DE102008009129A1

DE102008009129A1 - Kohlekraftwerk und Verfahren zum Betrieb des Kohlekraftwerkes

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Publication number: DE102008009129A1
Application number: DE102008009129A
Authority: DE
Inventors: Andreas Rohde; Christian Dr. Bergins; Friedrich Dr. Klauke; Martin Dr. Ehmann; Thorsten Buddenberg; Bernd Vollmer; Thomas Dr. Krause; Alfred Dr. Gwosdz
Original assignee: Hitachi Power Europe GmbH
Current assignee: Hitachi Power Europe GmbH
Priority date: 2008-02-14
Filing date: 2008-02-14
Publication date: 2009-08-20
Also published as: WO2009100881A3; AU2009214317A1; WO2009100881A2; CA2715625A1; EP2260236A2; US20110014578A1; WO2009100881A4

Abstract

Bei einem Verfahren zum Betriebund zur Steuerung/Regelung eines einen kohlebefeuerten Dampfkessel umfassenden Kraftwerks, dessen Dampfkessel für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampfkessel durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist, soll eine Lösung geschaffen werden, die es ermöglicht, ein Kohlekraftwerk sowie ein Verfahren zum Betrieb eines Kohlekraftwerkes auf Oxyfuel-Betrieb auszulegen. Dies wird dadurch erreicht, dass in dem Dampfkessel eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffes nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O2 enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch CO2-haltigem Rauchgas derart durchgeführt wird, dass die Massenströme aller den kohlebefeuerten Brennern und dem Dampfkessel zugeführter Brennstoffstrome sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasstrpme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt werden, dass die im Dampfkessel durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich gehalten wird, insbesondere die gleichen Dampfparameter erhalten werden.

