Industrijski parni kotel s kurjavo na lebdečo plast

(1)

UNIVERZA V LJUBLJANI Fakulteta za strojništvo

Industrijski parni kotel s kurjavo na lebdečo plast

Diplomsko delo Visokošolskega študijskega programa I. stopnje STROJNIŠTVO

Matevž Štrubelj

Ljubljana, februar 2022

(2)

(3)

(4)

(5)

UNIVERZA V LJUBLJANI Fakulteta za strojništvo

Industrijski parni kotel s kurjavo na lebdečo plast

Diplomsko delo Visokošolskega študijskega programa I. stopnje STROJNIŠTVO

Matevž Štrubelj

Mentor: izr. prof. dr. Andrej Senegačnik, univ. dipl. inž.

Ljubljana, februar 2022

(6)

(7)

(8)

(9)

Zahvala

Zahvaljujem se profesorjem in asistentom Fakultete za strojništvo Univerze v Ljubljani za predano znanje strojništva. Še posebej se zahvaljujem izrednemu profesorju dr. Andreju Senegačniku za mentorstvo pri diplomskem delu. Poleg tega pa bi se za prejeto znanje za- hvalil še dr. Anamariji Borštnik Bračić s podjetja GP sistemi, v okviru katerega je to delo nastalo. Zahvaljujem se tudi staršem, ki so mi omogočili študij strojništva.

(10)

(11)

Izjava

(12)

(13)

Izvleček

UDK 620.9:621.18(043.2) Tek. štev.: VŠ I/985

Industrijski parni kotel s kurjavo na lebdečo plast

Matevž Štrubelj

Ključne besede: mehurčkasta lebdeča plast zgorevanje lesne biomase entalpija dimnih plinov recirkulacija dimnih plinov proizvodnja pare

V nalogi smo obravnavali zgorevanje lesnih sekancev v kuriščih z mehurčkasto lebdečo plastjo. Predstavljena sta zasnova in delovanje kurilnih naprav na lebdečo plast. Na kratko so opisani fluidizacija lebdeče plasti, lastnosti in zgradba lesnih goriv ter temeljne kemijske reakcije zgorevanja. Izvedeni računski model zgorevanja omogoča izračunavanje osnovnih kazalcev zgorevanja, kot so količina potrebnega zraka za zgorevanje, razmernika zraka, količina in entalpija nastalih dimnih plinov, recirkulacije dimnih plinov ter teoretič- nih temperatur v kurišču. Računski model se je uporabil za analizo razmer v kurišču industrijskega parnega kotla toplotne moči 12 MW s kurjavo na lebdečo plast. Računski model je bil sprogramiran v programskem okolju MS Excel.

(14)

(15)

Abstract

UDC 620.9:621.18(043.2) No.: VŠ I/985

Fluidized bed combustion industrial stem boiler

Matevž Štrubelj

Key words: bubbling fluidized bed wood biomass combustion enthalpy of flue gases flue gases recirculation steam generation

In the thesis, we discussed wood biomass combustion in boilers with a bubbling fluidized bed. Presented are the planning and functioning of fluidized bed boilers. The fluidisation of the bubbling bed, characteristics and structure of the biomass and the basis chemical reac- tions of combustion are briefly presented. The performed calculative model of combustion allows to calculate the basic combustion indicators like the necessary amount of air for combustion, air ratio, quantity and enthalpy of flue gases, flue gases recirculation and theo- retical temperatures in the boiler. The calculative model was used for the analysis of condi- tions in the furnace of an industrial steam boiler with a thermal power of 12 MW with fluidized bed combustion. The calculative model was programmed in the software environ- ment MS Excel.

(16)

(17)

Kazalo

Kazalo slik ... xvi

Kazalo preglednic ... xviii

Seznam uporabljenih simbolov... xx

Seznam uporabljenih okrajšav ... xxiii

1. Uvod ... 1

1.1. Ozadje problema... 1

1.2. Cilji dela... 1

1.3. Metode dela ... 2

1.4. Omejitve pri delu ... 2

1.5. Vsebina dela ... 2

2. Teoretične osnove ... 3

2.1. Opredelitev in delovanje ... 3

2.2. Fluidizacija lebdeče plasti ... 5

2.3. Lastnosti goriva lesne biomase ... 8

2.3.1. Delitev možnih predelav ... 8

2.3.2. Vpliv na okolje... 8

2.3.3. Polimerna zgradba ... 9

2.3.4. Elementna sestava ... 10

2.4. Osnove kemijskih reakcij ... 12

2.4.1. Zakon o ohranitvi mase... 12

2.4.2. Zakon o ohranitvi energije ... 13

2.4.3. Zgorevanje ... 14

2.4.3.1. Stehiometrija zgorevanja ... 14

2.4.3.2. Zgorevalni zrak ... 15

2.4.3.3. Pogoji vžiga ... 16

2.5. Proces zgorevanja lesne biomase v BFB kurišču ... 17

2.5.1. Sušenje ... 18

2.5.2. Piroliza ... 18

2.5.3. Uplinjanje fiksnega ogljika ... 19

2.5.4. Zgorevanje nastalih plinov... 20

2.6. Proces recirkulacije dimnih plinov ... 21

(18)

3. Metodologija raziskave ... 23

3.1. Entalpija dimnih plinov ... 24

3.2. Toplotni tokovi za pripravo pregrete pare ... 31

3.3. Hitrost prepihovanja lebdeče plasti ... 32

3.4. Temperaturne razmere v lebdeči plasti ... 34

4. Rezultati in diskusija ... 35

5. Zaključki ... 41

Literatura ... 43

(19)

(20)

Kazalo slik

Slika 2.1: Model BFB-kotla proizvajalca Andritz [2] ... 3

Slika 2.2: Model BFB-kurišča proizvajalca B&W Company [1] ... 4

Slika 2.3: Shema fluidizacije finozrnetega kremenčevega peska v mehurčkasto lebdečo plast ... 5

Slika 2.4: Karakteristični diagram fluidizacije delcev enakih velikosti [4]... 5

Slika 2.5: Karakteristični diagram za fluidizacijo delcev različnih velikosti [4]... 6

Slika 2.6: Primer diagrama izmerkov spremembe tlaka in hitrosti tekom fluidizacije [4] ... 7

Slika 2.7: Delitev možnih predelav lesne biomase ... 8

Slika 2.8: Molekuli glukoze ‒ monomer verižnega polimera celuloze [5] ... 9

Slika 2.9: Monomer kislana ‒ tipičen primer razvejanega polimera hemiceluloze [5] ... 9

Slika 2.10: Primeri monomerov kompleksno razvejanega polimera lignina [5] ... 9

Slika 2.11: Vpliv vsebnosti vode v lesu ter razmernika zraka na adiabatno temperaturo zgorevanja lesa s sestavo C=50 %, H=6 %, O=44% [8] ... 11

Slika 2.12: Diagram kemičnega potenciala med potekom eksotermne reakcije ... 13

Slika 2.13: Diagram kemičnega potenciala med potekom endotermne reakcije ... 13

Slika 2.14: Skica procesov v BFB-kurišču ... 17

Slika 2.15: Primer nekaj glavnih produktov pirolize celuloznega polimera [8] ... 18

Slika 2.16: Termogravimetrična analiza štirih različnih vzorcev lesa pri ΔT = 10 °C/min [9] ... 19

Slika 2.17: Pogled v BFB-kurišče med zgorevanjem lesne biomase ... 20

Slika 2.18: Princip recirkulacije dimnih plinov ... 21

Slika 3.1: Procesna shema obravnavanega sistema ... 23

Slika 3.2: Diagram specifične entalpije dimnih plinov pri λ=1,37 ... 30

Slika 3.3: Skica položajev temperaturnih tipal in dovoda goriva na lebdečo plast ... 34

Slika 4.1: Diagram entalpije dimnih plinov na kg goriva v odvisnosti od njihove temperature pri FGR=0 % (izpust v okolico) in različnih razmernikih zraka ... 35

Slika 4.2: Diagram specifične entalpije dimnih plinov na kg dimnih plinov v odvisnosti od njihove temperature pri λ=1,37 in različnih FGR razmernikih ... 36

