költség a különböző változatokban szubkritikus szén-dioxid kib. - változása alapváltozat szénár kamatláb, %/év: évi költség - változása fajlagos ár olcsó szén szénár kamatláb, %/év: évi költség - változása fajlagos ár drága szén szénár kamatláb, %/év: évi költség - változása fajlagos ár alacsony kamat szénár kamatláb, %/év: évi költség - változása fajlagos ár magas kamat szénár kamatláb, %/év: évi költség - változása fajlagos ár
Mt/év Mt/év
CCS nélkül
CCS-sel
CCS nélkül
CCS-sel
2.987
0.378
2.579
0.315
-2.608
USD/GJ MUSD/év MUSD/év USD/t
211.9
101.7 39.0
313.7
USD/GJ MUSD/év MUSD/év USD/t
175.0
91.9 35.2
266.9
USD/GJ MUSD/év MUSD/év USD/t
248.9
111.6 42.8
360.5
USD/GJ MUSD/év MUSD/év USD/t
186.5
83.6 32.1
270.1
USD/GJ MUSD/év MUSD/év USD/t
szuperkritikus
225.6
111.6 42.8
115
337.2
3.6 10%
2.4 10%
4.8 10%
3.6 6%
3.6 12%
216.0
184.1
248.0
185.8
232.4
-2.264
74.2 32.8
67.1 29.6
81.3 35.9
60.9 26.9
81.4 36.0
290.3
251.3
329.3
246.7
313.8
6
Összefoglalás, értékelés
A szén-dioxid leválasztási és eltárolási technológiák áttekintése urán óhatatlanul felmerül a kérdés: szükséges e ma foglalkozni evvel a technológiával? Tudjuk, hogy ez nem a jelen villamosenergia-termelési technológiája. De vajon lesz-e a jövő technológiája? Erre mai ismereteinkkel nagyon nehéz választ adni Ahhoz nem fér kétség, hogy a szén-dioxid leválasztás – ha megvalósítható, bevezethető eljárás – meg fogja drágítani a villamosenergia-termelést, csak az a kérdés, hogy • • • •
szükséges-e a szén-dioxid kibocsátás csökkentése? megvalósítható eljárás-e a szén-dioxid leválasztása és eltárolása? mennyivel lesz drágább a szén-dioxid leválasztással termelt villamos energia? a CCS megélhet-e az egyéb szén-dioxid elkerülési módok mellett?
Tanulmányunkban megkíséreltünk választ keresni az első három kérdésre, itt csak a következtetéseket foglaljuk röviden össze. És végezetül – nagyon röviden – választ keresünk a negyedik kérdésre is, mert annak nemleges megválaszolása esetén nem érdemes tovább foglalkozni a szén-dioxid leválasztási és eltárolási technológiákkal.
6.1 Szükséges-e a szén-dioxid kibocsátás csökkentése? Ennek a kérdésnek a megválaszolásához a 2. és 3. fejezet adhat támpontot. A korrekt válaszhoz előbb két alkérdésre kell(ene) választ találni. Az első: Reális veszélyt jelent-e a klímaváltozás? Sok ellentmondó vélekedés lát napvilágot ebben a kérdésben. Bár a közvélekedés szerint határozottan igen a válasz, szakmai körökben egyre jobban terjed a kétkedés. Klímaváltozás mindig is volt és lesz. Az okokat nem ismerjük eléggé, tehát arra nem tudunk kellő bizonyossággal válaszolni, hogy lesz-e nagyobb mértékű klímaváltozás. A kérdés második fele egyszerűbb: ha lesz jelentős további globális felmelegedés, mondjuk olyan 3-5⁰C, annak számos súlyos káros hatása lehet. Ezek közül kiemelendő a jégolvadásból adódó általános tengerszint emelkedés, ami a lakott területek viszonylag kis hányadát, de sűrűn lakott területeket érintenének. Emellett említhető még a meteorológiai zónák átrendeződésének, esetleg az erős meteorológia anomáliák (hurrikánok, El Niño, áradások, extrém hőmérsékletek) növekvő gyakoriságának veszélye. A korrekt válasz tehát: nem tudjuk kellő bizonyossággal. Okozója-e az energiafelhasználás a klímaváltozás veszélyének? Itt még bizonytalanabbak az ismereteink. Azok a több százezer évre visszatekintő adatok, amelyek a földfelszíni hőmérséklet és a szén-dioxid koncentráció szoros korrelációját mutatják, nem meggyőzőek az ok-okozati kapcsolatot illetően. Sőt, inkább azt sugallják, hogy a hőmérsékletváltozás okozza a szén-dioxid koncentráció változását, és nem fordítva. Viszont tény, hogy a légkör szén-dioxid koncentrációja az elmúlt másfél-két évszázadba – az iparosodás kezdetétől – mintegy 35%-kal nőtt. Mi történt ez alatt az idő alatt? Az iparosodás ugrásszerűen megnövelte a fosszilis tüzelőanyagok használatát, és az ebből fakadó szén-dioxid kibocsátást. Ennek következtében a 150-200 milliárd tonnára becsült természetes karbon kibocsátáshoz hozzáadódik egy napjainkra 8 milliárd tonnára (plusz 5%) nőtt antropogén 116
kibocsátás, aminek kb. 90%-a fakad az energiahordozók felhasználásából. Ugyanezen idő alatt a Föld fotoszintézis kapacitásának zömét adó esőerdők területe a felénél is kisebbre csökkent. Nyilvánvaló, hogy a 35% koncentrációnövekedést a forrás a kb. 5%-os növekedése és a legfontosabb nyelő kb. 50%-os csökkenése együttesen okozza. De milyen arányban oszlik meg a felelősség? Mérvadó források adnak erre egymásnak ellentmondó becsléseket. A korrekt válasz tehát: nem tudjuk kellő bizonyossággal. És e két alkérdés megfelelő bizonyosságú megválaszolhatatlansága ellenére mégis fel kell tenni a főkérdést: Szükséges-e a szén-dioxid kibocsátás csökkentése? Bármilyen arányú is a kibocsátás és nyelő csökkenés felelőségi aránya a koncentráció növekedésében, mindenképpen szükséges mindkét területen a mérséklést megcélozni. A kibocsátás csökkentését, és legalább a további erdőirtás megszüntetését. A felelőségi arány csak abból a szempontból érdekes, hogy melyikre mekkora anyagi és szellemi erőfeszítést érdemes fordítani. De ezt nem tudjuk, tehát mindkét fronton küzdenünk kell. Erre a kérdésre tehát paradox módon – a megalapozó kérdések kellő bizonyosságú megválaszolásának hiánya ellenére – egyértelmű igen a válasz. Azt is látni kell, hogy bármilyen megoldást választunk a villamosenergia-termelés széndioxid kibocsátásának mérséklésére, a termelés költségei nőni fognak.