Description

Die Erfindung richtet sich auf ein Verfahren zum Betrieb und zur Steuerung/Regelung eines einen kohlebefeuerten Dampfkessel umfassenden Kraftwerks, dessen Dampfkessel für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampfkessel durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist.
Weiterhin richtet sich die Erfindung auf ein Kohlekraftwerk mit einem kohlebefeuerten Dampfkessel, dessen Dampfkessel für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampfkessel durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist.
Aufgrund des steigenden politischen Druckes, die CO₂-Emissionen bei der Erzeugung von Strom aus fossilen Brennstoffen in Zukunft stark zu reduzieren, werden besonders die zwei nachstehend aufgeführten Konzepte entwickelt, welche in konventionellen staubgefeuerten Kohlekraftwerken (Steinkohle und Braunkohle) eingesetzt werden können und für zukünftige Kraftwerksgenerationen kommerziell verfügbar sein sollen:
1. Post-Combustion CO₂ Capture durch nachgeschaltete CO₂ Rauchgaswäsche
Hierbei wird das in geringer Konzentration (~13 Vol.-%) im Rauchgas vorliegende CO₂ mit Waschlösungen in einer Füllkörperkolonne unter Energiefreisetzung absorbiert und in einer zweiten Kolonne unter Energiezufuhr desorbiert. Die für die Desorption notwendige Energiezufuhr (meist durch Anzapfdampf aus der Mitteldruckturbine konzipiert) führt zu Wirkungsgradeinbußen von 10–12%-Punkten. Vorteil dieser Technologie ist u. a., dass das Verfahren dem Verbrennungsprozess nachgeschaltet wird und keine Rückwirkungen auf den Dampferzeuger hat. Zu den Nachteilen gehören der hohe Platzbedarf für die Rauchgaswäscher und der hohe Energiebedarf, welcher – bei einer evtl. Nachrüstung – einen hohen Änderungsaufwand im Bereich des Dampfkreislaufes sowie der Turbine mit sich bringt.
2. Oxyfuel Verbrennung mit direkter CO2 Verdichtung
Bei diesem Prozess wird die CO₂ Konzentration im Rauchgas dadurch stark erhöht, dass anstelle von Luft zur Verbrennung der Kohle eine Mischung aus zurückgeführtem Rauchgas und fast reinem Sauerstoff verwendet wird. Dabei entscheiden vor allem die Dichtigkeit der – aus Sicherheitsgründen weiter unter leichtem Unterdruck betriebenen – Kraftwerksanlage mit all Ihren Komponenten, die Reinheit des aus einer Luftzerlegungsanlage (LZA) bezogenen Sauerstoffes, die Qualität der Rauchgasreinigungsanlagen (Entstickung, Entschwefelung, Entstaubung) sowie die Prozessführung – besonders der Ort der Rauchgasrückführung (z. B. Möglichkeiten 1–6 in 1) – über die Reinheit des den Prozess nach einer Rauchgastrocknung (Auskondensation des Wassers durch Abkühlung) verlassenden CO₂. Dabei sollte die CO₂ Konzentration in jedem Fall so hoch bzw. die Belastung mit Schadstoffen so niedrig sein, dass das CO₂ direkt verdichtet und einer Speicherung zugeführt werden kann. Der Vorteil dieses Konzeptes ist, dass sowohl Dampferzeuger als auch Dampfkreislauf und Turbinendesign für Luft- und Oxyfuelbetrieb sich nahezu nicht unterscheiden und außerdem die Wirkungsgradeinbuße dieses Prozesses mit 8–10 Prozentpunkten geringer ist. Maßgeblich tragen zu dieser Einbuße der elektrischen Eigenbedarf der zu installierenden Luftzerlegungsanlage (> 60% der Einbuße) sowie die zusätzliche Rauchgasverdichtung (> 25% der Einbuße) bei. Der Anteil der anderen, neuen Aggregate am zusätzlichen Energiebedarf ist < 15%.
Um nun die Wertbeständigkeit aktuell geleisteter Investitionen in Kraftwerksneubauten mit größtmöglicher Flexibilität zur Reaktion auf zukünftige politische Rahmenbedingungen zu gewährleisten, ist es erforderlich, dass aktuelle Kraftwerksneubauten sich in Zukunft durch eine Umrüstung auf den Oxyfuelbetrieb auch als CO₂ arme Kraftwerke weiterbetreiben lassen.
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein Kohlekraftwerk und ein Verfahren zum Betrieb eines Kohlekraftwerkes zu schaffen, das für den Oxyfuelbetrieb ausgelegt und vorbereitet ist.
Bei einem Verfahren der eingangs bezeichneten Art wird diese Aufgabe erfindungsgemäß dadurch gelöst, dass in dem Dampfkessel eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffs nach dem Oxyfuelprozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O₂ enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch CO₂-haltigem Rauchgas derart durchgeführt wird, dass die Massenströme aller den kohlenbefeuerten Brennern und dem Dampfkessel zugeführter Brennstoffströme sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt werden, dass die im Dampfkessel durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf dem Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich gehalten wird, insbesondere die gleichen Dampfparameter erhalten werden.
Bei einem Kraftwerk der eingangs näher bezeichneten Art wird die vorstehende Aufgabe erfindungsgemäß in analoger Weise dadurch gelöst, dass in dem Dampfkessel eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffes nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O₂ enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch CO₂-haltigem Rauchgas derart erfolgt, dass die Massenströme aller den kohlebefeuerten Brennern und dem Dampfkessel zugeführter Brennstoffströme sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt sind, dass die im Dampfkessel durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolge Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich bleibt, insbesondere die erhaltenen Dampfparameter gleich sind.
Weiterbildungen und Ausgestaltungen der Erfindung ergeben sich aus den auf die jeweiligen Hauptansprüche rückbezogenen Unteransprüche.
Durch die Erfindung wird erreicht, dass ein für die Verbrennung mit Luft ausgelegtes kohlebefeuertes Kraftwerk auch als CO₂-freies, mit rezirkuliertem Rauchgas betriebenes Kraftwerk nach dem Oxyfuel-Prozess, d. h. mit reinem Sauerstoff oder einer Mischung aus reinem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch CO₂-haltigem Rauchgas betriebenes Kraftwerk problemlos umrüst- oder nachrüstbar ist.
Im Folgenden werden die Anlagenergänzungen und Modifikationen beschrieben mit denen eine Umrüstung erfolgen kann sowie das Verfahren beschrieben nach dem der Oxyfuelbetrieb dann in optimaler Weise durchgeführt wird. Besonderheit der Umrüstung und des Verfahrens ist, dass auch nach der Umrüstung ein normaler Luftbetrieb weiter möglich ist. So kann die Anlage sicher im Luftbetrieb angefahren, auf den Oxyfuelbetrieb umgeschaltet und vor dem Abschalten oder im Falle von Betriebsstörungen oder Unterbrechung der Speichermöglichkeit auf den leichter zu beherrschenden Luftbetrieb mit höherem Wirkungsgrad umgeschaltet werden.
Entsprechend dem Fließbild in 2a und 2b wird bei der Luftfahrweise der Anlage die Verbrennungsluft nach Ansaugung durch den Frischlüfter in einem evtl. vorhandenen Wärmeverschubsystem (WVS) vorgewärmt. Dies ist jedoch heutzutage nicht in allen Kraftwerken realisierter Standard. Nach weiterer Aufheizung im Luftvorwärmer (LUVO) wird die Luft in Tragluft, sonstige Brennerluft, Oberluft und – wenn vorhanden – in einen Mühlenkreislaufstrom aufgeteilt. Die Tragluft wird vor der Mühle einem weiteren Gebläse (Primärlüfter) zugeführt, durch dessen Druckerhöhung die Austragung der Kohle zu den Brennern gewährleistet ist.
Der Mühlenkreislaufstrom wird zur Wärmeverschiebung vom Abgas in die Speisewasservorwärmstrecke (WÜ1 und WÜ2) genutzt. Das wirkt sich positiv auf den Gesamtwirkungsgrad aus, weil ein größerer Wärmestrom des Abgases genutzt und damit die Abgasverluste gesenkt werden. Außerdem kann Anzapfdampf für die Speisewasservorwärmung eingespart werden.
Nach der Verbrennung erfährt das Rauchgas neben dem Wärmetausch mit der Verbrennungsluft des Weiteren zur Einhaltung der jeweiligen Emissionsgrenzwerte eine katalytische Entstickung zur Reduzierung der NOx Emissionen, eine Entstaubung und eine Entschwefelung.
Im Bereich des Dampferzeugers erfolgt im Feuerraum die Verbrennung der Kohle und ein Teil der Wärmeübertragung auf das Arbeitsmedium Dampf/Wasser in den Wandheizflächen (hauptsächlich durch Strahlung), in den anschließenden Konvektivheizflächen erfolgt schließlich die konvektive Wärmeübertragung in Überhitzer-, Zwischenüberhitzer- und Economizerheizflächen.
Eine Verwendung von Rezirkulationsgas auf hohem Temperaturniveau und vor Abschluss der Rauchgasreinigung wäre in jedem Fall (1, Ziff. 1–4) durch höhere Staub oder SO2/SO3-Gehalte problematisch:
Das im Vergleich zur Erstauslegung für den Luftbetrieb erhöhte Temperaturniveau, der höhere Staub- und SO2/SO3-Gehalt und die resultierende Erosions-/Korrosionsgefahr von Rauchgas- und Luftkanälen, Saugzuggebläse, evtl. Mühlenluftgebläse und Mühlenluftwärmetauscher, Mühlen, Brennereinbauten und Kesselwerkstoffen würde einen kompletten Ersatz dieser Aggregate aufgrund erhöhter Verschleißgefahr notwendig machen.
Zudem müsste auch die Wärmetechnik/Verschaltung der Wärmetauscher aufgrund der geänderten Temperaturniveaus bis zum Brenner komplett überarbeitet werden. Eine solche Umrüstung ist zwar prinzipiell möglich, würde aber ohne weiteres danach keinen einfachen Luftbetrieb der Anlage mehr zulassen. Die Realisierung beider Betriebsarten und aller in diesem Fall erforderlichen Aggregate/Luft- und Rezirkulationskanäle ist im Nachrüstfall aufgrund des mangelnden Platzangebotes in heutigen Kraftwerken fast ausgeschlossen bzw. in jedem Fall mit sehr hohem technischem und finanziellem Aufwand verbunden.
Die Gefahr erhöhter SO3 Bildung bei entsprechender Anreicherung und mehrmaligem Kontakt mit katalytisch aktiven Oberflächen im DeNOx-Reaktor (Entstickungsreaktor) und Luvo (Luftvorwärmer) wäre nicht zu vermeiden.
Aus den geschilderten Gründen wird bei dem hier beschriebenen Verfahren das Rauchgas, welches als Rezirkulationsgas mit Sauerstoff angereichert wird und als Ersatz für die Verbrennungsluft verwendet wird, vorzugsweise hinter der Entschwefelung und einem zusätzlich zu installierendem Rauchgaskühler, aber vor der REA (Rauchgasentschwefelung) abgezogen. An dieser Stelle hat das Rauchgas eine sehr hohe Reinheit (hinsichtlich Staub, SO2/SO3-Gehalt) sowie eine ausreichend niedrige Temperatur. Dadurch ist sichergestellt, dass bei einer Umstellung auf den Oxyfuelbetrieb alle vorhandenen Aggregate und Luft-/Rauchgaskanäle weiter verwendet werden können. Einzig der Rauchgasrücksaugkanal muss an die Frischluftansaugung angeschlossen werden sowie eine möglichst dichte Klappe zur Umschaltung zwischen Oxyfuel und Luftbetrieb installiert werden.
Außerdem muss – falls in der Anlage nicht schon vorhanden – bei der Umrüstung wie dargestellt ein Wärmeverschubsystem (WVS) zwischen Saugzug und Entschwefelung installiert werden. Weitere Änderungen betreffen den Bereich der Oxidation in der Entschwefelungsanlage und in der Entstickung, die Sauerstoffvorwärmung, und das Mühlensperrgas.
Um größere Eingriffe in die Wärmetechnik des Kraftwerkes zu vermeiden, muss sichergestellt werden, dass die Wärmeübertragung im Bereich des Feuerraumes und im Bereich der nachgeschalteten Konvektivheizflächen entsprechend der Auslegung für die Verbrennung mit Luft auch im Oxyfuelfall gewährleistet ist. Dies wird bei dem erfindungsgemäßen Verfahren dadurch erreicht, dass bei gleicher Feuerraumendtemperatur die Rauchgasmenge, welche die Konvektivheizflächen durchströmt, so bestimmt wird, dass trotz geänderter Wärmeübergangsbedingungen (Dichte, Rauchgastemperaturverlauf, Strömungsgeschwindigkeit und Wärmeübergangskoeffizient) nahezu die gleichen Wärmemengen auf das Arbeitsmedium Dampf übertragen werden.
Für die weiteren Betrachtungen wird das Verfahrensfließbild nach 2a und 2b zugrunde gelegt.
Aufgrund der geänderten Rauchgaseigenschaften sowohl bezüglich des Wärmeinhaltes (Dichte, Wärmekapazität) als auch des Wärmeüberganges (geänderte Strömungsgeschwindigkeiten, Wärmeübergangskoeffizienten) muss die Feuerungsseite angepasst werden. Im Weiteren wird dargestellt, wie diese Anpassung im erfindungsgemäßen Verfahren durchgeführt wird.
Im Oxyfuelfall entstehen durch die Größe der gesamten Rezirkulationsmenge des Rauchgases, die Aufteilung auf unterschiedliche Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme (Brenner"luft", Mühlen"luft", Ausbrand"luft", Schleier"luft") sowie die Sauerstoffgehalte dieser Gasströme und den gesamten Sauerstoffüberschuss neue Freiheitsgrade, welche für die Anpassung der Feuerung genutzt werden. Obwohl die wärmetechnische Auslegung im Allgemeinen ein iterativer Berechnungs- und Optimierungsprozess ist, wird im Folgenden vereinfacht die Aufeinanderfolge der Festlegungen der wichtigsten Prozessgrößen nur in der ersten Iteration beschrieben.
Zunächst muss die gesamte Rezirkulationsmenge bestimmt werden so dass die Wärmeübertragung in den Konvektivheizflächen den alten Auslegungsdaten entspricht.
Wie 3 zeigt, gelingt dies im Oxyfuel Fall bei 38.5% höherer Rauchgasdichte, höherer Wärmeübertragung (alpha) durch Strahlung (+23%) und Konvektion (+6.8%) bei gleichzeitig um 7.8% erhöhtem Rauchgasmassenstrom durch eine Absenkung der mittleren logarithmischen Temperaturdifferenz um 11.2%. In diesem Fall beträgt die Rezirkulationsrate des Rauchgases 75.7%. Dieser Wert ist jedoch abhängig von den genauen Brennstoffeigenschaften und der Grundauslegung des Kraftwerkes und kann Werte zwischen 65 und 80% annehmen.
Kraftwerke sind weltweit heutzutage als primäre Maßnahme gegen Stickoxidemissionen mit NOx-armen Brennern und Feuerungssystemen ausgerüstet, welche neben der den Brennstoff transportierenden Trag"luft" zumindest eine – meist verdrallte – Sekundär"luft" und beim Drallstufen-Brenner zudem einen äußeren Tertiär"luft" und einen inneren Kern"luft"strom aufweisen. Durch die entsprechende Wahl von Verdrallung und Impulsen/Impulsverhältnissen der einzelnen Ströme ist eine optimale Steuerung des Abbrandes der Kohle und der NOx-Emission durch die Kontrolle über sauerstoffreiche und sauerstoffarme Zonen in der Flamme möglich. Ein solcher Brenner ist deshalb auch in der Lage, unter verschiedenen Gaszusammensetzungen zu arbeiten und bietet zudem die Möglichkeit Abbrand und Temperaturverlauf in geeigneter Weise im Oxyfuelbetrieb so einzustellen, dass dem „Luft"fall analoge Wärmemengen in der Brennkammer übertragen werden und zudem eine schadstoffarme Verbrennung stattfindet.
Weiterhin wird im Oxyfuelbetrieb aufgrund des weitestgehend stickstofffreien Rauchgases so gut wie kein thermisches NO_x gebildet, so dass geringere NO_x-Emission (im Vergleich zum Luftbetrieb) auftreten.
Der Anteil des rezirkulierten Rauchgases, welches für die Brenner erforderlich ist, ergibt sich in erster Näherung aus der Forderung nach Beibehaltung der Impulsströme an den Brennern bei den unterschiedlichen Fahrweisen.
Für den Impulsstrom gilt Gl. 1: İPG,SG = ṁPG,SG wPG,SG Gl. 1mit

İ_PG,SG: Impulsstrom des Primär- bzw. Sekundärgases
ṁ_PG,SG: Massenstrom des Primär- bzw. Sekundärgases
w_PC,SG: Strömungsgeschwindigkeit des Primär- bzw. Sekundärgases.