Slika 4.3: Teoretična temperatura dimnih plinov pri 𝐻dp=10,08 MJ/kggo in λ=1,37 ter različnih vrednostih FGR ... 37

Slika 4.4: Primerjava povprečne temperature lebdeče plasti s temperaturo na vrhu kurišča ... 38

Slika 4.5: Izmerjene vrednosti deleža kisika v vlažnih dimnih plinih pri dveh različnih močeh kotla ... 38

Slika 4.6: Temperaturni izmerki v lebdeči plasti za meritve 8-15 oz. moči kotla 12 MW ... 39

Slika 4.7: Temperaturni izmerki v lebdeči plasti za meritve 1-7 oz. moči kotla 8 MW ... 39

Slika 4.8: Levo: svež kremenčev pesek. Desno: odpadni pesek z negorljivimi vključki ... 40

Slika 4.9: Odpadni pesek in negorljivi vključki, razporejeni po velikosti ... 40

(21)

(22)

Kazalo preglednic

Preglednica 2.1: Primer elementarne sestave zračno suhega lesa ... 10 Preglednica 2.2: Snovne lastnosti nekaterih snovi po DIN 1871 [12] ... 12 Preglednica 2.3: Temperature vžiga [1]... 16 Preglednica 3.1: Izmerjene vrednosti na postrojenju ... 24 Preglednica 3.2: Kemična analiza obravnavanega goriva (lesna biomasa) [11] ... 24 Preglednica 3.3: Masni deleži plinov v vlažnem zraku [7] ... 25 Preglednica 3.4: Konstante za polinom (3.31) pri T ≤ 1000 K [14] ... 29 Preglednica 3.5: Konstante za polinom (3.31) pri T > 1000 K [14] ... 29 Preglednica 3.6: Izmerjene vrednosti vode in vodne pare ter specifične entalpije stanj ... 31 Preglednica 3.7: Izmerjene vrednosti na postrojenju ... 32 Preglednica 3.8: Termodinamične lastnosti obravnavanih plinov [12] ... 32 Preglednica 3.9: Teoretična sestava dimnih plinov ... 33 Preglednica 3.10: Meritve temperatur v lebdeči plasti in v zgornjem delu kurišča ... 34 Preglednica 4.1: Toplotne izgube z maso dimnih plinov pri izstopni temperaturi 130 °C ... 35

(23)

(24)

Seznam uporabljenih simbolov

Oznaka Enota Pomen

A m² površina

F N sila

FGR - recirkulacijski razmernik

g m/s² težnostni pospešek

h J/kg specifična entalpija

H J/kg dp specifična entalpija na kg goriva

Hi J/kg spodnja kurilnost

Hs J/kg zgornja kurilnost

L m višina

m kg masa

M g/mol molska masa

n mol množina snovi

N - število delcev

NA - Avogadrova konstanta

p Pa tlak

R J/(kg K) plinska konstanta

Rm J/(kg K) splošna plinska konstanta

T °C temperatura

v m/s hitrost

V m³ volumen

w kg/kg masni delež

ε - poroznost

η - izkoristek

λ - razmernik zraka

ξ - koeficient upora

ρ kg/m³ gostota

ϕ m³/m³ volumski delež

Indeks Pomen

ab absolutni

dp dimni plini

go gorivo

gr gravitacija

GV grelnik vode

ip v okolje izpuščeni plini

iz izgube

ko kotel

lp lebdeča plast

max maksimalno

min minimalno

no normalni

(25)

Indeks Pomen

pe pesek

pr presežek

PP pregreta para

ppz prepihovalna plinska zmes

SP suha para

teo teoretično

U uparjalnik

zr zrak

w vlaga

(26)

(27)

Seznam uporabljenih okrajšav

Okrajšava Pomen

BFB Mehurčkasta lebdeča plast (ang. Bubbling Fluidized Bed) FGR Recirkulacija dimnih plinov (ang. Flue Gas Recirculation)

IAPWS Mednarodno združenje za lastnosti vode in vodne pare (ang. The International Association for the Properties of Water and Steam)

(28)

(29)

1. Uvod

1.1. Ozadje problema

Dandanes je problematika onesnaženosti okolja s škodljivimi emisijami ter toplogrednimi plini pogosta in pomembna tematika. Zgorevanje fosilnih goriv so glavni vir toplogrednih plinov, zato je treba iskati rešitve v ekološko sprejemljivih energentih. Biomasa je na primer pomemben predstavnik obnovljivih virov energije. Pri tem pa je treba poudariti, da so izpusti toplogrednega plina CO2 nevtralni, le dokler je prirast zelenih površin enaka ali večja poseku. Zmanjšanje porabe goriv je eden izmed ukrepov za zmanjšanje toplogrednih izpustov. Poleg minimizacije porabe goriva je pomemben ukrep za zmanjšanje onesnaže- nosti okolja, tudi izraba goriv najslabše kakovosti. Namesto da jih neizkoriščene odlagamo v okolje, jih lahko še energijsko izkoristimo in tako nekoliko zmanjšamo porabo fosilnih goriv. Komunalni odpadki, lesna goriva z visoko vsebnostjo vlage ter blata iz čistilnih naprav so glavni predstavniki takšnih goriv. Temu primerno pa mora biti prilagojena tudi tehnologija kurišča. Zgorevanje na mehurčkasti lebdeči plasti je za takšna goriva trenutno najprimernejša izbira. Ta nam omogoča dobro izrabo energije, tudi iz biomasnih goriv naj- slabše kakovosti. V Sloveniji sta v letu 2021 obratovala le dva tovrstna kotla, skupne moči 20 MW.

1.2. Cilji dela

Cilj dela je torej obravnava procesov v kotlu z mehurčkasto lebdečo plastjo pri zgorevanju lesne biomase. To vključuje pregled tehnoloških priporočil in omejitev ter nato izdelavo računalniškega programa za izračun naslednjega: masni tok goriva, masni tok zgorevalnega zraka, teoretična temperatura zgorevanja, primerni recirkulacijski razmernik, sestava in masni tok dimnih plinov, toplotna moč nastalih dimnih plinov in toplotni tok za pripravo pregrete pare. S pomočjo izdelanega programa bo opravljena tudi raziskava in diskusija o vplivih razmernika zraka in recirkulacije dimnih plinov. Z opravljenimi meritvami na enem izmed parnih kotlov z mehurčkasto lebdečo plastjo pa bo ugotovljeno še naslednje: potreb- na referenčna prepihovalna hitrost plinov za zagotavljanje lebdeče plasti in temperaturne razmere ter odziv mehurčkaste lebdeče plasti na spremembe toplotne moči kurišča.

(30)

Teoretične osnove

1.3. Metode dela

Uporabljene metode dela vključujejo pregled literature, programiranje z orodjem MS Excel in analizo meritev na enem izmed tovrstnih kotlov v Slovenji. Tako bodo zaključki tega dela temeljili na računskih in meritvenih dokazih.

1.4. Omejitve pri delu

Ker je to delo nastalo v okviru slovenskega podjetja s področja kotlovskega inženirstva, bodo zaupni podatki zadržani in tako ne morejo biti predstavljeni v tem delu. Omejeni smo tudi s številom in lokacijami merilnih mest na postrojenju. Zato na primer ne bo možno primerjati dejanskega temperaturnega poteka dimnih plinov skozi prenosnike toplote in teoretičnega. Prav tako lahko uporabimo le izmerke, pri katerih postrojenje obratuje ali pa je obratovalo in so še vedno shranjene. Tako ne moremo prosto izbirati ter nastavljati parametrov na postrojenju. Zato na primer ne bo mogoče opraviti lastnega eksperimentalnega dela o različnih vplivih na nastanek dušikovih oksidov.