6.2 A szén-dioxid leválasztási és eltárolási technológiák lehetőségei A második kérdés az volt, hogy megvalósítható eljárás-e a szén-dioxid leválasztása és eltárolása? Erre a kérdésre a 4. fejezet adta meg a választ: igen, megvalósítható. A 4. fejezet három lehetséges eljárást mutatott be a leválasztásra és ismertette az eltárolás és a tárolási helyre szállítás lehetőségeit is. A részleteket a fejezet kimerítően bemutatta, további ismertetést nem tartunk szükségesnek. Azt viszont fontos kiemelni, hogy lényegében mindegyik eljárás csak olyan elemeket tartalmaz, amelyek működési elve ma már ismert, a részrendszerek többsége már kipróbált, kikísérletezett. Igaz, ezek döntő többsége még nem erőművi léptékben, hanem annál – kicsit vagy sokkal – kisebb méretben, de működőképességüket már igazolták. A kereskedelmi léptékű, vagyis többszáz MW teljesítőképességű egységek megvalósításához a a három lehetséges eljárás közül a tüzelés utáni leválasztás van. Az első egységek üzembelépése már ebben az évtizedben várható. A tüzelés előtti leválasztás, a körfolyamatba integrált szénelgázosítás is már számos részletében kipróbált, de ilyen rendszer összeépítése még valamivel többet várat magára. A megvalósításig talán a legtöbb megoldatlan kérdést az oxyfuel eljárásnál találjuk, de sikeres lépéseket láthatunk a megoldás irányába. Felmerül az a kérdés is, hogy érdemes-e újabb eljárások kidolgozásán törni a fejünket, amikor a tüzelés utáni kivonás a megvalósulás küszöbén áll? Azt azonban látjuk, hogy a tüzelés utáni kivonás jelentősen meg fogja növelni a tüzelőanyag-igényt és meg fogja drágítani a villamosenergia-termelést. Mindaddig érdemes további technológiák fejlesztésén is dolgozni, amíg van remény arra, hogy a további eljárások e két hátrányt mérsékelhetik. Az e hátrányok okozta többletköltség globális szinten ugyanis olyan hatalmasra várható, hogy egészen kismértékű csökkentése is bőséggel fedezheti a kidolgozás költségeit. 117
6.3 A szén-dioxid leválasztás hatása a villamos energia költségére A szén-dioxid leválasztás egyaránt növeli az erőmű beruházási költségét és ezen keresztül a vele arányos állandó költségeket, valamint a tüzelőanyag felhasználást és ebből kifolyólag a változó költségeket. Megvizsgáltuk a szakirodalmi és tapasztalati adatok alapján várható villamos energia egységköltség növekedését. A számítások alapján a költségnövekedésről a következő megállapítások tehetők: • • • • •
a leválasztás következtében a villamos energia költsége várhatóan 30…55%-kal fog nőni, a költségnövekedés a szuperkritikus erőműveknél kb. 1/3-os, szignifikánsan kisebb, mint a szubkritikus erőművekre jellemző kb. 50%-os növekmény, a leválasztás alacsony szénár mellett is kifizetődévé teszi a szuperkritikus paraméterekre való áttérést, a kamatláb növekedése – a beruházási teher növekedése miatt – növeli a leválasztás relatív árnövelő hatását, a szénár növekedése csökkenti a leválasztás relatív árnövelő hatását.
Ugyancsak számításokat végeztünk arra vonatkozóan, hogy a 90% leválasztási fok mellett hogyan alakul az 1 t CO2 leválasztására jutó fajlagos költség. Az eredmények 26,9 és 42,8 $/t fajlagos kibocsátás csökkentési költségek között mozognak. Fontos következtetés, hogy a szén-dioxid leválasztás a szuperkritikus paraméterű erőműnél mintegy 15…20%-kal mutatkozik olcsóbbnak. Az természetes tendencia, hogy a magas kamatszint és a magas szénár egyaránt költségnövelő hatást okoz
6.4 A szén-dioxid csökkentési eljárások összehasonlítása Tekintsük át a villamosenergia-termelés szén-dioxid kibocsátásának csökkentési lehetőségeit. A lehetséges fő irányok: • • • •
a szén-dioxidmentes (nukleáris és megújuló) primerenergia részarányának növelése, a fosszilis tüzelőanyagú erőműveken belül a tüzelőanyag-szerkezet eltolása a kisebb fajlagos szén-dioxid termelésű tüzelőanyagok felé, fosszilis tüzelőanyagú erőművek hatásfokának javítása, szén-dioxid leválasztás és eltárolás.
Vegyük sorra a lehetőségeket. A szén-dioxidmentes primerenergia részarányának növelése ma ez az egyik leggyakrabban hangoztatott irányzat. Ebben az a baj, hogy ilyenkor legtöbben (elsősorban a nagyközönség és a média) nem a víz- és nukleáris energiára gondolnak, hanem az egyéb megújulókra. Nézzük meg ezek szerepét a közelmúlt (2009-es) termelési szerkezetben (6.1. táblázat). A táblázatból látható, hogy vízenergia nélkül számított megújuló forrásból történő termelés az összes villamosenergia-termelésnek alig több mint 3%-át, és a CO2 mentes termelésnek is csupán 10%-át teszi ki.