Bei konstantem Querschnitt und unverändertem Impulsstrom ist
mit

m_PG,SG: Massenstrom des Primär- bzw. Sekundärgases im Oxyfuel-Betrieb
m_PL,SL: Massenstrom des Primär- bzw. Sekundärgases im Luftbetrieb
ρ_PL,SL: Dichte der Primär- und Sekundärluft
ρ_PG,SG: Dichte des rezirkulierten Rauchgases in Abhängigkeit von der Zusammensetzung des Primär- bzw. Sekundärgases

Der Anteil der Brenner"luft", der als Teilstrom des Verbrennungsgases verwendet wird, um die Kohle aus der Mühle auszutragen (Traggas), muss auch entsprechend der Gleichheit der auf die Kohlepartikel wirkenden Impulskräfte bestimmt werden.
Ob mit der Impulsstromerhaltung am Brenner das Traggas in der Lage ist, die Kohle aus der Mühle auszutragen, hängt vom Strömungswiderstand (Gl 3), der Auftriebskraft (Gl 4), und der Gewichtskraft (Gl 5) ab.
FS = g·ρS·VS Gl. 4 FA = g·ρF·VS Gl. 5mit

F_SW: – Strömungskraft
c_W: – Strömungswiderstandsbeiwert eines Staubkorns
w: – Strömungsgeschwindigkeit des Fluids
F_S: – Gewichtskraft des Staubkorns
A_S, V_S: – Oberfläche, Volumen des Staubkorns
ρ_F, ρ_S: – Dichte des Fluids, des Staubkorns
g: – Erdbeschleunigung