1.5. Vsebina dela

To diplomsko delo se osredotoča na zgorevanje lesnih sekancev v kotlih z mehurčkasto lebdečo plastjo. Sprva bodo predstavljene teoretične osnove iz zgradbe in delovanja tovrstnih kotlov ter predstavitev obravnavanega goriva, to je lesna biomasa. V poglavju teoretič- nih osnov bo tudi kratek povzetek iz osnov kemijskih reakcij, saj so ti pomembne za na- daljnje razumevanje zgorevanja. Teoretičnim osnovam bo sledilo raziskovalno delo. V tem poglavju bo na podlagi meritev in izračunov obravnavano zgorevanje, priprava visokotlač- ne vodne pare ter fluidizacija lebdečega sloja. Izračuni bodo vneseni tudi v programsko orodje Microsoft Excel, s pomočjo katerega bodo pripravljeni ustrezni diagrami. Nato bo sledil poglavje z rezultati in diskusijo, kjer bodo predstavljeni dobljeni diagrami in komen- tiran vpliv različnih parametrov na procese izgorevanja. V tem poglavju bo tudi analiziran odpadni pesek iz enega izmed BFB-kurišč v Sloveniji. V zadnjem poglavju bodo zbrani zaključki in ugotovitve tega dela.

(31)

2. Teoretične osnove

2.1. Opredelitev in delovanje

Kotli z lebdečo plastjo so del postrojenj za pridobivanje pare ali vroče vode, pri katerem zgorevanje trdnega goriva poteka na s plini prepihovanem finozrnatem pesku. Pesek tako dobi lastnosti, podobne tekočinam, in ga v stopnji »vretja« imenujemo »mehurčkasta leb- deča plast«. BFB-kotli zaradi visoke toplotne vztrajnosti peska zagotavljajo stabilnost zgorevanja tudi pri visoko vlažnih gorivih. Njihove moči segajo do 100 MW, za večje pa je treba uporabiti kotle z obtočno fluidizacijo. Slika 2.1 prikazuje primer 3D modela industrijskega parnega kotla s kurjavo na lebdečo plast Avstrijskega proizvajalca Andritz.

(32)

Teoretične osnove

Lebdeča plast, ki je pravzaprav fluidiziran finozrnati kremenčev pesek, je prepihovan s predgretim zgorevalnim zrakom in recirkulacijskimi dimnimi plini. Ob zagonu je treba pesek predhodno segreti z zagonskim gorilnikom na delovno temperaturo. Nato se začne dovod goriva, ki pada na vročo t. i. mehurčkasto lebdečo plast, kjer se ta sprva osuši. Del goriva pogori že v lebdeči plasti in jo ogreva, preostali del pa se v njej le uplini. V spodnjem delu kurišča namreč vzdržujemo »pod-stehiometrične« razmere, kar pomeni, da zraka za zgorevanje primanjkuje. Razlog za to je preprečitev previsokih temperatur v lebdeči plasti. Nastali plini nato potujejo v zgornji del kurišča, kjer dodatno dovajamo zgorevalni zrak, kjer dogorijo še preostali plini. Produkti zgorevanja so vroči dimni plini, pepel ter negorljivi vključki, ki so se znašli v gorivu. Dimni plini v zgornjem delu zapuščajo kurišče in vstopajo v prenosnike toplote, kjer oddajo toploto vodi ter pari. Velikokrat uparjanje vode poteka že v tako imenovanih membranskih stenah kotla. Leteči pepel, ki je posledica mineralov v samem gorivu, skupaj z dimnimi plini potuje skozi zgornji del kurišča. Večji negorljivi vključki, ki so se znašli v gorivu med njegovim pridobivanjem in transportom, pa potonejo v lebdeči plasti. Pod lebdečo plastjo je nameščen nihajni potisnik, ki nekajkrat dnevno odpadni pesek potiska iz kurišča v zračni ločevalnik. Zračni ločevalnik s pomočjo komprimiranega zraka loči pesek od večjih ne gorljivih vključkov. Iz njega padejo večji negorljivi vključki, finozrnati kremenčev pesek pa je pnevmatsko transportiran nazaj v kurišče. Ker zračni ločevalnik ne deluje idealno, skozenj skupaj z večjimi vključki, pade tudi nekaj kremenčevega peska. Zato moramo ob čiščenju lebdeče plasti v kurišče poleg recirkulacijskega peska dovesti še nekaj svežega peska. Temperatura lebdeče plasti mora biti ustrezno prilagojena značilnostim goriva, predvsem lastnostim pepelov in vsebnosti žvepla. Avtorji iz vira [1] navajajo, da se te gibljejo med 730 °C in 900 °C. Na sliki 2.2. je prikazan 3D model spodnjega dela BFB-kurišča Ameriškega proizvajalca B&W Company.

(33)

Teoretične osnove

2.2. Fluidizacija lebdeče plasti

Fluidizacija je opredeljena kot operacija, pri kateri s plini prepihujemo sipko snov tako močno, da postane sila upora na delec enaka ali večja od sile njegove teže, kot je to prika- zano na sliki 2.3. Sipka snov tako dobi lastnosti, ki so podobne lastnostim tekočinskim.

Slika 2.3: Shema fluidizacije finozrnetega kremenčevega peska v mehurčkasto lebdečo plast

Slika 2.4 prikazuje različne stopnje fluidizacije, ki se tvorijo v odvisnosti od hitrosti prepihovalnih plinov za delce enakih velikosti oz. granulacije.

Slika 2.4: Karakteristični diagram fluidizacije delcev enakih velikosti [4]

(34)

Teoretične osnove

Kadar delci niso povsem enakih velikosti, v področju minimalne fluidizacije ne pride do tlačnega skoka, kar prikazuje diagram na sliki 2.5.

Slika 2.5: Karakteristični diagram za fluidizacijo delcev različnih velikosti [4]

Tlačni padec skozi sipko snov narašča s pospeševanjem prepihovalnih plinov, dokler miru- joča plast ne preide v stanje minimalne fluidizacije. V tej točki je sila upora prepihovalnih plinov na delce enaka sili njihove teže. Nadalje je tlačna razlika neodvisna od zviševanja hitrosti prepihovalnih plinov do točke, kjer se vsi delci oddaljijo od razdelilnika prepihovalnih plinov. V tej točki pravimo, da smo ustvarili pnevmatski transport. Če delce v tej točki iz prostora odnaša, bo tlačni padec z nadaljnjim poviševanjem hitrosti padal.

Tlačna razlika skozi plast v točki minimalne fluidizacije je enaka tlaku, ki ga povzroči plast z višino nasutja, zmanjšano za njen vzgon. Zapišemo jo z enačbo (2.1), pri čemer je 𝐿_lp višina mirujoče plasti, 𝑔 težnostni pospešek, 𝜀_lp poroznost lebdeče plasti, ki je v tem primeru enaka kar poroznosti samega peska, 𝜌_pe gostota delcev peska ter 𝜌_ppz gostota pre- pihovalne plinske zmesi.

∆𝑝_min = 𝐿_lp∙ 𝑔 ∙ (1 − 𝜀_lp) ∙ (𝜌_pe− 𝜌_ppz) (2.1)

To je nadtlak, ki ga potrebujemo na izstopu iz razdelilnikov prepihovalnih plinov in ga za zgorevanje lesne biomase avtorji iz vira [1] predlagajo 75‒90 mbar. To bi pomenilo višino nasutja finozrnatega kremenčevega peska približno 0,6 m nad razdelilniki. Nadtlak, ki pa ga mora zagotavljati ventilator, pa je višji še za tlačne izgube, ki so posledica transporta in upora na šobah. Izračunamo jih lahko z Darcyjevo enačbo (2.2), kjer je 𝜉 brez dimenzio- nalni koeficient upora in ga lahko, poiščemo na primer v viru [3].

∆𝑝_izg = 𝜉 ∙ 𝜌_ppz∙ 𝑣_g²

2 (2.2)

(35)

Teoretične osnove

Izračun hitrosti plinov in s tem volumski pretok, ki ga potrebujemo za prepih lebdeče plasti, pa je bistveno kompleksnejši. Uporaba računskih modelov je za praktično rabo neza- nesljiva, zato projektanti raje uporabljajo izkustvene vrednosti. Na prepihovalno hitrost vplivata predvsem granulacija peska in gostota prepihovalnih plinov, ki pa je odvisna od tlaka, temperature in plinske sestave. Diagram na sliki 2.6 prikazuje meritev spremembe tlaka in hitrosti prepihovalnih plinov skozi lebdečo plast. Za fluidizacijsko sredstvo je bil uporabljen kremenčev pesek z delci različnih granulacij, in sicer 0,1‒0,3 mm. Plini za prepih lebdeče plasti pa so bili zrak, vodna para in sintezni plini. Meritve so bile izvedene za 8 različnih višin nasutja peska v reaktorju valjaste oblike.