118
6.1. táblázat. Villamosenergia-termelés primerenergia szerinti felosztása, www.iea.org részarány, % termelés, primerenergia CO2 GWh összesben mentesben nukleáris 2 696 765 13.40% 40.34% víz 3 328 627 16.53% 49.79% biomassza 217 301 1.08% 3.25% hulladék 70 850 0.35% 1.06% geotermikus 66 672 0.33% 1.00% fotovoltaikus 20 155 0.10% 0.30% naphőerőmű 842 0.00% 0.01% szél 273 153 1.36% 4.09% árapály 530 0.00% 0.01% egyéb 10 070 0.05% 0.15% nem víz megújuló 659 573 3.28% 9.87% összes CO2 mentes 6 684 965 33.21% 100.00% összes termelés 20 132 212 100.00% Kétségtelen, hogy ez a csoport mutatja a leggyorsabb növekedést. 2001-ben és 2004-ben részaránya még csak 1,67% ill. 2,11% volt, vagyis 8 év alatt megduplázta, 5 év alatt megmásfélszerezte a villamosenergia-termelésben elfoglalt szerepét. Ha ezt az aránynövekedést – amire azért nem kéne nagy összeggel fogadni – extrapoláljuk a jövőre, akkor 10 év múlva 7,5%-ot is elérhet. Elsöprő potenciált tehát nem láthatunk benne. Ha a költségeket nézzük, akkor azt láthatjuk, hogy az ún. egyéb megújulók (tehát a vízenergia nélküli csoport) ma csak rendkívül magas támogatás mellett életképes. Ez azt jelenti, hogy a termelési költsége messze meghaladja a mai villamosenergia-piaci árszintet, tehát szélesebb körű elterjedése ugyanúgy drágítaná a villamos energiát, mint a CCS technológia Az atomerőművek részaránya a 70-es évek igen gyors növekedése után az 1979-es Three Mile Island-i, majd az 1986-os csernobili reaktorbaleset után csökkenő trendbe váltott át. Nyilván a fukushimai reaktorbaleset után inkább e trend erősödésére lehet számítani, mint megfordulására. (Mellesleg gondoljuk csak meg, milyen eredményre jutottunk volna 70-es évek gyors atomerőművi növekedési trendjének akkori extrapolálásával! Annak alapján ma már szinte csak atomerőműveknek szabadna lennie.) A vízerőművek részaránya az utolsó 10 évben végig 16% és 17% között mozog, vagyis a vízerőművi termelés bővülése azonos ütemű, mint az összes termelés növekedése. Nagy trendváltozás, növekvő súlyarány itt sem várható, mert a nagy energiaigényű körzetek olcsón kiépíthető vízerőművi kapacitását már kiépítették, további bővülés a nagy energiaigénynövekedésű körzetekben várható, vagy a hagyományos régiókban, olyan mértékben, ahogy a villamos energia folyamatos drágulása azt indokolttá teszi. Csökkenthető a szén-dioxid kibocsátás tüzelőanyag váltással is. A szén helyett az olaj vagy a földgáz bevetése kb. 25% ill. 50% fajlagos CO2 kibocsátás csökkenést eredményezne. Mégsem jelentene ez megoldást, mert •
mindkét szénhidrogénfajtából – különösen olajból – a világ ellátottsága sokkal rosszabb, mint szénből, 119
•
mindkét szénhidrogénfajtára nagy a villamosenergia-iparon kívüli igény (közlekedés, kisfogyasztók, vegyipar), míg a szénnek máshol kisebb a kellettje.
Ez azt jelenti, a tüzelőanyag váltás alacsonyabb karbon-tartalmú tüzelőanyagra esélytelen a jövő problémáinak megoldásában. A 6.1. ábra diagramja nem csak azt mutatja be, hogy milyen kibocsátást csökkenést lehet elérni a tüzelőanyag váltással, hanem a hatásfok szerepét is a fajlagos szén-dioxid kibocsátásra.
6.1. ábra. Fajlagos szén-dioxid kibocsátás az erőmű hatásfok függvényében Az ábra mutatja, hogy a hatásfok szerepe jelentős. Például gáztüzelés esetén a 35% hatásfokú gőzkörfolyamatú erőmű (pl. Dunamenti F blokkok) lecserélése korszerű 55% hatásfokú kombinált ciklusú erőműre (pl. Gönyűi Erőmű) 586 g/kWh-ról 373 g/kWh-ra, vagyis 36%-kal csökkenti a fajlagos kibocsátást. Hasonló (37,5%-os) csökkenés érhető el szénerőműveknél is. Egy régebbi típusú 25% hatásfokú erőmű (pl. Oroszlányi Erőmű) helyett épített korszerű, 40% hatásfokú (erre sajnos nincs hazai példa, pedig ez még nem USC) 1512 g/kWh helyett 945 g/kWh fajlagos kibocsátással termel villamos energiát. Az természetes, hogy ha ma kell választani, hogy milyen erőművet építsünk, akkor nem fogjuk a rossz hatásfokú megoldásokat választani, különös tekintettel arra, hogy a beruházási költsége sem alacsonyabb (gáztüzelés) vagy alig alacsonyabb (széntüzelés). De mi a helyzet, ha a régi erőmű adottság és az a kérdés, hogy használjuk-e tovább vagy dobjuk el és építsünk helyette újat? 36%, ill. 55% hatásfokkal, 3000 Ft/GJ gázárral és 270 000 Ft/kW fajlagos költséggel számolva (ez kb. a Gönyűi Erőmű adata) a gázár megtakarításból a beruházás 26 000 üzemóra 120
alatt megtérül. Ez 3000, ill. 6000 h/év kihasználás mellett 4,3 ill. 8,7 év megtérülési időt jelent. És mindez úgy, hogy nem számoltunk sem szén-dioxid kibocsátási díjjal, sem a csökkenés miatti állami támogatással! Ennél gazdaságosabb megoldást nehéz találni. Viszont hosszabb távon nem a szén-dioxid kibocsátás 30…40%-os csökkentése, hanem közel teljes kiküszöbölése – vagyis 80…90%-os csökkentése – a cél. Ez már hatásfok javításával nem érhető el. A szén-dioxid leválasztást tehát lehet szeretni és nem szeretni, de elkerülni valószínűleg nem. Ha bármi áron csökkenteni akarjuk az antropogén kibocsátást vagy legalább mérsékelni a kibocsátás növekedési ütemét, az előzőekben áttekintett megoldások az előrejelzések szerint nem lesznek elegendőek. A szén-dioxid leválasztás elkerülésének talán egy egyidejű, nagyon erőltetett ütemű megújuló alapú erőmű (benne kiemelten vízerőmű) és atomerőmű építés esetén lehet esélye. Atomerőmű nélkül a megújulók erőltetésének nincs sok értelme. Ennek a közeli évtizedekben nem sok az esélye. Komoly eredmények elérésének csak e technológiák és a CCS együttes alkalmazásával van esély.