Die Gewichtskräfte sind in beiden Fällen gleichgroß und entfallen bei weiterer Betrachtung. Die Auftriebskraft ist vernachlässigbar klein, da der Dichteunterschied zwischen Rauchgas und Staubkorn sehr groß ist. Es folgt, dass allein die Strömungskraft verglichen werden muss.
Damit gilt Gl 2 der Impulsstromerhaltung und es ist sichergestellt, dass die Kohle ausgetragen wird.
Der Sauerstoffgehalt der Brennergasströme bzw. der Brenner"lüfte" wird so eingestellt, dass die adiabate Verbrennungstemperatur nahezu konstant bleibt.
Da die Stöchiometrie im Brennerbereich bei modernen Kraftwerken zum einen nach oben durch die dann erhöhte Bildung von NOx zum anderen nach unten durch die Gefahr der Bildung von Strähnen reduzierender Atmosphäre im Feuerraum mit der Folge möglicherweise erhöhter Wandkorrosion beschränkt ist, muss auch im Oxyfuelfall der Auslegungswert für die Stöchiometrie der Verbrennung in etwa eingehalten werden. Da die Gefahr der Bildung thermischen Stickoxides durch das Fehlen des Luftstickstoffes gemindert ist, können zur Einstellung des Niveaus der Feuerraumtemperaturen aber auch leicht erhöhte Stöchiometrien verwendet werden.
In Abhängigkeit von den Brennstoffeigenschaften, insbesondere der Zündfähigkeit der Kohle, sollten sich zudem die Sauerstoffgehalte von Transportgas und den anderen Gasströmen um bis zu 15 Massen-%-Punkte unterscheiden. Hierdurch kann die Ausbrandgeschwindigkeit in der Flamme gesteuert werden, um auch die Temperaturverläufe in der Brennkammer des Dampferzeugers denen der Luftverbrennung ähnlich zu gestalten.
Temperaturverlauf und Temperaturniveau sind schließlich verantwortlich für die im Feuerraum des Dampfkessels dominierende Wärmeübertragung durch Strahlung in diesem Bereich, welche das maßgebliche Auslegungskriterium ist, um die geforderte Brennkammerendtemperatur bzw. die auf das Arbeitsmedium Wasser in den Brennkammerwänden übertragene Wärmemenge einzuhalten.
Nicht eingezeichnet ist in der 2a und 2b die so genannte Schleier- oder Seitengaseindüsung, die in manchen Kraftwerken verwendet wird, um die Gefahr von reduzierenden Bereichen in der Nähe der Brennkammerwände zu verringern und die Gefahr erhöhter Wandkorrosion zu vermeiden. Ihr Anteil an der gesamten im Bereich der Brenner zugeführten Gasmenge bleibt im Ausführungsbeispiel unverändert gering, um weiterhin den für die Eindringtiefe und eine Bedeckung der ganzen Wand notwendigen Impulsstrom bereitzustellen. Ihr Sauerstoffgehalt wird im Oxyfuelfall jedoch um bis zu 20 Prozentpunkte erhöht, um effektiv gegen die aufgrund des Boudouard-Gleichgewichtes und der hohen CO₂-Gehalte vorliegenden höheren CO-Gehaltes (in diesem Teil des Feuerraumes) zu schützen.
Der Anteil des rezirkulierten Rauchgases welcher als Ausbrandgas im (ABL) oder One Fire Air (OFA) im oberen Teil der Brennkammer des Dampfkessels hinzugegeben wird, wird durch die Festlegung der anderen Gasströme bestimmt. Der in der Ausbrandluft (ABL) eingestellte Sauerstoffgehalt bestimmt sich aus der Gesamtstöchiometrie, d. h. aus dem insgesamt zur sicheren Verbrennung aller Kohlebestandteile und Minimierung des CO-Gehaltes notwendigen Sauerstoffüberschuss – im Ausführungsbeispiel beträgt der Stöchiometriefaktor 1.17. Er kann jedoch je nach Auslegungsbasis des Kraftwerkes für den Luftbetrieb Werte zwischen 1.1 und 1.25 annehmen, sollte jedoch im Oxyfuelfall möglichst gering sein, um weitere Verdünnung des CO₂ durch Überschuss-Sauerstoff zu vermeiden.
Damit ist die Übertragung der Verfahrensparameter vom „Luftfall" auf die Oxyfuelverbrennung im Wesentlichen abgeschlossen. In Ergänzung zu der dargestellten Analogie der Strömungsimpulse kann eine weitere wärmetechnische Optimierung der Verbrennung für den Oxyfuel-Fall durch die Einbeziehung detaillierter CFD Ergebnisse und experimenteller Ergebnisse für spezielle Kohlen erfolgen, die aber die Größe der eingestellten Verfahrensparameter nur geringfügig beeinflussen. In jedem Fall – also auch bei einer anderen Aufteilung der Rezirkulationsgasströme und abweichenden Sauerstoffgehalten ist durch die anhand der im Ausführungsbeispiel dargestellten Vorgehensweise und Berücksichtigung der verfügbaren Freiheitsgrade im Oxyfuelfall eine Darstellung beider Fahrweisen mit der dermaßen modifizierten Kraftwerksanlage möglich.
Das heute gebräuchliche Spülgas Luft in rotierenden Teilen der Mühle wird bei der Umrüstung auf den Oxyfuelbetrieb durch CO₂ ersetzt.
Wie das Fließbild zeigt, bleibt der Luvo (Luftvorwärmer) in dem dargestellten Ausführungsbeispiel erforderlich. Die zurückgeführte Rauchgasmenge kann aufgrund des noch fehlenden Sauerstoffes allerdings nicht die komplette Wärmemenge aufnehmen, da der Sauerstoff nicht vor dem Luvo in das Rauchgas eingemischt wird. Dies ist allerdings auch nicht erwünscht, da regenerative Luftvorwärmer im Auslegungsfall für Luftbetrieb zwischen den beiden Gasströmen eine unvermeidbare Leckage in Richtung des Rauchgases aufweisen. Deshalb wäre im Oxyfuelfall mit Sauerstoffverlusten (und höherem Energieaufwand) sowie mit einer geringeren CO₂ Reinheit zu rechnen.
Aus diesem Grunde wird für den Oxyfuelbetrieb im Bypass zum Luvo ein Gas-Gas Wärmetauscher zur Vorwärmung des Sauerstoffes zusammen mit einer Regelklappe zur Aufteilung des abzukühlenden Rauchgases installiert, so kann im reinen Luftbetrieb durch Abschaltung des Sauerstoffvorwärmers der alte Betriebszustand immer noch eingestellt werden.
Je nach Bauart des Luvos (d. h. mit rotierender Speichermasse oder mit rotierenden Hauben) ist mit mehr oder weniger Aufwand die Abdichtung gegen die Umgebung zu verbessern, da an dieser Stelle auf der Rauchgasseite noch Unterdruck herrscht.
Damit im Bereich des Trichters keine erhöhten Einbrüche von Umgebungsluft erfolgen, sollte bei der Umrüstung in jedem Fall eine Nassentaschung nachgerüstet werden, wenn in der Anlage eine Trockenentaschung installiert ist. Bei der Nassentaschung ist durch die Abdichtung der wassergefüllten Wanne gegen die Dampferzeugerwände in jedem Fall eine ausreichende Dichtigkeit gewährleistet.
Im Bereich des Elektrofilters müssen keine wesentlichen Veränderungen vorgenommen werden. Es ist allerdings darauf zu achten, dass die Absperrorgane zu dem Entaschungssystem gasdicht ausgeführt werden (z. B. gasdichte Zellenradschleusen). Um diesen Leckagestrom an Falschluft im System gänzlich zu vermeiden, sollten die Absperrorgane mit CO₂ als Abdichtsperrgas beaufschlagt werden.
Ebenso muss in der Entstickungsanlage (SCR) baulich keine wesentliche Veränderung vorgenommen werden. Mischgasströme, für welche im Normalbetrieb Luft verwendet wird, sind nun durch CO₂ zu ersetzen, welches nach oder in einer Zwischenstufe der Verdichtung entnommen werden kann. Prinzipiell können als Reagenz sowohl Ammoniak wie auch Ammoniakwasser weiterverwendet werden.
Da die chemischen Reaktionen innerhalb der Rauchgasentschwefelungsanlage (REA) nun unter einer hauptsächlich aus CO₂ bestehenden Atmosphäre ablaufen, sollte das Absorbens von Kalkstein (CaCO3) auf Brandkalk (CaO) umgestellt werden, da die zur Lösung des Kalksteins notwendige CO₂-Freisetztung des Lösungsprozesses durch die Sättigung der Waschsuspension mit CO₂ behindert wird. Hierzu sind die Anlagen der Absorbensanmischung entsprechen zu modifizieren.
Da bei der Rauchgasentschwefelung nach dem üblicherweise heute eingesetzten Verfahren das in der Lösung entstehende Kalziumsulfid durch Lufteindüsung zum Kalziumsulfat aufoxidiert wird, muss bei der Umrüstung auf den Oxyfuelfall auch dieser Verfahrensschritt modifiziert werden. Da in einer für den Luftbetrieb ausgelegten Anlage die Aufoxidation aus Kostengründen durch Eindüsung von Luft in den Sumpf eines Sprühturms geschieht, würde man ohne Apparateänderung im Oxyfuelfall bei der Verwendung von Luft wieder nicht erwünschten Stickstoff eintragen. Die Eindüsung reinen Sauerstoffes verbietet sich, da zum einen die Herstellung dieses Sauerstoffes einen entsprechend größeren Energiebedarf der Luftzerlegungsanlage (LZA) nach sich ziehen würde. Zum anderen führt die Notwendigkeit eines Sauerstoffüberschusses zu einer geringeren Reinheit des für die Lagerung vorgesehenen CO₂. Aus diesem Grunde wird bei dem vorgeschlagenen Verfahren die Entschwefelung durch den Zubau eines externen Rührbehälters auf eine externe Oxidation umgestellt mit welcher ein N₂- und O₂-Eintrag in das System vermieden wird.
Da die heute in Deutschland nach den geltenden Gesetzen ausgelegten Entschwefelungsanlagen einen SO₂-Wert von < 200 mg/Nm³ (Trocken, bei aktuellem Sauerstoffgehalt) erreichen, ist eine Verbesserung der Entschwefelung notwendig, um Korrosionsprobleme in nachgeschalteten Prozessschritten (Verdichtung, Transport zur Lagerstätte) zu vermeiden. Zudem sind bei einer Umrüstung auch das Frischluftgebläse, die Brennstoff/Luftkanäle nicht für erhöhte SO₂/SO₃-Gehalte ausgelegt. Eine Erhöhung der Abscheidung ist auf zwei Wegen möglich. Zum einen kann in Grenzen die vorhandene Entschwefelung durch die Erhöhung des Verhältnisses von Flüssigkeitsumwälzung zu Rauchgasstrom verbessert werden, zum anderen ist bei entsprechend vorhandenem Platz im Kopfbereich des Sprühturms die Nachrüstung einer weiteren Sprühebene möglich. Die Nachrüstung eines Trays oder das Zusetzen von lösungsfördernden Säuren verbessert ebenfalls die Entschwefelung.
Hiermit sind hohe Entschwefelungsgrade erreichbar und SO₂/SO₃-Werte von 20–40 200 mg/Nm³ (Trocken, bei aktuellem Sauerstoffgehalt). Eine weitere Reinigung erfolgt vor der Verdichtung und nach der Rauchgasrezirkulation um nur den notwendigen Rauchgasstrom auf die durch die Verdichtung geforderten Reingaswerte reinigen zu müssen.
Zur Trocknung der Rauchgase nach dem REA Prozess muss ein Kondensationstrockner der REA nachgeschaltet werden. Dieser sollte die Rauchgase weiter abkühlen um die geforderten Wassergehalte von < 3% (für die Rezirkulation) zu erreichen. Hierfür wird neben auch notwendigem Kühlwasser – wenn als Produkt vorhanden – auch der Flüssigstickstoff der Luftzerlegunsanlage verwendet. Nach der Trocknung wird der Rauchgasstrom aufgeteilt und zum größeren Anteil rezirkuliert. Der Teilstrom, der der Verdichtung zugeführt werden soll, wird einer weiteren Purifikation zugeleitet.
Vor der CO₂-Verdichterstation sollten korrosive Anteile der Rauchgase und Wasser weitestgehend entfernt werden. Hierfür wird ein NaOH-Wäscher mit eine Kühlung des Rezirkulationsstroms eingesetzt. Während die NaOH-Wäsche ein weitere deutliche Absenkung der korrosiven Rauchgasanteile bewirkt (SO₂/SO₃ << 5 mg, HCl << 1 mg, HF << 1 mg, Staub << 1 mg) sorgt die Kühlung der Umlaufflüssigkeit für eine weitere Herabsetzung des Wassergehaltes. Optional wird ein weiterer, nachgeschalteter Kondensationskühler eingesetzt.
Die so gereinigten Rauchgase werden der Verdichterstation zugeführt. Nach der Verdichtung werden die Reste von O₂ und N₂, welche noch im Gasstrom vorhanden sind, dem verflüssigten CO₂ durch einen Phasentrenner entzogen, da diese Gase bei diesen Bedingungen nicht verflüssigen. Nun steht das CO₂ zur Lagerung und Weitertransport zur Verfügung.
Die oben beschriebenen Prozesse der weitergehenden Rauchgasreinigung bedürfen großer Kühlleistungen. Hierzu kann in der LZA erzeugter Flüssigstickstoff in Kombination mit einem Kühlwasserstrom verwendet werden (In dem Falle, dass die Produkte Sauerstoff und Stickstoff der Luftzerlegung flüssig vorliegen). Verwendung findet der Stickstoff zunächst im Kühlsystem des mehrstufigen CO₂-Verdichters, um den Energiebedarf des Verdichters zu minimieren. Optional wird hiernach die in den „überhitzten" Stickstoff überführte Energie mittels einer Expansionsturbine teilweise zurückgewonnen, wobei die Temperatur des Stickstoffs erneut sinkt. Des Weiteren wird der Massenstrom des Stickstoffs danach über Kopplungswärmetauscher sowohl zur Kühlung der NaOH-Rezirkulation wie auch zur Kühlung des Hauptrauchgaskondensationskühlers nach REA verwendet und dort durch Kühlwasserströme ergänzt. Danach kann der Stickstoff optional wieder über Expansionsturbinen zur Energierückgewinnung geleitet werden und über einen Kamin in die Umwelt zurückgeführt werden.
Die oben beschriebene Vorgehensweise zur Auslegung der Feuerung eines Oxyfueldampferzeugers kann iterativ auch mit der normalen Auslegung der Konvektivheizflächen eines Dampferzeugers gekoppelt werden und unter Reduzierung der Heizflächengröße bei gleichzeitiger Erhöhung der Rauchgasgeschwindigkeit durch die Verringerung des Querschnitts der Brennkammer zum kostenoptimierten Design einer Neuanlage eingesetzt werden. Hierbei muss dann auf der stömungsmechanischen Seite von einer direkten Analogie der Impulsverhältnisse abgewichen werden: Der Fall der Luftverbrennung kann dann (bei gleicher unter Erosionsgesichtspunkten begrenzender Strömungsgeschwindigkeit) mit entsprechend reduzierter Leistung (Teillast für Anfahr-/Abfahrvorgänge und Betriebsstörungen) ausgelegt werden.
Nachstehendes Ausführungsbeispiel befasst sich mit der Entwicklung eines Umrüstkonzeptes für ein Kohlekraftwerk. Es wird erörtert, welche Ansätze zur Realisierung des CO₂-freien Kraftwerks, bei dem das CO₂ abgeschieden und gelagert wird, existieren und welche Vor- und Nachteile bestehen. Knapp wird der Stand der Forschungen zum Oxyfuel-Prozess widergegeben. Nach einer Diskussion möglicher Varianten des Oxyfuel-Prozesses werden zwei Varianten ausgewählt. Für diese werden Betrachtungen zu den notwendigen Umrüstmaßnahmen der Kraftwerkskomponenten Verbrennungassystem, Rauchgasreinigungsanlage, Mühlen, Brenner und Dampferzeuger durchgeführt.
Wärmetechnische Berechnungen zur Wärmeübertragung im Dampferzeuger zeigen, ob die geforderten Dampfparameter ohne Umbau der Dampferzeugerheizflächen erreicht werden. Anschließende Berechnungen unter Variation des Rezirkulationsmassestroms und des Strahlungsaustauschkoeffizienten der Brennkammer dienen dazu, Möglichkeiten zu finden, den Wärmeübertragung im Dampferzeuger zu beeinflussen.
Die Beurteilung des Umbauaufwandes für beide Prozessvarianten und eine abschließende Abschätzung des Gesamtwirkungsgrades zeigen, welche betrachtete Variante die technisch und ökonomisch vorteilhafteste ist.
Hintergrund
Laut des Reports „World Energy Gutlook 2006" {IEA06} der „International Energy Agency" wird der weltweite Primärenergieverbrauch zwischen 2006 und 2030 um knapp über die Hälfte steigen. Etwa 50% dieses Anstieges wird durch Zuwachs bei der Stromerzeugung entstehen. Fossile Brennstoffe werden bis 2030 die dominierenden Primärenergieträger bleiben, wobei Kohle als zweitwichtigster Primärenergieträger den größten Verbrauchsanstieg verzeichnen wird. Einher geht damit auch eine Steigerung der Kohlendioxidemissionen um 55 bis 2030 gegenüber dem Wert von 2006, wenn sich der mittlere Wirkungsgrad nicht verändert. Kohle ist seit 2003 die weltweit wichtigste Quelle energiebezogener CO₂-Emissionen. Die Bedeutung des Erdöls wird bis 2030 weiter schrumpfen. Diese Zahlen stehen für ein Szenario, bei dem keine Änderungen der weltweiten Energiepolitik erfolgen. Mit dem Bericht „Klimaänderung 2007" der IPCC {IPCC07} besteht jedoch kein Zweifel daran, dass der globale Anstieg der Kohlendioxidkonzentrationen durch das Verbrennen fossiler Brennstoffe und Landnutzungsänderungen verursacht wurde. Die Klimaerwärmung, die am Anstieg der mittleren Luft- und Meerestemperaturen sowie am Abschmelzen von Gletschern beobachtet werden kann, kann mit hoher Wahrscheinlichkeit auf den Anstieg der Treibhausgaskonzentrationen, zu denen auch das CO₂ zählt, zurückgeführt werden. Es sehr wahrscheinlich, dass mit fortschreitender Erwärmung Probleme wie beispielsweise regionale Wasser- und Nahrungsmittelknappheit, Artensterben und Naturkatastrophen zunehmen.
Der Druck wächst, entsprechende Strategien zur Abmilderung des Klimawandels durch Emissionsionssenkungen zu entwickeln. Nach {IEA06} und {IntHPE} gibt es für die Energieerzeugung folgende Möglichkeiten, die CO₂-Emissionen zu senken:

1. Vermehrter Einsatz von Kernbrennstoffen Dies ist wegen der Gefahren während des Betriebes und der nachfolgenden Lagerung der radioaktiven Abfälle in einigen Ländern politisch umstritten.
2. Einsatz von Erdgas Dafür sprechen das günstige Kohlenstoff/Wasserstoff-Verhältnis und der hohe Wirkungsgrad des GuD-Prozesses. Damit einher gehen für Deutschland jedoch eine höhere Importabhängigkeit und Verluste bei der Gewinnung und beim Transport über weite Strecken.
3. Erhöhung des Anteils erneuerbarer Energien Die Vergrößerung des Anteils erneuerbarer Energien an der Gesamterzeugung wird kurzfristig schwer möglich sein. Es bestehen, z. B. bei Windenergie, keine ausreichenden Speichermöglichkeiten, um die Energie bedarfsgerecht bereit zu stellen.
4. Wirkungsgradsteigerungen auf Erzeugerseite Mit dem Bau von superkritischen und ultrasuperkritischen Kohlekraftwerken werden sich die Wirkungsgrade steigern und die Emissionen bei gleicher Stromerzeugung reduzieren lassen.

Allein mit der Vermeidung von Emissionen auf der Erzeugerseite wird es nicht getan sein. Auch auf Verbraucherseite muss ein Wandel hin zur Suffizienz, also dem Nachdenken über das persönliche Verhalten und Verzicht auf unnötige Ausgaben, stattfinden {Zeit07}. Reichen diese Anstrengungen nicht aus, um den Klimawandel abzumildern, führt an der Abscheidung und Lagerung des Kohlendioxids bei der Energieerzeugung kein Weg vorbei. Diese Arbeit beschäftigt sich daher mit den technischen Möglichkeiten zur Realisierung eines CO₂-freien Kraftwerkes.
Konzepte zum CO₂-freien Kraftwerk
Es sind drei Konzepte bekannt, mit denen die Umsetzung eines CO₂-freien Kraftwerks möglich sein kann. Dabei wird versucht, als Endprodukt einen CO₂-reichen Massestrom zu erzeugen, der verdichtet und gelagert werden kann. (vgl. 4)
Beim Post-combustion capture, der CO₂-Abscheidung durch Rauchgaswäsche, kann der Prozess der CO₂-Abscheidung an den bestehenden Kraftwerksprozess angehangen werden. Dafür müssen jedoch große Wirkungsgradverluste bei der Rauchgaswäsche aufgrund des geringen CO₂-Gehaltes im Rauchgas in Kauf genommen werden. Zusätzlich werden Stoffe zur Wäsche eingesetzt, deren Abbauprodukte bei Folgereaktionen eine Gefährdung der Umwelt darstellen können und entsprechend entsorgt werden müssen.
Die CO₂-Abscheidung durch Kohlevergasung wird im IGCC-Prozess (Integrated Gasification Combined Cycle) in mehreren Pilotanlagen (siehe 5), getestet. Es ergaben sich dabei Probleme mit der Verfügbarkeit der Gesamtanlage. Zwar ist die Kohlevergasung eine Technologie, die bereits einen hohen Entwicklungsstand erreicht hat, sie verfügt jedoch nicht über die Erfahrungswerte der Kohleverbrennung, auf welche die Oxyfuel-Technologie zurückgreifen kann. Derzeit sind zum Beispiel keine Turbinen für die Verbrennung des bei der Vergasung gewonnenen Wasserstoffs verfügbar. Überdies ist auch beim IGCC die energieaufwändige CO₂-Wäsche in den Prozess einzubinden.
Die Technologie des Oxyfuel-Prozesses ist zu großen Teilen vergleichbar mit konventioneller Kraftwerkstechnik. Der anlagentechnische Umfang ist geringer als bei den anderen genannten Abscheidetechnologien. Die Technologien zur Zerlegung der Luft und zur Aufbereitung des CO₂ werden bereits seit Jahren großtechnisch verwendet, auch wenn die enormen Masseströme zur Versorgung eines Kraftwerks neue Herausforderungen darstellen.
Generell kann hierzu gesagt werden, dass durch zusätzliche Komponenten zur Rauchgasaufbereitung, CO₂-Verdichtung und -verflüssigung und/oder Luftzerlegung die Komplexität der Anlagen erhöht wird und es zu sinkender Kraftwerksverfügbarkeit führen kann. Durch den Energieverbrauch der zusätzlichen Komponenten erhöht sich der Eigenbedarf, was bei gleicher elektrischer Nettoleistung zu höherem Kohlebedarf und damit schnellerem Verbrauch der Ressourcen führt. Ebenso ist von höheren Kapital- und Betriebskosten auszugehen.
Weiterverwendung des CO₂
Neben dem höheren technischen und finanziellen Aufwand muss auch über die Frage der Weiterverwendbarkeit des CO₂ nachgedacht werden. Kleinere Anlagen zur Abscheidung des CO₂ (siehe 5), sind bereits seit mehreren Jahren in Betrieb und die Technik ist bewährt. Es wurden aber bisher noch nicht die Rauchgasvolumenströme eines Großkraftwerkes bewältigt.
Nach Abscheidung muss das CO₂ einer Weiterverwendung oder einem Speicherort zugeführt werden. In der Diskussion sind dabei u. a. folgende Optionen {Fis05):

• Enhanced Oil/Gas Recovery (EOR/EGR): Das CO₂ wird zur Verbesserung der Förderung in erschöpfte Öl- oder Gasvorkommen verbracht. EOR wird bereits in den USA verwendet.
• Enhanced Coal Bed Methane Recovery (ECBM): Durch Verbringen von CO₂ in schwer abbaubare Kohlevorkommen wird Methan ausgetrieben, das zur Stromerzeugung genutzt werden kann.
• Ozeanspeicherung: Ozeane als natürliche CO₂-Senke haben enormes Speicherpotential. Die Auswirkungen auf die komplexen Zusammenhänge im Ökosystem Ozean sind noch nicht erforscht und daher ist diese Technologie umstritten.
• Aquifere unter Festland und Meeresboden: Aquifere sind weit verbreitet und ausreichend groß vorhanden, um genügend Lagerkapazitäten und kurze Wege von der CO₂-Quelle zur Lagerstätte zu garantieren.