Slika 2.6: Primer diagrama izmerkov spremembe tlaka in hitrosti tekom fluidizacije [4]

Kadar govorimo o hitrosti prepihovalnih plinov, govorimo referenčni hitrosti (ang. superfi- cial velocity). Izračunamo jo kot volumski pretok plinov pri obratovalni temperaturi, delje- no s površino prereza lebdeče plasti. Ta hitrost je vedno manjša od dejanske, saj je dejan- ska površina, skozi katero potujejo plini, zaradi nasutega peska bistveno manjša. Ker se mora masni pretok skozi lebdečo plast ohranjati, se poviša prepihovalna hitrost plinov.

(36)

Teoretične osnove

2.3. Lastnosti goriva lesne biomase

2.3.1. Delitev možnih predelav

Les lahko predelamo in hranimo v različnih gorivnih oblikah. Lahko ga predelamo le fizič- no, lahko pa tudi termokemično ali biokemično. Po mednarodni terminologiji se izraz biomasa uporablja za trdna goriva, izraz biogorivo pa označuje tekoča in plinasta goriva, ki jih pridobimo iz biomase [7]. Posamezni produkti, ki jih dobimo glede na predelavo goriva, so poimenovani na sliki 2.7.

Slika 2.7: Delitev možnih predelav lesne biomase

2.3.2. Vpliv na okolje

Les, ki strohni na zemeljski površini, sprosti enako količino CO2, kot če bi ta zgorel. Zato pravimo, da je zgorevanje lesne biomase ogljično nevtralno, dokler je prirast zelenih povr- šin enaka ali večja njeni sečnji. Vsebnost žvepla je v lesu izredno majhna, do 0,04 % suhe mase lesa (npr. v premogih do 5 %). Nastale trde delce, ki so škodljivi za vdihavanje, pa lahko uspešno izločimo z elektrostatičnimi ali vrečastimi filtri. Lesni gradniki nastajajo iz sladkorja glukoze, ki nastaja v zelenih površinah rastlin (klorofilih) pri procesu fotosinteze

(37)

Teoretične osnove

2.3.3. Polimerna zgradba

Absolutno suh les je organsko gorivo, sestavljeno iz 40‒50 % celuloze, 24‒33 % hemiceluloze in 20‒35 % veziva, imenovanega lignin. Poleg tega pa vsebuje še 3‒4 % tanina, smol, škroba in barvil [6]. Vsebnost vode pa bo posebej obravnavana v naslednjem razdelku.

Slika 2.8: Molekuli glukoze ‒ monomer verižnega polimera celuloze [5]

Slika 2.9: Monomer kislana ‒ tipičen primer razvejanega polimera hemiceluloze [5]

(38)

Teoretične osnove

2.3.4. Elementna sestava

Goriva so v splošnem sestavljena iz gorljivega dela, kot sta ogljik in vodik, ter negorljivega dela, kot so kisik, vlaga, dušik in pepel. Žveplo spada v obe skupini, saj ga najdemo v gorljivi in negorljivi obliki. Negorljivi del je v gorivu balast, saj povečuje skladiščne in transportne stroške. Poleg tega zaseda mesto gorljivim komponentam, kar pomeni nižjo energijsko vrednost na maso goriva (kurilnost). Vlaga, poleg naštetega, pa še porablja toplotno energijo za njeno uparjanje ter znižuje temperaturo plamena. Masno bilanco sestave goriva glede na masne deleže komponent lahko zapišemo kot:

Preglednica 2.1: Primer elementarne sestave zračno suhega lesa

Element Ogljik Vodik Kisik Vlaga Dušik, žveplo in pepel

Oznaka wC wH wO ww wN, wS in wp

Masni delež 40 % 5 % 34 % 20 % 1 %

Zgorevanje ogljika (C) tvori toplogredni plin CO2, vendar pravimo, da je ta pri lesni biomasi ogljično nevtralen, dokler je prirast zelenih površin enak ali večji njegovemu poseku.

Pri popolnem zgorevanju ogljika se sprosti 33 915 kJ/kg toplotne energije [7]. Vodik (H), ki še ni vezan z molekulo kisika v vodo, je v gorivih zelo zaželen, saj ima visoko energijsko vrednost in tvori neškodljive dimne pline (vodno paro). Če dobljene pare ne kondenziramo, pridobimo 121.423 kJ/kg in 143.923 kJ/kg, če paro še kondenziramo [7]. Žveplo (S) je v gorljivi in negorljivi obliki skrajno nezaželeno, saj v kombinaciji z vodo tvori žveple- no kislino, ki deluje korozivno na materiale in strupeno na žive organizme. Lesna biomasa pa ga vsebuje izredno malo, v absolutno suhem lesu le do 0,04 % [7]. Kisik (O) je negor- ljiva substanca, vendar močan oksidant in tako omogoča zgorevanje. Kljub temu pa ga v gorivih obravnavamo kot notranji balast. Dušik (N) v ustreznih zgorevalnih razmerah pri zgorevanju ne sodeluje, pri višjih temperaturah pa lahko tvori zelo strupene spojine duši- kovih oksidov NOX. Mineralne primesi (p) med procesom zgorevanja lahko doživijo več kompleksih kemijskih reakcij, delno razpadejo, oksidirajo, reagirajo v nove spojine itd., produkt pa je t. i. pepel. Vlaga (w) povečuje transportne stroške goriva, znižuje temperaturo plemena in porablja energijo za uparjanje, saj pare iz lesnih goriv običajno ne kondenziramo. S kondenzacijo pare iz lesnih goriv bi tvorili veliko umazanije, ki pa je zelo škodlji- va za ogrevalne površine kotla. Tako para skupaj s preostalimi dimnimi plini odhaja ne- kondenzirana v okolico pri temperaturah okoli 130 °C. Vlago v trdnih gorivih lahko razde- limo na tri skupine:

‐ Groba vlaga je zunanja oz. površinska, in je rezultat močenja goriva z vodo iz nekega zunanjega izvora med fazo pridobivanja, transporta in skladiščenja. Izločamo jo s suše- njem na sobni temperaturi čim bolj zaščiteno pred zunanjimi vplivi.

‐ Higroskopska vlaga je notranja oz. kapilarna vlaga, ki se nahaja v porah goriva. Dodo- bra jo lahko v smiselnem časovnem intervalu izločimo šele pri temperaturi 105 °C.

‐ Konstitucijska vlaga predstavlja kemijsko vezano vodo v gorivu, največkrat v obliki kristalno vezane vode. S sušenjem je ne moremo izločiti. Pri tehničnih izračunih ta de-

𝑤_C+ 𝑤_H+ 𝑤_S+ 𝑤_O+ 𝑤_N+ 𝑤_W+ 𝑤_p = 1 (2.3)

(39)

Teoretične osnove

Kadar govorimo o deležu vode v lesu, ločujemo med pojmoma »vsebnost vode« in »vlaž- nost lesa«, ki pa sta definirana z razmerjem [8]:

vsebnost vode = masa vode v lesu

celotna masa lesa∙ 100 % (2.4)

vlažnost lesa = masa vode v lesu

masa popolno suhega lesa ∙ 100 % (2.5)

Zavod za gozdove Slovenije glede na »vsebnost vode« ločuje les na štiri skupine [6]:

‐ sveži les – les takoj po poseku, ki ima vlažnost nad 40 %,

‐ gozdno suh les – les približno pol leta po poseku v primeru zimske sečnje oz. približno 4 mesece po poseku v primeru poletne sečnje, ki ima vlažnost 20‒40 %,

‐ zračno suh les – les, ki se je sušil vsaj šest mesecev v zračnih in pokritih skladiščih in ima vlažnost do 20 % in

‐ tehnično suh les (umetno sušenje), ki ima vlažnost 6‒15 %.

Vlaga v gorivu zmanjšuje poleg kurilnosti tudi temperaturo zgorevanja. Diagram na sliki 2.11 prikazuje vpliv vsebnosti vode v lesu na adiabatno temperaturo zgorevanja pri različ- nih razmernikih zraka.