121
7
Irodalom
Abad et al. (2006): Chemical-looping combustion in a 300 W continuously operating reactor system using a manganese-based oxygen carrier, Fuel, 85:1174-85. Abad et al. (2007a): Reduction kinetics of Cu-, Ni- and Fe-based oxygen carriers using syngas (CO+H2) for chemical-looping combustion, Energy & Fuels 21:1843-53. Abad et al. (2007b): The use of iron oxide as oxygen carrier in a chemical-looping reactor, Fuel, 86:1021-35. Abad et al. (2007c): Mapping of the range of operational conditions for Cu-, Fe- and Ni-based oxygen carriers in chemical-looping combustion, Chemical Engineering Science, 62:53349. Abele et al. (1987): An experimental program to test the feasibility of obtaining normal performance from combustion using oxygen and recycled gas instead of air, ANL/CNSVTM-204, DE89-002383. Abraham et al. (1982): Oil and Gas Journal, 80(11) 68-70. Adánez et al. (2004): Selection of oxygen carriers for chemical-looping combustion, Energy & Fuels, 18:371-7. Adánez et al. (2005): Development of oxygen carriers for chemical-looping combustion, Carbon dioxide capture for storage in deep geologic formations, Results from the CO2 capture project, vol. 1. Oxford, UK: Elsevier; chapter 34. Adánez et al. (2006): Nickel-copper oxygen carriers to reach zero CO and H2 emissions in chemical-looping combustion, Industrial & Engineering Chemistry Research, 45:2617-25. Adánez et al. (2011): Progress in chemical-looping combustion and reforming technologies, Progress in Energy and Combustion Science, 1-68. Alstom Power: ALSTOM’s chemical looping combustion prototype for CO2 capture from existing pulverized coal-fired power plants, NETL project NT0005286. Anand B., Rao és Edward S. Rubin (2002): A Technical, Economic and Environmental Assessment of Amine-Based CO2 Capture Technology for Power Plant. Greenhouse Gas Control, Environ. Sci. Technol. 2002, pp. 4467-4475 Anderson et al. (2003): Power generation with 100% carbon capture and sequestration, Second Annual Conference on Carbon Sequestration, Alexandria, VA. Andrus et al. (2009): Alstom’s calcium oxide chemical looping combustion coal power technology development, Proceedings of the 34th International Technology Conference on Clean Coal & Fuel Systems, Clearwater, Florida, USA. Aroonwilas, A., Tontiwachwuthikul, P., Chakma, A. (2001): Effects of operating and design parameters on CO2 absorption in columns with structured packings. Sep. Purif. Technol. 24, 403–411 Azis et al. (2010): On the evaluation of synthetic and natural ilmenite using syngas as fuel in chemical-looping combustion (CLC), Chemical Engineering Research & Design, 88:15051. Babcock Energy Ltd, Air Products Ltd, University of Naples and University of Ulster (1995): Pulverised coal combustion system for CO2 capture. Final report 2.1.1, European Commission JOULE II Clean Coal Technology Programme - Powdered Coal Combustion Project. 122
Berguerand és Lyngfelt (2008): The use of petroleum coke as fuel in a 10 kW chemical-looping combustor, International Journal of Greenhouse Gas Control, 2:169-79. Berguerand et al. (2008): Design and operation of a 10 kWth chemical-looping combustor for solid fuels - Testing with South African coal, Fuel, 87:2713-26. Berry & Wolsky (1986): Modeling heat transfer in an experimental coal-fired furnace when CO2/O2 mixtures replace air, Winter Annual Meeting ASME, pp. 86-WA/HT51. BME EGR (2008): Az energia-technológia fejlődésének hatásai a klímaváltozásra. Kutatási jelentés. BME Energetikai Gépek és Rendszerek Tsz. Bolhàr-Nordenkampf et al. (2009): Comprehensive modeling tool for chemical-looping based processes, Chemical Engineering & Technology, 32:410-7. Bolland et al.: A thermodinamic comparison of the oxy-fuel power cycles water-cycle, Grazcycle and Matiant-cycle. Bouillon et al. (2009): Post-combustion or Oxyfuel – A comparison between coal power plants with integrated CO2 capture, Energy Procedia, 1 (2009) 4015-4022. Bredesen et al. (2004): High-temperature membranes in power generation with CO2 capture, Chemical Engineering and Processing, 43 (9) 1129-1158. Cao & Pan (2006): Investigation of chemical looping combustion by solid fuels, 1. Process analysis, Energy & Fuels, 20:1836-44. Castillo (2011a): Thermodynamic analysis of a hard coal oxyfuel power plant with high temperature three-end membrane for air separation, Applied Energy, 88 (2011) 14801493. Castillo (2011b): Thermodynamic Evaluation of Membrane Based Oxyfuel Power Plants with 700 °C Technology, Energy Procedia, 4 (2011) 1026-1034. Chandel et al. (2009): Experimental investigation of some metal oxides for chemical looping combustion in a fluidized bed reactor, Fuel, 88:898-908. Chatel-Pelage et al. (2003): A pilot scale demonstration of oxy-fuel combustion with flue gas recirculation in a pulverized coal-fired boiler, Proceedings 28th International Technical Conference on Coal Utilization & Fuel Systems, Clearwater, Florida, March 10-13. Chemstations, CHEMCAD User’s Manual, 2011. Chiron et al. (2010): Kinetic mechanism derived through dosing reactants over NiO, Ni and NiC, Proceedings of. 1st International Conference on Chemical Looping, Lyon, France. Cho et al. (2004): Comparison of iron-, nickel-, copper- and manganese-based oxygen carriers for chemical-looping combustion, Fuel, 83:1215-25. Cho et al. (2005): Carbon formation on nickel and iron oxide-containing oxygen carriers for chemical-looping combustion, Industrial & Engineering Chemistry Research, 44:668-76. Cho et al. (2006): A. Defluidization conditions for a fluidized bed of iron oxide-, nickel oxide-, and manganese oxide-containing oxygen carriers for chemical-looping combustion, Industrial & Engineering Chemistry Research, 45:968-77. Cho P. (2005): Development and characterization of oxygen-carrier materials for chemicallooping combustion, PhD Thesis, Göteborg, Sweden: Chalmers University of Technology. Christian Kunze, Helmut Spliethoff (2010): Modeling of an IGCC plant with carbon capture for 2020. Fuel Processing Technology, 91 (2010), page 934 – 941.