Obwohl auch auf dem Gebiet der CO₂-Verwendbarkeit und -Lagerung ein großer Forschungsbedarf besteht, befasst sich diese Arbeit mit den Forschungen zur voraussichtlich am schnellsten zu realisierenden CO₂-freien Kraftwerkstechnologie, dem Oxyfuel-Prozess.
Grundlagen des Oxyfuel-Prozesses
Ziel des Oxyfuel-Prozesses ist es, eine möglichst hohe CO₂-Konzentration im Rauchgas zu erreichen, damit die energieaufwändige CO₂-Wäsche des „Post combustion-Prozesses" eingespart werden kann. Bei der Verdichtung des CO₂ kann der Energieverbrauch gesenkt werden, wenn das CO₂ eine hohe Konzentration besitzt. Die Verdichterleistung wird dann nur auf das CO₂ verwandt und nicht auch auf die Verunreinigungen. Bei der Verbrennung mit Luft verhindert der Stickstoffanteil von etwa 78 Vol.-% eine hohe CO₂-Anreicherung im Rauchgas. Wird im Gegensatz dazu mit reinem Sauerstoff verbrannt, können wesentlich höhere CO₂-Gehalte von bis zu 80 Vol.-% bei der Verbrennung von Trockenbraunkohle {ADE06} und über 90 Vol.-% bei Steinkohle erreicht werden. Diese Werte können je nach Feuerungsbedingungen und Kohlezusammensetzung schwanken. Sie sind dennoch gute Voraussetzungen für eine Abscheidung und Speicherung von CO₂.
Bei der Verbrennung von Kohle mit reinem Sauerstoff fehlt der Stickstoff, der einerseits als Wärmeträger für technisch beherrschbare Flammentemperaturen fungiert und andererseits für eine Vergrößerung des Rauchgasvolumenstromes sorgt. Dieser Rauchgasvolumenstrom trägt den geforderten Wärmestrom in den konvektiven Teil des Dampferzeugers aus und sorgt dort auch für die zur Wärmeübertragung erforderlichen hohen Strömungsgeschwindigkeiten. Um diesen Volumenstrom bereitzustellen, wird Rauchgas nach der Verbrennung rezirkuliert und nach Vermischung mit Sauerstoff erneut dem Dampferzeuger zugeführt. Die Entnahme des Rauchgases kann an verschiedenen Stellen hinter dem Dampferzeuger erfolgen. Durch die Wahl des Rezirkulationsortes ergeben sich unterschiedliche Konzentrationen von Staub, SO_x und Wasser im Rauchgas. Damit einhergehende Konsequenzen für nachgeschaltete rauchgasführende Elemente sollen in späteren Abschnitten ausführlich betrachtet werden.
Forschungsprojekte und Anlagen
Weltweit gibt es eine Reihe von Forschungsprojekten zum Oxyfuel-Prozess. Viele Untersuchungen wurden anhand von Kreislaufberechnungen sowie Verbrennungs- und Strömungssimulationen durchgeführt. Diese Berechnungen sind die Grundlage für die Forschungen in Testanlagen mit experimenteller Verbrennung (vgl. 6).
Oxyfuel
Innerhalb dieser Forschungsprojekte ist es gelungen, einige grundlegende Probleme mit der Gestaltung und Steuerung der Verbrennung zu klären und wiederum Erfahrungen für größere Anlagen zu sammeln (siehe 7).
Mit zunehmend größeren Pilot- und Demonstrationsanlagen wird es möglich sein, Wissen und Erfahrungen anzusammeln, um in Zukunft Großkraftwerke mit Technologien zur CO₂-freien Energieerzeugung planen und bauen zu können.
Nachfolgend sollen drei Forschungsanlagen näher vorgestellt werden. Die Versuchsanlage der TU Dresden ist typisch für eine Reihe von Verbrennungsreaktoren an Universitäten. Der Kleindampferzeuger von Air Liquide und Babcock & Wilcock ist eine der ersten Forschungsanlagen gewesen, bei der Messungen im Konvektivteil möglich waren. Eine der ersten Pilotanlagen Europas wird in Schwarze Pumpe, einem deutschen Standort, gebaut und soll daher nachfolgend vorgestellt werden.
Versuchsanlage der TU Dresden {ADEO6}
Im Rahmen des Forschungsprojektes ADECOS unterhält die TU Dresden eine Versuchsanlage zum Oxyfuel-Verfahren. Sie besteht aus einer zylindrischen 2,5 m hohen Brennkammer mit einem Innendurchmesser von 290 mm. Über eine indirekte Deckenfeuerung wird eine thermische Leistung von 50–60 kW eingebracht. Während der Verbrennung von Trockenbraunkohle unter Oxyfuel-Bedingungen finden unter anderem Untersuchungen zur optimalen Rezirkulationsmenge und zum minimal möglichen Sauerstoffüberschuss statt. Versuche zur Verteilung der Brennergase und zur Brennergestaltung führten zur Entwicklung eines optimalen Brennerdesigns. Mit der Installation einer Nass-Rauchgasentschwefelungsanlage können darüber hinaus Untersuchungen zur Verbrennung nachgeschalteter Rauchgasreinigungsanlagen durchgeführt werden.
Kleindampferzeuger von Air Liquide und Babcock & Wilcox {Far07}
Die Firmen Babcock & Wilcox Company (B&W) und American Air Liquide (AAL) haben in Zusammenarbeit mit dem US-amerikanischen Energieministerium (DOE) Versuche zur Oxyfuel-Verbrennung an einer 1,5 MW_th-Anlage unternommen. Es handelt sich hierbei um einen vollständigen Test-Dampferzeuger mit Brennkammer und nachgelagertem Konvektivteil bestehend aus Economizer-, zweiteiligen Überhitzer- und Zwischenüberhitzer-Heizflächen.
Mit dieser Anlage lassen sich Problemstellungen zur Verbrennung und konvektiven Wärmeübertragung unter Oxyfuel-Bedingungen untersuchen (vgl. 8).
Pilotanlage in Schwarze Pumpe {Alt05}
Eine erste größere Anlage zum Oxyfuel-Prozess wird momentan in Schwarze Pumpe vom Energieunternehmen Vattenfall Europe Generation errichtet. Die Inbetriebnahme ist für 2008 geplant. Mit einer thermischen Leistung von 30 MW sollen 40 t/h Dampf mit 25 bar bei 350°C erzeugt werden. Die Infrastruktur des nahen Braunkohlekraftwerkes wird zur Unterstützung herangezogen, sodass die Pilotanlage beispielsweise mit Dampf, Kühlwasser und Kalkstein versorgt werden kann.
Es sind Untersuchungen zur kompletten Technologiekette vom Dampferzeuger, den Wärmeübertragern bis hin zu den Rauchgasreinigungsanlagen geplant. Die verschiedenen Komponenten werden bei der Verbrennung verschiedener Braun- und Steinkohlen getestet.
Die große Anzahl weltweiter Forschungsanlage zum Oxyfuel-Prozess verdeutlicht die Anstrengungen, die unternommen werden, um die Grundlagen zum Bau eines Oxyfuel-Kraftwerkes zu schaffen.
Wärmeübertragung
Die Wärmeübertragung im Dampferzeuger findet konvektiv oder durch Strahlung statt.
Für die konvektive Wärmeübertragung ergeben sich bei einer geänderten Rauchgaszusammensetzung geänderte Werte hinsichtlich Wärmekapazität, Viskosität und Wärmeleitfähigkeit sowie Rauchgasdichte. Damit verändert sich auch die Strömungsgeschwindigkeit des Rauchgases.
Versuche am 1,5 MW_th-Kleindampferzeuger in {Far05) ergaben, dass es möglich ist, ähnliche Wärmeströme in den Konvektivheizflächen auch mit Oxyfuel-Rauchgas zu erreichen. Die anfängliche Vermutung, dass unter Oxyfuel-Bedingungen größere Heizflächen nötig wären, um die Wärmeströme zu übertragen, bestätigte sich nicht. Als Brennstoff diente Braunkohle mit einem Heizwert von 22 MJ/kg (roh) und einem Feuchtegehalt von 19,95%. Das Rauchgas wurde vor der Rezirkulation getrocknet. Bei gleichem Rauchgasmassestrom und einer um 46 K höheren Feuerraumaustrittstemperatur konnte am Austritt der Economizer-Heizfläche eine um 4 K geringere Rauchgastemperatur gegenüber dem Luft-Prozess gemessen werden. Es wurde somit im Konvektivteil ein größerer Wärmestrom übertragen. Diese Beobachtung ist insofern von Bedeutung, da der Oxyfuel-Prozess in Zukunft in bereits bestehende oder im Bau befindliche Anlagen, die für den Luftbetrieb ausgelegt sind, eingesetzt werden soll und daher keine größeren Umbauten an den Konvektivheizflächen notwendig sein werden.
Untersuchungen von Payne et al. {Payne89} an einer 3 MW_th Testfeuerung mit Konvektivteil zeigten der Luftverbrennung ähnliche Wärmeübertragungsverhältnisse. Diese ließen sich durch eine Anpassung des molaren Rezirkulationsverhältnisses R_m erreichen.
Es wurden optimale Rezirkulationsverhältnisse von 3,25 für die feuchte Rückführung des Rauchgases und 2,6 bei der Rückführung nach Rauchgastrocknung ermittelt. Die Autoren stellten weiterhin fest, dass mit steigendem Rezirkulationsverhältnis die Wärmeübertragung durch Strahlung aufgrund geringerer Flammentemperaturen sinkt.
Die radiative Wärmeübertragung ändert sich vor allem in Abhängigkeit von Zusammensetzung und Temperatur des Gases. Es gibt verschiedene Möglichkeiten zur Einstellung der Flammen- und Rauchgastemperaturen sowie der Gaszusammensetzungen. Zu den wichtigsten zählen der Sauerstoffgehalt im Verbrennungsgas und der Anteil des rezirkulierten Gasmassestroms am insgesamt produzierten Rauchgasmassestrom. Die folgenden Rauchgasbestandteile beeinflussen nach {Gupta06} hauptsächlich das Gasstrahlungsverhalten:

– CO₂-Gehalt
– H₂O-Gehalt
– Anteil der Feststoffpartikel.

Der hohe Stickstoffanteil im Rauchgas bei der Luftverbrennung wird beim Oxyfuel-Prozess durch CO₂ ersetzt. Je nach Rezirkulationsort besteht das Rauchgas auch aus mehr Wasser. CO₂ und H₂O sind jedoch nicht wie N₂ und O₂ diatherman, sondern absorbieren und emittieren selbst Wärmestrahlung in Abhängigkeit der Gastemperatur. Daneben verändert die höhere Wärmekapazität des Verbrennungsgases, vor allem durch CO₂ und Wasser hervorgerufen, wichtige Flammeneigenschaften.
Farzan et al. {Far05} vergleicht die Wellenlängen der Flammenstrahlung des Oxyfuel-Prozesses mit denen der Luftverbrennung (vgl. 9).
Es zeigte sich, dass die Emissivität der Flamme bei Oxyfuel und Luft ähnlich sind. Sie hängt vor allem von der Kohle, der Flugasche, Russpartikeln in der Flamme und nicht von der CO₂-Konzentration ab.
Verbrennungscharakteristik
Für den gleichen Sauerstoffgehalt im Verbrennungsgas wird beim Oxyfuel-Prozess allgemein beobachtet, dass

• die Flammenausbreitungsgeschwindigkeit sinkt,
• die Flammentemperaturen sinken und
• der Zündverzug steigt.

Von Kiga et al. {Kiga97} wurden Untersuchungen zur Flammenausbreitungsgeschwindigkeit in einer Kohlenstaubwolke durchgeführt. Das Ziel war, in einer speziellen Apparatur den Einfluss verschiedener Atmosphären zu beobachten. Die Ausbreitungsgeschwindigkeit steigt mit Anhebung der Sauerstoffkonzentration. Am höchsten war sie in einer O₂/Ar-Atmosphäre. In einem Gemisch aus O₂ und N₂ ergaben sich mittlere und in O₂/CO₂-Atmosphäre die kleinsten Ausbreitungsgeschwindigkeiten.
Interessant ist in diesem Zusammenhang die Analyse von Yamamoto et al. {Yama04} zum Zündverzug. Der Zündverzug wird berechnet, indem die Wegstrecke, welche die Kohlepartikel vor der Zündung zurücklegen durch die Partikelgeschwindigkeit geteilt wird. Bei der Verbrennung von vier Kohlen bei verschiedenen Temperaturen (750°C, 950°C, 1150°C) in verschiedenen Gasen, die durch die Kombination von Sauerstoffgehalten (10 Vol.-%, 20 Vol.-%, 30 Vol.-% und 40 Vol.-%) und jeweils N₂, CO₂, He und Ar gebildet wurden, zeigten sich folgende Tendenzen:
Der Zündverzug steigt bei

• sinkender Temperatur,
• sinkendem Sauerstoffgehalt im Verbrennungsgas,
• steigender Wärmekapazität des Verbrennungsgases,
• sinkender Wärmeleitfähigkeit des Verbrennungsgases und
• sinkendem Anteil an flüchtigen Bestandteilen der Kohle.