Slika 2.11: Vpliv vsebnosti vode v lesu ter razmernika zraka na adiabatno temperaturo zgorevanja lesa s sestavo C=50 %, H=6 %, O=44% [8]

(40)

Teoretične osnove

2.4. Osnove kemijskih reakcij

2.4.1. Zakon o ohranitvi mase

Zakon o ohranitvi mase imenujemo spoznanje, da je »vsota mas snovi, ki vstopajo v kemijsko reakcijo, enaka vsoti mas snovi, ki pri reakciji nastanejo«. Množina snovi oz. število molov je razmerje med številom delcev atomov in/ali molekul ter Avogadrovim številom:

𝑛 = 𝑁

𝑁_𝐴 ^(2.6)

kjer je 𝑛 [mol] množina snovi, 𝑁 [ ] število atomov in/ali molekul (delcev) in 𝑁_𝐴 [mol⁻¹] Avogadrovo število. Avogadrovo število predstavlja število atomov, ki jih vsebuje 12,011 g ogljikovega izotopa ¹²C, to je 6,02 · 10²³ atomov. Molska masa snovi je torej masa, ki jo ima snov pri tolikšnem številu delcev, kot jih vsebuje 12,011 g ogljikovega izotopa ¹²C:

𝑀 = 𝑚

𝑛 ^(2.7)

kjer je 𝑀 [ ^g

mol] molska masa snovi, 𝑚 [g] masa snovi, 𝑛 [mol] množina snovi. Molsko maso posameznih elementov najdemo v periodnem sistemu elementov, in sicer pod ime- nom relativna atomska masa Ar. Molsko maso molekul pa izračunamo glede na število posameznih atomov v molekuli ter njihove relativne atomske mase:

𝑀 = 𝑚

𝑛 = ∑ 𝑁_𝑖∙ 𝐴_r𝑖 ^(2.8)

kjer je 𝑁_𝑖 [ ]- število posameznih atomov v molekuli, 𝐴_r𝑖[ ^g

mol] relativna atomska masa posameznega elementa.

Preglednica 2.2: Snovne lastnosti nekaterih snovi po DIN 1871 [12]

Oznaka snovi Molska masa [g/mol] Gostota [kg/Nm³]

H2 2,0158 0,0899

C 12,0110 -

CH4 16,0430 0,7175

H2O 18,0152 0,854 (vlaga)

CO 28,0104 1,2505

N2 28,0134 1,2504

O2 31,9988 1,4290

(41)

Teoretične osnove

2.4.2. Zakon o ohranitvi energije

Prvi zakon termodinamike predstavlja spoznanje, da »energije ni mogoče niti ustvariti niti uničiti«. Torej se energija lahko le pretvarja iz ene oblike v drugo, ne more pa nastati iz ničesar in prav tako ne more izginiti v nič. Če se nekje pojavi neka nova energija, se je torej nekje nujno morala zmanjšati neka druga energija. Za začetek eksotermne in endotermne reakcije pa potrebujemo aktivacijsko energijo. Eksotermna reakcija je tista, pri kateri se po dodani aktivacijski energiji začne sproščati toplotna energija. Tako je energija produktov pri eksotermni reakciji vedno manjša, kot je bila energija začetnih reaktantov, kot to prikazuje diagram na sliki 2.12. Energija reaktantov se sprosti v okolico (-).

Slika 2.12: Diagram kemičnega potenciala med potekom eksotermne reakcije

Endotermna reakcija pa je tista reakcija, pri kateri se za njen potek energija ves čas reakcije le porablja, ne pa tudi sprošča. Energija produktov je zato vedno večja, kot je bila energija začetnih reaktantov, kot to prikazuje diagram na sliki 2.13. Produkti med reakcijo spreje- majo energijo iz okolice (+). To pa nikakor ne pomeni, da je temperatura produktov višja, kot je bila temperatura reaktantov, vendar je ravno obratno. Temperatura na koncu reakcije bo nižja od začetne, energija, ki se je porabila za trganje vezi, pa je tako pretvorjena v nove molekule z višjim kemičnim potencialom, kot so ga imeli reaktanti.

(42)

Teoretične osnove

2.4.3. Zgorevanje

Zgorevanje je hitra oksidacija, pri čemer se sprosti toplota (eksotermna reakcija). Reakcija je popolnoma končana, ko v reakcijskem sistemu ni več komponent, primernih za oksidacijo. Tako pri popolnem zgorevanju oksidirajo vse razpoložljive snovi, primerne za oksidacijo, to pa je možno le ob zadostni količini oksidanta. Pri nepopolnem zgorevanju pa zaradi pomanjkanja oksidanta ne oksidirajo vse za to sposobne komponente. Pomanjkanje kisika lahko nastopi tudi lokalno zaradi preslabega mešanja goriva z zgorevalnim zrakom. Nepo- polno zgorevanje je lahko tudi posledica prekomernega hlajenja plemena, kar povzroči padec za zgorevanje potrebne temperature.

2.4.3.1. Stehiometrija zgorevanja

Stehiometrija je veja kemije, ki v kemijskih reakcijah preučuje razmerja med reaktanti in produkti. Torej s stehiometrijo računamo potrebne količine posameznih reaktantov in koli- čino posameznih dobljenih produktov. Za posamezno reakcijo lahko v literaturi najdemo tudi energijo, ki se je pri tem porabila ali sprostila. Ta vrednost je določena eksperimental- no s pomočjo kalorimetrije. Kemijske reakcije v osnovi zapišemo v okrajšanih oblikah, pri tem pa na koncu enačbe pripišemo energijo, izraženo v kJ/mol, ki se je pri tem sprostila (-) ali porabila (+). Primer na spodnji enačbi prikazuje popolno zgorevanje 1 mola metana, pri čemer se sprosti 803 kJ/mol toplotne energije [9]:

CH₄(g) + 2O₂(g) → CO₂(g) + 2H₂O(g) − 803 kJ/mol (2.9)

1 molska masa metana (CH4) je enaka vsoti enkratne molske mase ogljika (12,011 g/mol) in štirikratne molske mase vodika (1,008 g/mol):

𝑀_CH₄= 𝑁_C∙ 𝐴_𝑟C+ 𝑁_H∙ 𝐴_𝑟H= 1 ∙ 12,011 g

mol + 4 ∙ 1,008 g

mol= 16,043 g

mol (2.10)

Pri zgoretju 1 kilograma (62,332 molov) metana se tako sprosti:

∆𝐻_CH4+O2= |∆ℎ_CH4+O2∙ 𝑚_CH4| = |−803 kJ

mol∙ 62,332 mol| = 50,05 MJ (2.11)

Za popolno zgorevanje metana je molsko razmerje med udeležbo CH4 in O2, glede na ena- čbo (2.9) enako 1:2. Torej za popolno oksidacijo 1 mola metana potrebujemo 2 mola kisika. Če imamo 1 kg oz. 62,332 mol metana, tako potrebujemo 2-krat več molov kisika, kar pa je v kilogramih enako:

𝑚_O2= 2 ∙ 𝑛_CH₄∙ 2 ∙ 𝐴_𝑟O= 2 ∙ 62,332 mol ∙ 2 ∙ 15,999 ∙ 10⁻³ kg

mol= 3,989 kg (2.12)

(43)

Teoretične osnove

𝑚_CO2= 𝑛_CH₄∙ 𝑀_CO2= 62,332 mol ∙ 44,009 ∙ 10⁻³ kg

mol= 2,743 kg (2.13)

𝑚_H2O = 2 ∙ 𝑛_CH₄∙ 𝑀_H2O = 2 ∙ 62,332 mol ∙ 18,015 ∙ 10⁻³ kg

mol = 2,246 kg (2.14)

Tako lahko enačbo (2.9) zapišemo v obliki, ki si jo lahko lažje predstavljamo:

1 kg CH₄(g) + 3,989 kg O₂(g) → 2,743 kg CO₂(g) + 2,246 kg H₂O(g) − 50,05 MJ (2.15)

Iz enačbe (2.15) je razvidno, da se za 1 kg popolnega zgorevanja metana porabi približno 3,99 kg kisika, pri tem pa se sprosti 2,74 kg ogljikovega dioksida in 2,24 kg vodne pare.