123
COORETEC Lighthouse Concept Research Reports (2008): The path to fossil-fired power plants for the future. German Federal Ministry of Economics and Technology. http://www.cooretec.de/index.php/index.php?index=17&file=39 Cousins A., Wardhaugh L.T., Feron P.H.M. (2011): A survey of process flow sheet modifications for energy efficient CO2 capture from flue gases using chemical absorption; International Journal of Greenhouse Gas Control 5 (2011) 605–619 o. Croiset, E. & K.V. Thambimuthu (2000): Coal combustion in O2/ CO2 Mixtures Compared to Air, Canadian Journal of Chemical Engineering, 78, 402-407. Cuadrat et al. (2009): Behaviour of ilmenite as oxygen carrier in chemicalelooping combustion, Proceedings of 4th International Conference on Clean Coal Technologies (CCT2009), Dresden, Germany. Cuadrat et al. (2011): The use of ilmenite as oxygen-carrier in a 500 Wth Chemical-Looping Coal Combustion unit, International Journal of Greenhouse Gas Control. Czelnai Rudolf (2001): Korasoff herceg 53 levele avagy: a "klímavédelem" körtánca az idők dallamára. Magyar Tudomány, 2001. 11. sz. Dahl et al. (2009): On the development of novel reactor concepts for chemical looping combustion, Energy Procedia, 1:1513-1519. Darde et al. (2009): Air separation and flue gas compression and purification units for oxy-coal combustion systems, Energy Procedia, 1(1): 527-534. Davison (2007): Performance and costs of power plants with capture and storage of CO2, Energy, 32 (2007) 1163-1176. de Diego et al. (2004): Development of Cu-based oxygen carriers for chemical-looping combustion, Fuel, 83:1749-57. de Diego et al. (2005): Impregnated CuO/Al2O3 oxygen carriers for chemical-looping combustion: avoiding fluidized bed agglomeration, Energy & Fuels, 19:1850-6. de Diego et al. (2007): Operation of a 10 kWth chemical-looping combustor during 200 h with a CuO-Al2O3 oxygen carrier, Fuel, 86:1036-45. Dennis et al. (2010): In situ gasification and CO2 separation using chemical-looping with a Cubased oxygen carrier: Performance with bituminous coals, Fuel, 89:2353-64. Dillon et al. (2005): Oxy-combustion processes for CO2 capture from advanced supercritical PF and NGCC power plant, Proceedings of 7th International Conference on Greenhouse Gas Control Technologies. Volume I: Peer Reviewed Papers and Overviews, Elsevier Science, Oxford, UK, 211-220. Duss. M. and A. Menon (2010): Optimized absorber design for post-combustion ccs, Distillation&Absorption, Eindhoven, 11 -15 Sept, 109-114 o Engels et al. (2010): Simulatoin of a membrane unit for oxyfuel power plants under consideration of realistic BSCF membrane properties, Journal of Membrane Science, 359 (2010) 93-101. Essenhigh, R. H. (2001): Viewpoint: Does CO2 Really Drive Global Warming? Chemical Innovation, (www.mnm.ifrf.net/2001/viewpoint.pdf) Everett, B. – Boyle, G. – Peake, S. – Ramage, J. (2012): Energy Systems and Sustainability: Power for a Sustainable Future, Oxford University Press. Fejérdy Gy. (2009): GateCycle használata az erőmű tervezésében és szimuláció. Kézirat.
124
Fossdal et al. (2011): Study of inexpensive oxygen carriers for chemical looping combustion, International Journal of Greenhouse Gas Control, 5:483-8. Gács I. – Groniewsky A. (2009): Klíma és energia IV. Magyar Energetika XVII. 4. sz. p. 25-33. Gács I. (2009): Klíma és energia I. Magyar Energetika XVII. 1. sz. p. 13-19. Gács I. (2009a): Klíma és energia II. Magyar Energetika XVII. 2. sz. p. 14-24. Gács I. (2009b): Klíma és energia III. Magyar Energetika XVII. 3. sz. p. 31-38. García-Labiano et al. (2006): Effect of pressure on the behaviour of copper-, iron-, and nickelbased oxygen carriers for chemical-looping combustion, Energy & Fuels 20:26-33. García-Labiano et al. (2007): Solid waste management of a chemical-looping combustion plant using Cu-based oxygen carriers, Environmental Science & Technology, 41:5882-7. Gayán et al. (2011): Effect of support on the behaviour of Cu-based oxygen carriers during longterm CLC operation at temperatures above 1073 K, Energy & Fuels, 25:1316-26. GE Energy (2011): Installation Quick Start Guide. George S.Goff, Gary T. Rochelle (2004): Monoethanolamine degradation: O2 mass transfer effects under CO2 capture conditions. Ind. Eng. Chem, 2004, 43, pp.6400-6408 German Bundestag (1989): Protecting the Earth’s Atmosphere. An International Challenge. Gottfried Mónika: Megújuló energiaforrások energiamérlege. Vegyészmérnöki Kar Kémiai Technológia Tanszék, 2006.
Diplomaterv.
BME
Groniewsky A. (2011): GateCycle hősémaszámító program alapjai. Grünwald (2008): Treibhausgas – ab in die Versenkung? Möglichkeiten und Risiken der Abscheidung und Lagerung von CO2, Edition Sigma, Berlin. Hadjipaschalis et al. (2009): Assessment of oxyfuel power generation technologies, Renewable and Sustainable Energy Reviews, 13 (2009) 2637-2644. Hakonsem et al. (2010): On the development of novel reactor concepts for chemical looping combustion – part 2, Proceedings of the 1st International Conference on Chemical Looping, Lyon, France. Higginbotham et al. (2011): Oxygen supply for oxyfuel CO2 capture, International Journal of Greenhouse Gas Control, 5S (2011) S194-S203. Hoteit et al. (2009a): Nickel- and copper-based oxygen carriers for chemical looping combustion, Chemical Engineering & Technology, 32:443-9. Hoteit et al. (2009b): Biogas combustion in a chemical-looping fluidized bed reactor, International Journal of Greenhouse Gas Control, 3:561-7. Howard Herzod, Jerry Meldon, Alan Hatton (2009): Advanced Post-Combustion CO2 Capture. Prepared for Clean Air Task Force, 2009 IEA – CIAB (2005): Reducing Greenhouse Gas Emission. The Potential of Coal. Paris. IEA (2003a): CO2 Capture and Storage in Geological Formations. OECD/IEA, Paris IEA (2003b): World Energy Investment Outlook 2003. OECD/IEA, Paris IEA (2004a): Energy Technology Analysis: Prospects for CO2 Capture and Storage. Párizs. ISBN 92-64-108-831 2004 IEA (2004b): World Energy Investment Outlook 2004. OECD/IEA, Paris
125
IEA (2007): Summary Report of the Global Assessment Workshop - Near-term Opportunities for Carbon-dioxide Capture and Storage. IPCC (2005): IPCC Special Report on Carbon Dioxide Capture and Storage. Prepared by Working Group III of the Intergovernmental Panel on Climate Change [Metz, B., O. Davidson, H. C. de Coninck, M. Loos, and L. A. Meyer (eds.)]. Cambridge University Press, Cambridge, United Kingdom and New York, NY, USA, 442 pp. IPCC (2005): IPCC Special Report on Carbon Dioxide Capture and Storage. Prepared by Working Group III of the Intergovernmental Panel on Climate Change [Metz, B., O. Davidson, H. C. de Coninck, M. Loos, and L. A. Meyer (eds.)]. Cambridge University Press, Cambridge, United Kingdom and New York, NY, USA Ishida és Jin (1994a): A new advanced power-generation system using chemical-looping combustion, Energy, 19:415-422. Ishida és Jin (1994b): A novel combustor based on chemical-looping reactions and its reaction kinetics, J. Chem. Eng. Jpn. 27:296-301. Ishida és Jin (1996): A novel chemical-looping combustor without NOx formation, Industrial & Engineering Chemistry Research, 35:2469-72. Ishida et al. (1987): Evaluation of a chemical-looping-combustion power-generation system by graphic exergy analysis, Energy, 12:147-154. J.A. Rodriguez, P. Liu, X. Wang, W. Wen, J. Hanson, J. Hrbek, M. Pérez, J. Evans (2008): Watergas shift activity of Cu surfaces and Cu nanoparticles supported on metal oxides. Catalysis Today 143 (2009) page 45-50, Elsevier Science Limited. Jericha et al. (2003): Design optimisation of the Graz cycle power plant, ASME Turbo Expo Conference, paper GT-2003-38120, Atlanta, USA. Jerndal et al. (2006): Thermal analysis of chemical-looping combustion, Chemical Engineering Research & Design, 84:795-806. Jin és Ishida (2002): Reactivity study on natural-gas-fueled chemical-looping combustion by a fixed-bed reactor, Industrial & Engineering Chemistry Research, 41:4004-7. Jin és Ishida (2004): A new type of coal gas fuelled chemical-looping combustion, Fuel 83:24117. Jin et al. (1998): Development of a novel chemical-looping combustion: synthesis of a looping material with a double metal oxide of CoO-NiO, Energy & Fuels, 12:1272-7. Jin et al. (1999): Development of a novel chemical-looping combustion: synthesis of a solid looping material of NiO/NiAl2O4, Industrial & Engineering Chemistry Research, 38:12632. Jing és Dejie (2010): Thermodynamic and kinetic analysis of Ca-based oxygen carrier in chemical-looping combustion, International Journal of Chemical Reactor Engineering, 8:A46. Jockenhövel és Borbély (2008): Úton a CO2 mentes erőművi technológiához (Siemens AG). Johansson et al. (2003): Gas leakage measurements in a cold model of an interconnected fluidized bed for chemical-looping combustion, Powder Technology, 134:210-7. Johansson et al. (2004): Investigation of Fe2O3 with MgAl2O4 for chemical-looping combustion, Industrial & Engineering Chemistry Research, 43:6978-87.
126
Johansson et al. (2006a): Comparison of oxygen carriers for chemical-looping combustion of methane-rich fuels, Proceedings of the 19th International Conference on FBC, Vienna, Austria. Johansson et al. (2006b): Creating a synergy effect by using mixed oxides of iron- and nickel oxides in the combustion of methane in a chemical-looping combustion reactor, Energy & Fuels, 20:2399-407. Kakaras et al. (2007): Economic implications of oxyfuel application in a lignite-fired power plant, Fuel, 86 (2007) 2151-2158. Karl Winnacker-Leopold Küchler (1962): Kémiai Technológia I. Műszaki Könyvkiadó, Budapest. Kelemen Péter (2006): A CO2 kibocsátás csökkentés költségei különböző technológiákban. Diplomaterv, BME, Budapest. Kiga et al. (1997): Energy Conversion and Management: Proceedings of the Third International Conference on Carbon Dioxid Removal, pp. S129-S134, 38. Kimura et al. (1995): Energy Conversion and Management: Proceedings of the Second International Conference on Carbon Dioxid Removal, pp. 805-808, 36(6-9). Kolbitsch et al. (2009): Design of a chemical-looping combustor using a dual circulating fluidized bed reactor system, Chemical Engineering & Technology, 32:1-7. Kronberger et al. (2004): A two-compartment fluidized bed reactor for CO2 capture by chemical-looping combustion, Chemical Engineering & Technology, 27:1318-26. Kronberger et al. (2005): Design and fluid dynamic analysis of a bench-scale combustion system with CO2 separation-chemical-looping combustion, Industrial & Engineering Chemistry Research 44:546-56. Ksepko et al. (2010): Effect of H2S on chemical looping combustion of coal derived synthesis gas over Fe2O3-MnO2 supported on ZrO2/sepiolite, Proceedings of the 1st International Conference on Chemical Looping, Lyon, France. Kuusik et al. (2009): High temperature behaviour of NiO-based oxygen carriers for chemicallooping combustion, Energy Procedia, 1:3885-92. Lagerbom et al. (2010): Characteristics of various new oxygen carriers for CLC, Proceedings of the 1st International Conference on Chemical Looping, Lyon, France. Lambert et al. (2009): Synthesis and characterization of bimetallic Fe/Mn oxides for chemicallooping combustion, Energy Procedia, 1:375-81. Lambert et al. (2010): Spinel mixed oxides as oxygen carriers for chemical-looping combustion, Proceedings of the 10th International Conference on Greenhouse Gas Technology (GHGT-10), Amsterdam, The Netherlands. Leion et al. (2008): The use of ilmenite as an oxygen carrier in chemical-looping combustion, Chemical Engineering Research & Design, 86:1017-26. Leion et al. (2009a): Use of CaMn0.875Ti0.125O3 as oxygen carrier in chemical looping with oxygen uncoupling, Energy & Fuels, 23:5276-83. Leion et al. (2009b): Solid fuels in chemical-looping combustion using oxide scale and unprocessed iron ore as oxygen carriers, Fuel, 88:1945-54. Leion et al. (2009c): Use of ores and industrial products as oxygen carriers in chemical-looping combustion, Energy & Fuels, 23: 2307-15. Lewis & Gilliland (1954): Production of pure carbon dioxid, Patent 2665972. 127