2.4.3.2. Zgorevalni zrak

Minimalna količina kisika pomeni, da bi vsaka gorljiva molekula ali atom dobila natanko toliko kisika, kot ga potrebujeta za popolno oksidacijo, pri tem pa na koncu zgorevanja kisika ne bi nič ostalo. Zaradi neidealnega mešanja snovi pa je to v praksi neizvedljivo.

Zato je potrebno za popolno zgorevanje zagotavljati presežek zgorevalnega zraka. Razmer- je med dejansko in minimalno teoretično (stehiometrično) količino zgorevalnega zraka imenujemo razmernika zraka λ:

𝜆 = 𝑉z

𝑉_z,min = 𝑚z

𝑚_z,min (2.16)

Glede na razmernik zraka ločimo tri področja zgorevanja:

− λ < 1: zgorevanje je »podstehiometrično«,

− λ = 1: zgorevanje je »stehiometrično«,

− λ > 1: zgorevanje je »nadstehiometrično«.

Presežek zraka za izgoretje goriva pa je torej enak razliki med dejansko in minimalno teo- retično količino zraka, dovedenega v proces:

𝑉zr− 𝑉zr,min= (𝜆 − 1) ∙ 𝑉zr,min (2.17)

Tako je minimalna (stehiometrična) količina zgorevalnega zraka na kilogram goriva enaka:

𝑚_zr,min = 𝑚_O2,min

𝑤_O2,zr (2.18)

𝑉_zr,min = 𝑉_O2,min

𝜑 (2.19)

(44)

Teoretične osnove

Prekomerni presežki zgorevalnega zraka ekonomsko niso opravičeni, saj lahko ventilator za dovod zgorevalnega zraka porabi več energije, kot pa jo pridobimo z oksidacijo majhne količine nezgorelih plinov in delcev. Poleg tega se z višanjem presežka zraka, zvišuje tudi masa v okolje izpuščenih dimnih plinov, kar pa pomeni večje toplotne izgube z dimnimi plini. Višji razmernik zraka, pomeni tudi nižje temperature v kurišču.

Zgorevanje z oksidantom kisikom povzroči, da vse gorljive snovi razpadejo na osnovne elemente in se raje vežejo s kisikom. Izjema je le voda, ki pa ima na atom vodika H že vezano molekulo kisika O2, in tako pri zgorevalnih razmerah ne razpade, vendar se ta le upa- ri. Kisik, ki ga vsebuje gorivo, zmanjšuje potrebno minimalno količino zgorevalnega zraka. Potrebno minimalno teoretično maso dovedenega kisika na kilogram vlažnega goriva izračunamo po enačbi (2.20):

𝑚_O2,min = 𝑤_C∙𝑀O2

𝑀_C + 𝑤_H∙1 4∙𝑀O2

𝑀_H + 𝑤_S∙𝑀O2

𝑀_S − 𝑤_O (2.20)

Iz enačbe (2.20) tako dobimo enačbo (2.21) za izračun minimalne potrebne teoretične mase dovedenega zgorevalnega kisika. Enačbo (2.21) pa lahko izrazimo tudi z minimalnim po- trebnim teoretičnim volumnom kisika pri standardnih pogojih (1,01325 bar in 0 °C) z (2.22):

𝑚_O2,min = 2,664 ∙ 𝑤_C+ 7,937 ∙ 𝑤_H− 1,00 ∙ 𝑤_O+ 0,99819 ∙ 𝑤_S (2.21)

𝑉_O2,min = 1,8643 ∙ 𝑤_C+ 5,5541 ∙ 𝑤_H− 0,6998 ∙ 𝑤_O+ 0,6998 ∙ 𝑤_S (2.22)

2.4.3.3. Pogoji vžiga

Vžig gorljive snovi ni pogojen le s količino energije, vendar tudi z energijsko gostoto, kar pomeni na primer zadostno temperaturo. Če je odvod toplote v območju reakcije previsok, reakcija zamre. Nekaj temperatur vžiga, pomembnih za zgorevanje lesne biomase, je zbra- nih v preglednici 2.2. Da z vpihovanjem zgorevalnega zraka ne bi povzročili hladnih zrač- nih tokov in s tem poslabšali popolnost zgorevanja, zgorevalni zrak predgrejemo.

Preglednica 2.3: Temperature vžiga [1]

Snov Temperatura vžiga [°C]

Oglje (C) 345

H2 575‒590

CO 610‒660

CH4 630‒750

(45)

Teoretične osnove

2.5. Proces zgorevanja lesne biomase v BFB kurišču

Procesi, ki se vrstijo v kurišču, so bili na kratko že opisani v poglavju 2.1, v tem poglavju pa so ti predstavljeni nekoliko podrobneje, slika 2.14 pa jih prikazuje tudi shematsko.

Slika 2.14: Skica procesov v BFB-kurišču

(46)

Teoretične osnove

2.5.1. Sušenje

Sušenje goriva je proces odstranitve vlage oz. vode, ki jo vsebuje gorivo, pri tem pa se v kurišču porablja toplotna energija za njeno uparjanje. Vodna para zapušča kurišče skupaj s preostalimi dimnimi plini. Del pare se zato skupaj s preostalimi recirkulacijskimi dimnimi plini, vrne v prepih lebdeče plasti. Vodna para in ogljikov dioksid iz recirkulacijskih dimnih plinov lahko v lebdeči plasti reagirata z ogljem in preko endotermne reakcije tvorita H2

in CO, ki nato skupaj z volatili zgorijo v zgornjem delu kurišča. Preostali del dimnih plinov pa potuje skozi dimnik, kjer neizkoriščeni zapuščajo postrojenje pri temperaturi okoli 130 °C. Tako ostane uparjalna energija iz procesa sušenja, neizkoriščena. V industrijski praksi se izkaže, da lesne sekance raje kurimo pri višji vsebnosti vlage, kot pa da bi izgub- ljali izjemno ogromne površine za njeno dolgotrajno sušenje. Poleg tega se lahko pri dol- gotrajnem skladiščenju vlažne lesne biomase pojavi plesen in s tem povezano trohnenje goriva. Ena izmed ključnih prednosti kotlov z lebdečo plastjo pa je v tem, da lahko v kuri- šču vzdržujemo dokaj stabilne razmere kljub visokim nihanjem vlažnosti in gorljivosti goriv. Vroč pesek je tisti, ki nam te pogoje omogoča, saj ima relativno visoko toplotno kapaciteto ter zaseda ~99 % mase v kurišču. V primeru doziranja nenadno bolj vlažnega goriva nam torej toplota, ki je akumulirana v pesku, sprošča toploto, potrebno za sušenje ter pirolizo goriva.

2.5.2. Piroliza

Piroliza je proces, pri katerem se polimeri, zaradi povišane temperature, cepijo iz dolgih verig v manjše in preprostejše molekule. Pri zgorevanju lesa na fiksnih kuriščih je žerjavi- ca tista, ki zagotavlja potrebno energijo za pirolizo. V kotlih z lebdečo plastjo pa se med drugim piroliza izvaja s pomočjo vroče lebdeče plasti. Ta v BFB-kuriščih poteka v atmosferi predgretega zraka in recirkulacijskih dimnih plinih, ki preprečujejo popolno zgorevanje v spodnjem delu kurišča. Razmerje nastalih produktov je predvsem odvisno od hitrosti segrevanja goriva. Nekaj glavnih produktov pirolize celuloze je prikazanih na sliki 2.15.

(47)

Teoretične osnove

Snovi, ki zapustijo gorivo v času 7 min pri temperaturi 900 °C in atmosferi brez prisotnosti kisika, imenujemo volatili oz. hlapni del goriva. Natančnejši postopek meritve količine volatilov v gorivu je opredeljen s standardom EN ISO 22167:2021. Lesna goriva ostanejo brez volatilov po procesu pirolize, pri tem pa je trdni ostanek oglje s pepelnimi vključki.

Masni delež volatilov se v različnih lesnih gorivih giblje med 70 % in 86 % goriva [8].