Linderholm et al. (2009): Chemical-looping combustion with natural gas using spray-dried NiObased oxygen carriers, Carbon dioxide capture for storage in deep geological formations, Results from the CO2 capture project, vol. 3. UK: CPL Press; [chapter 6]. Luis M. Romeo et al. (2011): Design and operation assessment of an oxyfuel fluidized bed combustor, Experimental Thermal and Fluid Science, 35(2011) 477-484. M. Wang, A. Lawal, P. Stephenson, J. Sidders, C. Ramshaw (2011): Post-combustion CO2 capture with chemical absorption: A state-of-the-art review. Chemical Engineering and Design 89, 2011, pp. 1609-1624 Mangalapally H. P., Hasse H. (2011): Pilot plant study of post-combustion carbon dioxide capture by reactive absorption: Methodology, comparison of different structured packings, and comprehensive results for monoethanolamine. Chemical Engineering Research and Design 89, 1216–1228 o. Marin et al. (2003): High efficiency Zero Emission Power Generation based on a high temperature steam cycle, 28th Int. Technical Conference On Coal Utilization and Fuel Systems, Clearwater, FL. Mattisson et al. (2001): The use of iron oxide as an oxygen carrier in chemical-looping combustion of methane with inherent separation of CO2, Fuel, 80:1953-62. Mattisson et al. (2003): Reactivity of some metal oxides supported on alumina with alternating methane and oxygen - application for chemicallooping combustion, Energy & Fuels, 17:643-51. Mattisson et al. (2004): A. Multicycle reduction and oxidation of different types of iron oxide particles- Application to chemical-looping combustion, Energy & Fuels, 18:628-37. Mattisson et al. (2006): The use of NiO as an oxygen carrier in chemical-looping combustion, Fuel, 85:736-47. Mattisson et al. (2007): Chemical-looping combustion using syngas as fuel, International Journal of Greenhouse Gas Control, 1:158-69. Mattisson et al. (2009): Chemical-looping with oxygen uncoupling for combustion of solid fuels, International Journal of Greenhouse Gas Control, 3:11-9. McDonald, et al. (1999): A design study for the application of CO2/O2 combustion to an existing 300 MW coal-fired boiler, Proceedings of Combustion Canada 99 Conference Combustion and Global Climate Change, Calgary, Alberta. methane and chemical-looping combustion: Use of and iron-based waste products as oxygen carrier burning a PSA tail gas, Journal of Power Sources, 196:4370-81. Morin et al.: 455 MWe CLC boiler/plant feasibility report and recommendations for the next step, Public Summary Report of ENCAP deliverable D4.2.4, www.encapco2.org. MVM (2008): Life Cycle Analysis and its impact on Electricity prices. Nakayama et al. (1992): Energy Conversion and Management, 33(5-8): 379-386. Nalbandian et al. (2010): La1-xSrxMnyFe1-yO3-δ perovskites as oxygen-carrier materials for chemical-looping reforming, Proceedings of the 1st International Conference on Chemical Looping, Lyon, France. Neville Holt (2004): Gasification Technology Status—September 2004, EPRI, Palo Alto, CA: 2004. 1009769. Noorman et al. (2007): Packed bed reactor technology for chemical-looping combustion, Industrial & Engineering. Chemistry Research, 46:4212-4220. 128
Noorman et al. (2010): Experimental validation of packed bed chemical-looping combustion, Chemical Engineering Sceience, 65:92-97. Nozaki et al. (1997): Energy, 22(2/3): 199-205. Oldenburg, Pruess, and Benson (2001) "Process Modeling of CO2 Injection into Natural Gas Reservoirs for Carbon Sequestration and Enhanced Gas Recovery," Energy < Fuels, Vol. 15, No. 2, pp. 293-298. Oyama és Stagg-Williams (2011): Inorganic, polymeric and composite membranes – structure, function and other correlations, Membrane Science and Technology Series, 14, ISBN: 978-0-444-53728-7, ISSN: 0927-5193, p.236-237. Pfaff és Kather (2009): Comparative Thermodynamic Analysis and Integration Issues of CCS Steam Power Plants Based on Oxy-Combustion with Cryogenic or Membrane Based Air Separation, Energy Procedia, 1 (2009) 495-502. Ramsaier et al. (1985): European Patent 0197 555 A2. Ravi, K. – Jain, R. K. – Urban, L. V. (1998): Global warming – uncertainties, effects, and policy options. Environmental Engineering and Policy 1 p.87–95. Readman et al. (2005): La0.8Sr0.2Co0.2Fe0.8O3-δ as a potential oxygen carrier in a chemicallooping type reactor, an in-situ powder X-ray diffraction study, Journal of Materials Chemistry, 15:1931-7. Rezvani et al. (2007): Comparative assessment of sub-critical versus advanced super-citical oxyfuel fired PF boilers with CO2 sequestration facilities, Fuel, 86 (2007) 2134-2143. Richards (2003): Dilute oxy-fuel technology for zero emmission power, First International Conference on Industrial Gas Turbine Technologies, Brussels (available on www.camegt.com). Richter és Knoche (1983): Reversibility of combustion process, ACS Symposium Series, vol. 235., Washington DC: American Chemical Society, p.71-85. Rifflart et al. (2010): CLCMAT project - material development for "chemical-looping combustion", Proceedings of the 1st International Conference on Chemical Looping, Lyon, France. Roux et al. (2006): Study and improvement of the regeneration of metallic oxides used as oxygen carriers for a new combustion process, International Journal of Chemical Reactor Engineering, 4:A38. Rydén et al. (2008): Novel oxygen-carrier materials for chemical-looping combustion and chemical-looping reforming, LaxSr1-xFeyCo1-yO3-δ perovskites and mixed-metal oxides of NiO, Fe2O3 and Mn3O4, International Journal of Greenhouse Gas Control, 2:21-36. Rydén et al. (2009): Waste products from the steel industry with NiO as additive as oxygen carrier for chemical-looping combustion, International Journal of Greenhouse Gas Control, 3:693-703. Rydén et al. (2011): CaMn0.875Ti0.125O3 as oxygen carrier for chemical oxygen combustion with oxygen uncoupling (CLOU) - Experiments in a continuously operating fluidized-bed reactor system, International Journal of Greenhouse Gas Control, 5:356-66. Ryu et al. (2004): Continuous operation of a 50 kWth chemical-looping combustor: long-term operation with Ni- and Co-based oxygen carrier particles, Proceedings of the 5th ChinaKorea Joint Workshop on Clean Energy Technology, China, Qingdao University, p. 22130.
129
Ryu et al. (2005): Development of chemical-looping combustion technology: Long-term operation of a 50 kWth chemical-looping combustor with Ni- and Co-based oxygen carrier particles, Proceedings of the Regional Symposium on Chemical Engineering,. Hanoi, Vietnam. Sajtóközlemény. Krupp Uhde GmbH, 2008. március 19. Sándor Csaba (2009): Szén-dioxidleválasztási technológiák. Oktatási segédanyag. BME Energetikai Gépek és Rendszerek Tanszék Schwebel et al. (2009): Performance tests of ilmenite mineral as oxygen carrier in a laboratory fixed bed reactor-first step in developing a new technical approach of implementing chemical-looping combustion, Proceedings of the 4th International Conference on Clean Coal Technologies (CCT2009), Dresden, Germany. Schwebel et al. (2010): Reduction performance of ilmenite and hematite oxygen carriers in the context of a new CLC reactor concept, Proceedings of the 1st International Conference on Chemical Looping, Lyon, France. Shen et al. (2008): A mechanistic investigation of a calcium-based oxygen carrier for chemical looping combustion. Combustion & Flame, 154:489-506. Shulman et al. (2009): Manganese/iron, manganese/nickel, and manganese/silicon oxides used in chemical looping with oxygen uncoupling (CLOU) for combustion of methane, Energy & Fuels, 23:5269-75. Siriwardane et al. (2007): Chemical-looping combustion of simulated synthesis gas using nickel oxide oxygen carrier supported on bentonite, Energy & Fuels 21:1582-91. Siriwardane et al. (2009): Chemical-looping combustion of coal with metal oxide oxygen carriers. Energ Fuel 23:3885-92. Son és Kim (2006): Chemical-looping combustion with NiO and Fe2O3 in a thermobalance and circulating fluidized bed reactor with double loops, Industrial & Engineering Chemistry Research, 45:2689-96. Song et al. (2008a): Effect of temperature on reduction of CaSO4 of simulated coal gas in a fluidized bed reactor, Industrial & Engineering Chemistry Research, 47:8148-59. Song et al. (2008b): Multicycle study on chemical-looping combustion of simulated coal gas with a CaSO4 oxygen carrier in a fluidized bed reactor, Energy & Fuels 22:3661-72. Song et al. (2008c): Chemical-looping combustion of methane with CaSO4 oxygen carrier in a fixed bed reactor, Energy Conversion & Management, 49:3178-87. Spiewak, I. (2004): Cleaner Fossil Fuel Technologies for CO2 Reduction, Capture and Sequestration. ICTAF report No. E/149 Tel Aviv University. Stadler et al. (2011): Oxyfuel coal combustion by efficient integration of oxygen transport membranes, International Journal of Greenhouse Gas Control, 5 (2011) 7-15. Strauß (2006): Kraftwerkstechnik zur Nutzung fossiler, nuklearer und regenerativer Energiequellen, Springer-Verlag Berlin, Heidelberg. Tan et al. (2002): CO2 Capture Using Oxygen Enhanced Combustion Strategies for Natural Gas Power Plants, Fuel, 81, 1007-1016. Thambimuthu et al. (2007): IPCC Special Report on CCS, Chapter 3: Capture of CO2. Tian és Guo (2009): Investigation into the behaviour of reductive decomposition of calcium sulphate by carbon monoxide in chemical-looping combustion, Industrial & Engineering Chemistry Research, 48:5624-32. 130
Tian et al. (2009): Effect of hydrogen sulfide on CLC of coal-derived synthesis gas over bentonite-supported metal-oxide oxygen carriers, Industrial & Engineering Chemistry Research, 48:8418-30. Tranier et al. (2008): Update on Advanced Development for ASU and CO2 Purification Units for Oxy-Combustion (Air Liquide, France), 3rd Meeting of the Oxy-Fuel Combustion Network, Yokohama, Japan, March 5th 2008, IEAGHG International Oxy-Combustion Network. US DOE (2008): CO2 Sequestration Potential of Texas Low-rank coals. U.S. Department of Energy, Office of Fossil Energy, National Energy Technology Laboratory Vajda György (1981): Energetika I. Akadémiai Kiadó, Budapest. Wall et al. (2009): An overview oxyfuel coal combustion – State of the art research and technology development, Chemical Engineering Research and Design, 87(2009) 10031016. Wang és Anthony (2008): Clean combustion of solid fuels, Applied Energy, 85:73-9. Wang et al. (1988): Combustion and Flame, 72:301-310. Weller et al. (1985): Experimental evaluation of firing pulverized coal in a CO2/O2 atmosphere, ANL/CNSV-TM-168. Wiegand Győző (2009): Néhány gondolat az energetika jövőbeni fejlődésének lehetőségeiről. Energiagazdálkodás, 50. évf. p.56-60. Wilkinson et al. (2003): CO2 capture from oil refinery process heaters through oxy-fuel combustion, Greenhouse Gas Control Technologies, Proceedings of the 6th International Conference on Greenhouse Gas Control Technologies (GHGT-6), 1-4 Oct. 2002, Kyoto, Japan, J. Gale and Y. Kaya (eds.), Elsevier Science Ltd, Oxford, UK. 69-74. William Davey et. al (1998).: Atmospheric Pressure, Entrained Flow, Coal Gasification Reelőadás. Visited. Konferencia http://www.gasification.org/Docs/Conferences/1998/gtc9820.pdf WMO (2011): A Meteorológiai Világszervezet állásfoglalása az éghajlat 2010. évi állapotáról. Wolf, J. – Burian, Z. (1981): Az őskori ember. Gondolat, Budapest. Xiao et al. (2009): Reduction kinetics of a CaSO4 based oxygen carrier for chemical-looping combustion, Proceedings of the 20th International Conference on Fluidized Bed Combustion, Xian, China, 519-26. Y. Huang, S.Rezvani, D. McIlveen-Wright, A.Minchener, N.Hewitt (2008): Techno – economic study of CO2 capture and storage in coal fired oxygen fed entrained flow IGCC power plants. Fuel processing technology 89 (2008) page 916-925, Elsevier Science Limited. Yantovskii et al. (1992): Computer exergonomics of power plants without exhaust gases Energy Conversion and Management, 33, No. 5-8, 405-412. Yongping Yang, Rongrong Zhai, Liqiang Duan, Masoud Kavosh, Kumar Patchigolla, John Oakey (2010): Integration and evaluation of a power plant with a CaO-based CO2 capture system. International Journal of Greenhouse Gas Control Zafar et al. (2005): Integrated hydrogen and power production with CO2 capture using chemical-looping reforming - Redox reactivity of particles of CuO, Mn2O3, NiO, and Fe2O3 using SiO2 as support, Industrial & Engineering Chemistry Research, 44:3485-96. Zafar et al. (2006): Redox investigation of some oxides of transition-state metals Ni, Cu, Fe, and Mn supported on SiO2 and MgAl2O4, Energy & Fuels, 20:34-44. 131
ftp://ftp.cmdl.noaa.gov/ccg/co2/ http://hu.wikipedia.org/wiki/ http://ipcc.ch/ http://www.alstom.com http://www.bellona.org http://www.bloomberg.com http://www.drinfo.hu http://www.ecocentre.org.uk http://www.energy.eu/ http://www.iea.org/ http://www.infomine.com http://www.internet-work.hu/cikkhealth/asvanyianyagok.html. http://www.noaa.org/ http://www.teamonslaught.fsnet.co.uk/co2_info.htm http://www.zeroemissionsplatform.eu
132
133
BME Kutatóegyetemi Kiadvány FENNTARTHATÓ ENEGETIKA Szén-dioxid leválasztás és eltárolás CCS – Carbon Capture and Storage Felelős szerkesztő: Gács Iván Cím: 1111 Budapest, Műegyetem rkp. 3. D. ép. 208. Telefon, fax: 463-1762 www.energia.bme.hu, www. kutatas.bme.hu A kiadvány a „Minőségorientált, összehangolt oktatási és K+F+I stratégia, valamint működési modell kidolgozása a Műegyetemen” (TÁMOP-4.2.1/B-09/1/KMR-2010-0002) című projekt támogatásával készült. Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem
134