Diagram na sliki 2.16 prikazuje primer poteka zmanjševanja mase lesnih goriv, kjer je se- grevanje potekalo v atmosferi brez prisotnosti kisika.

Slika 2.16: Termogravimetrična analiza štirih različnih vzorcev lesa pri ΔT = 10 °C/min [9]

2.5.3. Uplinjanje fiksnega ogljika

Fiksni ogljik je tisti, ki se v procesu pirolize ni uplinil, to pa je pri lesni biomasi ogljik v obliki oglja. Ker se oglje meša s fluidiziranim peskom pri temperaturi okoli 750 °C, ta zlahka razpade na manjše delce. Kontaktna površina med ogljem in uplinjevalnimi plini je tako bistveno večja, kot bi na primer bila pri zgorevanju na fiksni rešetki. Ker lebdečo plast in s tem oglje prepihujemo s plinsko zmesjo zraka in dimnih plinov, lahko oglje poleg po- polne vezave s kisikom, reagira in tako uplini še preko drugih reakcij. Predstavniki takšne- ga uplinjanja so nepopolna oksidacija, Boudouradova in vodno-plinska reakcija. Produkti skupaj z volatili potujejo v zgornji del kurišča, kjer ob dodatno dovedenem zraku zgorijo.

Oksidacija ogljika je eksotermna reakcija in je lahko popolna (2.23) ali nepopolna (2.24).

Ker v spodnjem delu kurišča zgorevalnega zraka primanjkuje, sta prisotni obe reakciji [9].

C (s) + O2 (g) → CO2 (g) − 394 kJ/mol (2.23)

C (s) +1

O₂ (g) → CO (g) − 111 kJ/mol (2.24)

(48)

Teoretične osnove

Boudouardova reakcija je endotermna reakcija uplinjanja ogljika z ogljikovim dioksidom (odkrije Octave Leopold Boudouard leta 1905, Francija) [9].

C (s) + CO₂ (g) → 2CO (g) + 172 kJ/mol (2.25)

Vodno-plinska reakcija je endotermna reakcija uplinjanja ogljika z vodno paro, produkte pa imenujemo sintezni plini [9]. Vodna para izhaja predvsem iz prepihovalnih recirkulacijskih dimnih plinov.

C (s) + H2O (g) → CO (g) + H2 (g) + 131 kJ/mol (2.26)

2.5.4. Zgorevanje nastalih plinov

Gorljivi produkti pirolize in produkti uplinjanja fiksnega ogljika ne oksidirajo v celoti v spodnjem delu kurišča. Ti plini potujejo v zgornji del, kjer dovajamo dodatni zgorevalni zrak, s katerim oksidiramo še preostale nezgorele gorljive pline. Pri tem velja, da je količi- na sproščene energije na koncu popolnega zgorevanja neodvisna od hitrosti in temperature pirolize ter razmerja posameznih uplinjevalnih reakcij. Tudi minimalna količina dovedenega zgorevalnega zraka je od tega neodvisna. Na sliki 2.17 je prikazan pogled v kurišče industrijskega parnega kotla s kurjavo na lebdečo plast v območju dogorevanja volatilov.

(49)

Teoretične osnove

2.6. Proces recirkulacije dimnih plinov

Recirkulacija dimnih plinov oz. FGR (ang. Flue Gas Recirculation) je eden izmed načinov za reguliranje zgorevalnih temperatur v kurišču. Pri tem odvzemamo del dimnih plinov pred vstopom v dimnik in jih vodimo nazaj v kurišče, kot to prikazuje shema na sliki 2.18.

Dimni plini vsebujejo le ~ 6 % kisika in tako »upočasnijo« zgorevanje. Poleg tega se po- veča masa plinov v kurišču, zaradi česar se temperatura v kurišču zniža.

Slika 2.18: Princip recirkulacije dimnih plinov

S primernimi temperaturami zmanjšamo tvorjenje dušikovih oksidov, preprečujemo aglo- meracijo lebdeče plasti in daljšamo obratovalno dobo ogrevalnih površin kotla. Pri visokih temperaturah se lahko okoliški dušik spaja s kisikom in tako tvori tako imenovani termični NOX. Temperaturo pri kateri se pričnejo tvoriti termični NOX navaja literatura nekoliko različno. Na primer avtorji iz vira [1] navajajo temperaturo nad 1200 °C, avtor iz vira [7]

1300 °C in avtor iz vira [10] 1400 °C. Aglomeracija lebdečega sloja je povezana s talje- njem oksidov kalija, natrija in aluminija [1]. Ti izhajajo iz pepela goriva in kot naravna nečistoča v kremenčevem pesku lebdeče plasti. Previsoke temperature pa povzročajo tudi mehčanje in taljenje letečega pepela. Ta se lahko v vročem plamenu zmehča ali stali, nato pa ob stiku z relativno hladno površino prenosnikov toplote shladi in strdi. Nenazadnje pa bi visoke temperature pomenile potrebo po dražjih materialih za izdelavo ogrevalnih povr- šin kotla ali pa bi se povečalo tveganje za njihove poškodbe.

(50)

Teoretične osnove

(51)

3. Metodologija raziskave

Procesna shema obravnavanega industrijskega parnega kotla s kurjavo na lebdečo plast je prikazana na sliki 3.1. Prikazane so lokacije vseh merilnikov, katerih meritve bomo za to delo potrebovali. Meritev masnega ali volumskega pretoka se pri lesni biomasi, zaradi ve- like nenatančnosti meritve, običajno ne izvaja.

Slika 3.1: Procesna shema obravnavanega sistema

(52)

Metodologija raziskave

3.1. Entalpija dimnih plinov

V tem razdelku bomo izračunali entalpijo dimnih plinov za primer izhodiščnih vrednosti, ki smo jih izmerili na postrojenju in so zapisane v preglednici 3.1 Vse enačbe bomo vnesli tudi v programsko orodje Microsoft Excel.

Preglednica 3.1: Izmerjene vrednosti na postrojenju

Oznaka Vrednost Enota

𝑚̇_pp 11,97 t/h

𝑇_pp 444 °C

𝑝_pp 65,10 bar (ab)

𝑇_FGR 200 °C

𝑇_zr 130 °C

𝑇_GV1 112 °C

𝑝_GV1 71,73 bar (ab)

𝐹𝐺𝑅 18 %

𝑤_O2,dp 5,04 %

𝜂_ko 90 %

Kemična analiza obravnavanega goriva, to so lesni sekanci, je prikazana v preglednici 3.2.

Izračuni se morajo nanašati na vlažno gorivo, saj se takšnega uporablja za kurjavo. Kot je razvidno iz vsebnosti vlage, gre za gorivo izjemno slabe kakovosti. Večinoma gre namreč za drevesno lubje iz le gozdno suhih debel. Gre za les iz papirniške industrije, kjer ga pred procesom luščenja nekaj ur namakajo v vodnih bazenih. Proces zračnega sušenja pa zaradi bioloških in prostorskih razlogov traja le nekaj dni.

Preglednica 3.2: Kemična analiza obravnavanega goriva (lesna biomasa) [11]

Meritev Oznaka Rezultat Enota Metoda testiranja Suho Vlažno

Ogljik wC 48,9 26,9 % EN ISO 16948:2015

Kisik wO 5,8 22,6 % EN ISO 16948:2015

Vodik wH 0,30 3,2 % EN ISO 16948:2015

Dušik wN 41,3 0,17 % EN ISO 16948:2015

Žveplo wS 0,029 0,016 % EN ISO 16994:2015

Vlaga wW - 45,1 % EN ISO 18134-1:2015

Pepel wp 3,671 2,015 % EN ISO 18122:2015

Zgornja kurilnost Hs 19,60 10,76 MJ/kg EN ISO 18125:2017

Spodnja kurilnost Hi 18,34 8,97 MJ/kg EN ISO 18125:2017

(53)

Preglednica 3.3: Masni deleži plinov v vlažnem zraku [7]

Plin N2 O2 Ar H2O CO2

wi,zr [%] 75,06 22,98 1,26 0,65 0,05

Moč visokotlačnega parnega kotla je definirana z enačbo (3.1). Ta je odvisna od masnega pretoka pare in njene entalpije. Ker je izračun specifične entalpije vode in vodne pare pre- obsežen, v tem delu ne bo predstavljen. V splošnem te vrednosti lahko odčitamo iz že pri- pravljenih tabel ali grafov. Za program v Excelu pa bomo za izračun uporabili že priprav- ljen programski paket iz vira [13]. Torej, entalpija pregrete vodne pare pri temperaturi 444

°C in 65,10 bar znaša 3280,5 kJ/kg [13]. Entalpija vode, ki vstopa v grelnike vode pri temperaturi 112 °C in tlaku 71,73 bar, pa znaša 474,9 kJ/kg [13].

𝑃_ko = 𝑚̇_pp∙ (ℎ_pp(𝑝_pp, 𝑇_pp) − ℎ_GV1(𝑝_GV1, 𝑇_GV1))

= 11,97 ∙ 5 18

kg

s ∙ (3,2805 MJ

kg− 0,4749MJ

kg) = 9,33 MW

(3.1)

Masni tok goriva bomo izračunali po enačbi (3.3). Izkoristki visokotlačnih kotlov se obi- čajno gibljejo med 88 in 91 %. Spodnja kurilnost goriva je bila izmerjena v laboratoriju in je zapisana v preglednici 3.2.

𝑚̇_go = 𝑃_ko

𝐻_i∙ 𝜂_ko = 9,33 MW 8,97 MJ

kg∙ 0,9

= 1,16 kg

s (3.2)

Sedaj lahko izračunamo minimalni masni pretok kisika za stehiometrično zgorevanje:

𝑚̇_O2,min = 𝑚̇_go∙ (𝑤_C∙𝑀_O2 𝑀C

+ 𝑤_H∙1 4∙𝑀_O2

𝑀H

+ 𝑤_S∙𝑀_O2 𝑀S

− 𝑤_O)

= 1,16kg s ∙

( 0,269

kg

kg∙ 31,9988 g mol 12,0110 g

mol

+ 0,032kg kg∙1

4∙31,9988 g mol 1,0079 g

mol +0,00016 ∙ 31,9988 g

mol 32,0602 g

mol

− 0,235 kg

kg )

= 0,8608 kg s

(3.3)

Kar pomeni minimalni skupni masni pretok zraka:

𝑚̇_{zr,λ = 1} = 𝑚̇_O2,min

𝑤_O2,zr = 0,8608 kg s

0,2298 = 3,7459kg s

(3.4)

(54)

Minimalni masni pretok zgorevalnega zraka lahko pretvorimo tudi v minimalni volumski pretok zraka pri normalnih pogojih (1,01325 bar in 0 °C):

𝑉̇zr,λ = 1 = 𝑚̇_O2,min

𝑤_O2,zr ∙ 𝜌z,N = 0,8608 kg s

0,2298 ∙ 1

1,2925 kg Nm³

= 2,8982 Nm³

s (3.5)

Zdaj poznamo minimalni potrebni masni pretok zgorevalnega zraka, bomo izračunali sestavo dimnih plinov, ki pri tem nastanejo. Pline bomo razdelili na tiste, ki se sproščajo iz goriva, pline, ki prihajajo iz zgorevalnega zraka, ter recirkulacijske dimne pline. V dimnih plinih pri stehiometričnem zgorevanju kisika ne bo prisotnega, saj se bo ta v celoti porabil za oksidacijo goriva.

𝑚̇_CO2,go = 𝑚̇_go∙ 𝑤_C∙𝑀_CO2

𝑀_C = 1,16 kg

s ∙ 0,269 kg

kg∙ 44,0098 g mol 12,0110 g

mol

= 1,1422 kg

s (3.6)

𝑚̇_H2O,go = 𝑚̇_go∙ (𝑤_H∙𝑀_H2O 𝑀H

+ 𝑤_w)

= 1,16 kg

s ∙ (0,032 kg

kg∙ 18,0152 g mol 2,0158 g

mol

+ 0,451) = 0,8541kg s

(3.7)

𝑚̇_SO2,go = 𝑚̇_go∙ 𝑤_S∙𝑀_SO2 𝑀S

= 1,16 kg

s ∙ 0,00016kg

kg∙64,0590 g mol 32,0602 g

mol

= 0,0004 kg s

(3.8)

𝑚̇_N2,go = 𝑚̇_go∙ 𝑤_N = 1,16 kg

s ∙ 0,0017kg

kg = 0,0019 kg s

(3.9)

Izračunajmo še masne tokove plinov iz zgorevalnega zraka. CO2 in H2O sicer lahko sode- lujeta v kemijskih reakcijah (glej poglavje 2.5.3), vendar bosta na koncu popolnega zgorevanja zapustila kurišče v nespremenjeni obliki.

𝑚̇CO2,zr,λ = 1 = 𝑤_CO2,zr∙ 𝑚̇_O2,min

𝑤_O2,zr = 0,0005 ∙ 0,8608 kg s

0,2298 = 0,0019 kg s

(3.10)

𝑚̇H2O,zr,λ = 1 = 𝑤_H2O,zr∙ 𝑚̇_O2,min 𝑤O2,zr

= 0,0065 ∙ 0,8608 kg s

0,2298 = 0,0243 kg s

(3.11)

(55)

𝑚̇N2,zr,λ = 1 = 𝑤_N2,zr∙ 𝑚̇_O2,min

𝑤O2,zr = 0,7506 ∙ 0,8608 kg s

0,2298 = 2,8117 kg s

(3.12)

𝑚̇Ar,zr,λ = 1 = 𝑤_Ar,zr∙ 𝑚̇_O2,min 𝑤O2,zr

= 0,0126 ∙ 0,8608 kg s

0,2298 = 0,0472 kg s

(3.13)

Izračunamo še presežek masnega pretoka zraka, ki ga potrebujemo, da zagotovimo želeni delež kisika v dimnih plinih. Delež kisika v vlažnih dimnih plinih smo za ta primer predpo- stavili oz. izmerili 5,04 %. Kisik v dimnih plinih je posledica dovedenega presežka zgorevalnega zraka. Zato masni delež kisika v dimnih plinih zapišemo kot razmerje med masnim tokom kisika v presežku zgorevalnega zraka in vseh masnih tokov, ki zapuščajo kurišče (3.14). Iz tega izraza pa lahko izpostavimo 𝑚̇_z,pr in tako zapišemo enačbo (3.15) za masni tok presežka zgorevalnega zraka, ki smo ga vpihovali v kurišče, da smo dosegli 5,04 % delež kisika v dimnih plinih.

𝑤_O2,dp = 𝑚̇_zr,pr ∙ 𝑤_O2,zr

∑ 𝑚̇_i,go+ ∑ 𝑚̇_{i,zr,λ = 1}+ 𝑚̇_zr,pr (3.14)

𝑚̇_zr,pr = 𝑤O2,dp∙ (∑ 𝑚̇i,go+ ∑ 𝑚̇i,zr,λ = 1) 𝑤_O2,zr− 𝑤_O2,dp =

0,0504 ∙ (1,9985 kg

s + 3,7459 kg s) 0,2298 − 0,0504

= 1,3720 kg s

(3.15)

Iz enačbe (3.15) pa lahko glede na masni delež kisika v okoliškem zraku, z enačbo (3.16) izračunamo masi tok kisika v dimnih plinih. Kljub recirkulaciji dimnih plinov pa mora ostati količina svežega zgorevalnega zraka oz. kisika enaka.

𝑚̇O2,dp = 𝑚̇zr,pr∙ 𝑤O2,zr = 1,3720 kg

s ∙ 0,2298 = 0,3153 kg

s (3.16)

Razmernik zraka je tako enak:

𝜆 = 𝑚̇_O2,min+ 𝑚̇O2,dp,λ>1

𝑚̇_O2,min = 0,8608kg

s + 0,3153 kg s 0,8608kg

s

= 1,37 (3.17)

Sedaj imamo izračunane masne tokove plinov, ki se sproščajo iz goriva in pline iz zgorevalnega zraka pri stehiometričnem zgorevanju, ter razmernik zraka. Tako lahko izračuna- mo dejanske masne tokove plinov v dimnih plinih, ki nastanejo pri nad-stehiometričnem zgorevanju.