Die anderen Parameter blieben dabei jeweils konstant. Zu ähnlichen Ergebnissen führten die Versuche von Shaddix et al. {Shad06}. In einer CO2-reichen Atmosphäre ist der Zündverzug bei gleichen Sauerstoffgehalten größer als in einer stickstoffreichen Atmosphäre. Um den Zündverzug der Luftverbrennung zu erreichen, müsste das Gas zu 30 Vol.-% aus Sauerstoff und zu 70 Vol.-% aus CO₂ bestehen.
Der Einfluss des Rezirkulationsverhältnisses R (vgl. Gl. 0.2) zeigt sich auch hier. Untersuchungen im Rahmen des APG-Projektes der IFRF {Woy95} sollten der Ermittlung einer optimalen Rezirkulationsrate dienen, bei der die Eigenschaften der Oxyfuel-Flamme denen der Luftverbrennung ähneln. Bei einer Rezirkulationsrate von 0,58, siehe Gl. 0.2, wurden neben der gleichen adiabaten Verbrennungstemperatur auch ähnliche Flammentemperaturprofile und -stabilität beobachtet.
mit

R: – Rezirkulationsverhältnis
m_Rezi: – Massestrom rezirkulierten Rauchgases
m_Abgas: – Massestrom Abgas

Es wurden die Profile der Sauerstoff-, Kohlenmonoxid-, Kohlendioxid- und Temperaturverteilung sowie die axialen und tangentialen Geschwindigkeiten in der Flamme gemessen. Dabei konnten keine gravierenden Unterschiede zwischen der Flamme unter Oxyfuel-Bedingungen und der Luftverbrennung erkannt werden.
Bei einer Steigerung der Rezirkulationsrate und Beibehaltung von Brennstoff- und Sauerstoffmassestrom wird die Flamme weiter entfernt vom Brennermund gezündet und erscheint länger. Bei R = 0,73 zündet die Flamme gerade noch am Brennermund. Grund hierfür ist die höhere CO₂-Konzentration im Verbrennungsgas und der höhere Impulsstrom am Brenner. Die genannten Rezirkulationsverhältnisse sind stark vom Brennstoff sowie den Randbedingungen abhängig und daher nicht übertragbar.
Farzan et al. {Far05} haben bei ihren Versuchen mit dem Luft-Prozess ähnlichen Masseströmen eine stabile und am Brennermund anliegende Flamme beobachtet. Bei unterstöchiometrischen Bedingungen flackerte die Oxyfuel-Flamme mehr als die Luftflamme. Das lag vermutlich an den geringeren Geschwindigkeiten am Brenner aufgrund der höheren Dichte des rezirkulierten Rauchgases und konnte durch Erhöhung der Rezirkulationsrate abgestellt werden.
Eine dem Luftbetrieb ähnliche Verbrennungstemperatur, hier 1778°C, konnte bei {Mön07} trotz einer Steigerung des globalen Sauerstoffgehaltes, 27,8 Vol.-%_trocken statt 20,9 Vol.-%_trocken, nicht erreicht werden. Bei einer Rezirkulationsrate von 0,758 wurde eine adiabate Verbrennungstemperatur von 1473°C gemessen. Eine Verringerung der Rezirkulationsrate würde zu einer Erhöhung des Sauerstoffgehaltes am Brenner und damit auch der Verbrennungstemperatur führen. Damit einher gehen aber auch veränderte Strömungsverhältnisse am Brenner. Einfluss auf die adiabate Verbrennungstemperatur hat ebenfalls die Vorwärmung des Rezirkulationsgases, die im Rahmen dieses Versuches jedoch nicht untersucht wurde.
Emissionen
Bei der Untersuchung der Emissionen ist der Rezirkulationsort von Revelanz. Wenn nicht entsprechende Anlagen zur Rauchgasbehandlung im Kreislauf integriert sind, werden durch Rezirkulation eines Teils des Rauchgases auch die „Schadstoffe" im Kreis bewegt, wobei deren Konzentration im Rauchgas steigt. Das gilt für Wasser, Staub und SO_x, nicht aber für NO_x.
NO_x
Bei Versuchen von {Far05} konnte eine brennstoffbezogene Senkung der NO_x-Emissionen um etwa 65% gegenüber der Verbrennung mit Luft für einen großen Bereich des Sauerstoff-/Luftüberschusses nachgewiesen werden. Unter Beibehaltung der Flammeneigenschaften kann durch Senkung der Rezirkulationsrate oder Erhöhung des Sauerstoffgehalts am Brenner eine heiße Flamme erzeugt werden. Die begünstigt die Bildung von molekularem Stickstoff aus rezirkulierten NO_x und Brennstoffstickstoff.
Untersuchungen von {Woy95} widmeten sich ebenfalls der Luftstufung. Eigentlich ist dies nach Aussage der Autoren nicht notwendig, da die Gefahr zur NO_x-Bildung bei Oxyfuel aufgrund des fehlenden Luftstickstoffs geringer ist. Es können sich so weniger thermische NO_x bilden und die entstehenden NO_x bilden sich aus Brennstoffstickstoff. Aufgrund der Tatsache, dass die Verbrennung mit Luftstufung heute Stand der Technik ist und die Oxyfuel-Technologie zuerst als Retrofit-Maßnahme in diesen Dampferzeugern umgesetzt werden wird, wurden mögliche Auswirkungen untersucht. Generell lässt sich sagen, dass sich Luftstufung ungünstig auf die Flammenstabilität des Oxyfuel-Prozesses auswirkt.
Die Autoren von {Mie07} weisen darauf hin, dass die Emissionen von Kraftwerken laut Bundes-Immissionschutzgesetz (13. BImSchV) in mg/m³ bezogen auf einen bestimmten Sauerstoffgehalt im trockenen Rauchgas angegeben werden. Aufgrund der höheren Dichte des Rauchgases und des höheren Wassergehalts (feuchte Rezirkulation) beim Oxyfuel-Prozess werden die volumenbezogenen Emissionen steigen. Absolut gesehen, d. h. entstehende NO_x bezogen auf den Brennstoff, gehen die Autoren von einer Reduktion der NO_x bei erneuter Zuführung der Feuerung aus.
Versuche der Universität Stuttgart {IVD07} haben gezeigt, dass die brennstoffbezogenen NO_x-Emissionen durch den fehlenden Luftstickstoff um 66% (Lausitzer Trockenbraunkohle) und um 41% (Kleinkopje Steinkohle) zurückgehen.
SO_x
Die SO_x-Emissionen pro Tonne Kohle werden unverändert bleiben. Entscheidender ist die Anreicherung des Rauchgases mit SO_x und Wasser und damit die Abschätzung des Säuretaupunktes. Anlagenteile, die dem Dampferzeuger rauchgasseitig nachgeschaltet sind und mit Rauchgas in Berührung kommen, dessen Temperatur unterhalb des Schwefelsäuretaupunktes liegt, müssen entsprechend säurefest ausgelegt werden. Eine große Bedeutung kommt somit der Bestimmung des Säuretaupunktes zu.
Entscheidend hierfür ist die Konversionsrate des SO₂ zu SO₃, die jedoch schwer zu bestimmen ist. Nach {Yamada06} ist die Konversionsrate unabhängig von der Verbrennungsart. Bei gleichem SO₂-Gehalt und Wassergehalt im Rauchgas sollte der Säuretaupunkt also dem des Luftbetriebes entsprechen.
Programm zur Auslegung des Feuerraums
Dieses HPE firmeneigene Programm dient zur Ausbrand-, Emissions- und Temperaturberechnung bei vorgegebenen Feuerraumabmessungen sowie Anzahl und Anordnung der Brenner und Oberluftdüsen. Als weitere Randbedingungen werden Informationen über Stöchiometrien, Medientemperaturen, Feuerraumwandmaterial, Wandbeläge und Ausmauerungsmaterial, Rohrteilung der Membranwand, Ausmahlung des Brennstoffes, Staubverteilung, Kohleeigenschaften, Luftzahlen am Brenner, OFA System und Ende Feuerraum sowie die eingebrachte Wärme ins System benötigt.
Die Berechnung liefert eindimensionale Informationen über Felder von Temperatur, Wärmestromdichte, idealisierte Strömungsfelder, Wärmequellen und Konzentrationen. Diese Ergebnisse werden zu Aussagen über Brennergürtelbelastung, Volumenbelastung, Wärmestromdichte in den Wänden, Bestimmung der Emissionen (NO_x, SO₂, HCl), Unverbranntes im Flugstaub, Verschmutzungsneigung, Korrosionsrate und Feuerraumendtemperatur herangezogen.
Modellbasis sind die integrale Betrachtung der Mischvorgänge, semiempirische Beziehungen für die Mischgrößen und die physikalische Modellierung von Kinetik und Strahlung. Die Gaszusammensetzung wird für jede Brennersträhne entlang des Reaktionsweges für die Einzelvolumina berechnet. Für die Strahlungsbetrachtungen erfolgt die Aufteilung in Höhenscheiben, in denen aus den Einzelvolumina gemittelte Stoffströme, Temperaturen und Stoffwerte herrschen. Die Rauchgastemperaturen werden anhand der freiwerdenden Reaktionswärme und des an die Verdampferwand durch Strahlung und Konvektion abgegeben Wärmestroms, unter Berücksichtigung der Gasstrahlungseigenschaften der unterschiedlichen Komponenten sowie der Wandemissivität bestimmt.
Dieses Programm hat sich bei der Auslegung von Dampferzeugern aufgrund der jahrelangen Erfahrung und Aktualisierung der empirischen Daten bestens bewährt.
In dieser Arbeit wird es aber entgegen anfänglicher Planungen nicht zu Berechnungen herangezogen werden können. Hauptgrund ist die fehlende Möglichkeit, die drei Verbrennungsgase mit unterschiedlichen Zusammensetzungen einzugeben. Die Brennstoff- und Gasmasseströme im Programm ergeben sich durch Eingabe der Feuerungsleistung pro Brenner, des Sauerstoffüberschuss und dessen Verteilung auf Brennerebenen und Obergasdüsen. Ein Abgleich zwischen den Ergebnissen der wärmetechnischen und der feuerungstechnischen Rechnung kann nur durch die iterative Anpassung des Volumenstroms am Feuerraumende hergestellt werden.
Ein weiterer Grund ist das Basieren der Rechnung auf teilweise empirischen Daten, die für den Oxyfuel-Prozess bei Großdampferzeugern derzeit jedoch nicht validiert sind. Weiterhin schwierig ist die fehlende Auflösung der Temperaturen und Rauchgaszusammensetzung über den Feuerraumquerschnitt. Bei der Oxyfuel-Verbrennung spielt die von Zusammensetzung und Temperatur abhängige Gasstrahlung eine größere Rolle als bei der Verbrennung mit Luft.
Programm zur wärmetechnischen Auslegung
Dieses firmeneigene Programm dient zur Simulation von Dampferzeugern mit und ohne Verbrennungsprozessen im stationären Betrieb zur Bestimmung folgender Größen:

• Stoffströme (Massenströme und Analysen),
• Temperaturen und spezifische Enthalpien,
• Heizflächen,
• Wärmeübertragung,
• Verfahrensparameter (z. B. Verschmutzung) und
• Stoff- und Energiebilanzen.

Die Darstellung des Dampferzeugers erfolgt im Programm mit einer durch den Programmbenutzer vorzugebenden Schaltung. Jede zu berücksichtigende Heizfläche, jede Wärmeumsetzung und Wärmefreisetzung wird als eigenes Schaltungselement beschrieben. Zu jedem Schaltungselement werden Stoffstromart, Elementtyp und Strömungsrichtung angegeben. Stoffstromarten sind beispielsweise Rauchgas, Brennstoffe oder Wasserdampf. Unter Elementtypen werden Kanäle, Bündelheizflächen, Verbrennungsabschnitte usw. verstanden, für die entweder konstruktive Daten (Geometrie, Werkstoff) oder verfahrenstechnischen Vorgaben (Wärmeabgabe, Stoffumsatz) hinterlegt sind. Die Strömungsrichtung gibt an, ob sich die Medien in den entsprechenden Elementen z. B. in Gleich- oder Gegenströmung zueinander bewegen.
Es können Brennstoffe nach Angabe ihrer Elementaranalyse mit Verbrennungsgasen unterschiedlichster Zusammensetzung berechnet werden. Die Verbrennungsenergie wird durch verschiedene Bildungsenthalpien der gasförmigen Verbrennungsprodukte CO₃ H₂, SO₃, NO und NO₂ gegenüber den Standardprodukten CO₂, H₂O, SO₂, N₂ und O₂ gebildet. Es erfolgt stets eine vollständige und stöchiometrische Umsetzung des Sauerstoffs. Bei Sauerstoffknappheit bleibt CO und eventuell H₂ übrig, das in jedem Schaltungselement umgesetzt wird, sobald Sauerstoff zugeführt wird.
Bei der wärmetechnischen Auslegung wird die gesamte Brennkammer als „Black Box" gesehen. Ziel ist dabei, den in der Brennkammer übertragenen Wärmestrom so zu variieren, dass die bei der feuerungstechnischen Auslegung errechnete Feuerraumendtemperatur erreicht wird. Dieser Wert stellt zusammen mit dem Rauchgasmassestrom den Übergang zwischen Feuerraum und Konvektivteil dar.
Für die Berechnung der Wärmeübertragung in der Brennkammer stehen mehrere Verfahren zur Auswahl. Ein häufig verwendetes Verfahren ist die Angabe des Strahlungsaustauschkoeffzienten C in Gl. 0.3.
mit

Q_Feuerraum: – im Feuerraum übertragene Wärmestrom
C: – Strahlungsaustauschkoeffizient
A_Feuerraum: – Oberfläche des Feuerraumes
T_RG: – Rauchgastemperatur
T_Wand: – Wandtemperatur

Für die Berechnung der Wärmeübertragung in den übrigen Schaltelementen existiert für jeden Elementtyp ein darauf abgestimmtes Berechnungsverfahren. Die Verfahren zur Berechnung des konvektiven und radiativen Wärmeübergangs entsprechen den gängigen Verfahren, wie sie auch dem FDBR-Handbuch oder dem VDI-Wärmeatlas entnommen werden können. Dieses Programm sollte von Anfang an eine Reihe von Einsatzgebieten abdecken können. Daher wurden auch Kurven für das Gasstrahlungsverhalten bei hohen Konzentrationen an CO₂ und H₂O nach Abschnitt 7.1.3 des „FDBR-Handbuch Wärme- und Strömungstechnik" implementiert.
Die Studie zum 700°C-Kraftwerk beschäftigt sich zunächst mit der Grundauslegung des Dampferzeugers. Die Randbedingungen für die Auslegung sind aus dem gegebenen Wärmeschaltbild des Gesamtprozesses, siehe Anhang 1, bekannt.
Es wird davon ausgegangen, dass für das Gesamtkonzept der Anlage moderne und bewährte Komponenten zur Verwendung kommen. Dazu zählen das Feuerungssystem mit Mühlen und Brennern, Komponenten zur Rauchgasreinigung und die Turbine. Das Gesamtsystem dient der Stromerzeugung im Grundlastbetrieb in einem Leistungsbereich von 500 MW_el (siehe 10). Die Hauptkomponenten werden in den nächsten Unterpunkten charakterisiert.
Turbine und Speisewasservorwärmung
Die Dampfturbine besteht aus Hochdruck-(HD-), Mitteldruck-(MD-) und zwei baugleichen Niederdruck-(ND-)-Turbinen, die mit dem Generator auf einer Welle angeordnet sind. Die HD- und MD-Turbinen sind einflutig ausgelegt mit zwei bzw. vier ungeregelten Anzapfungen zur Speisewasservorwärmung. Die beiden zweiflutigen ND-Turbinen verfügen über insgesamt acht Anzapfungen. Zur Speisewasservorwärmung dienen fünf Niederdruck- und drei Hochdruckvorwärmer.
Dampferzeuger
Der von HPE konzipierte Dampferzeuger arbeitet nach dem Zwangdurchlaufprinzip mit einfacher Zwischenüberhitzung, nach seinem Erfinder auch als Benson-System bekannt. Die Verdampfung erfolgt mit einem variablen Verdampfungsendpunkt. Geregelt wird die HD-Austrittstemperatur durch den eingesetzten Brennstoffmassestrom. Das hat zur Folge, dass auch bei Teillast die HD-Austrittstemperatur konstant bleibt. Die MD-Austrittstemperatur wird über einen Einspritzkühler vor der letzten Zwischenüberhitzer-Heizfläche geregelt. Der Dampferzeuger ist als Turmkessel mit rechtwinkliger Brennkammer ausgeführt.
Das Rauchgas durchströmt die Heizflächen in der Reihenfolge (vgl. 11):

1. Feuerraum: Brennkammer, Strahlungsraum 1, Strahlungsraum 2,
2. Überhitzer 2 (Schott),
3. Überhitzer 4,
4. Zwischenüberhitzer 2,
5. Überhitzer 3,
6. Zwischenüberhitzer 1B und 1A,
7. Economizer-Heizfläche.

Das Wasser bzw. der Wasserdampf durchströmt die Heizflächen in der Reihenfolge:

1. Economizer-Heizfläche zur Speisewasservorwärmung,
2. Verdampfer: a. Brennkammerwand (Spiralberohrung, Membranwand), b. Spirale 2 (Spiralberohrung, Membranwand) entspricht Strahlungsraum 1, c. Verdampferwand (Membranwand, Senkrechtberohrung) ab Strahlraum 2 bis Höhe ZÜ2,
3. Überhitzer: a. Ü1 (Membranwand, Senkrechtberohrung) ab Strahlraum 2 bis Höhe ZÜ1A. Im Bereich Strahlraum 2 bis ZÜ2 kämmend mit Verdampferrohren ausgeführt. b. Tragrohre und Bündelheizflächen: Schott (Ü2), Ü3 und Ü4,
4. Zwischenüberhitzer als Bündelheizflächen: ZÜ1A, ZÜ1B und ZÜ2.

An dieser Stelle gilt es, die Heizflächen anhand ihrer Methode der Wärmeübertragung zu unterscheiden. In der Brennkammer und in den Strahlungsräumen 1 und 2 ist der Wärmeübergang durch Strahlung dominierend, daher werden sie als Strahlungsheizfläche bezeichnet. Brennkammer, Strahlungsräumen 1 und 2 werden zusammen als Feuerraum bezeichnet.
Der Wärmeübergang in den Überhitzerheizflächen Ü3 und Ü4 sowie den Zwischenüberhitzerheizflächen ZÜ1A/B und ZÜ2 und der Economizer-Heizfläche erfolgt hauptsächlich konvektiv, bezeichnet als Konvektivheizflächen. Der Konvektivteil des Dampferzeugers stellt die Gesamtheit aller Konvektivheizflächen dar.
Das Tragrohrschott hat die Besonderheit als Konvektivheizfläche auch einen großen Strahlungsanteil aufzuweisen. Dies ist durch die Position als erste Bündelheizfläche oberhalb des Feuerraumes zu erklären.
Die Endstufen des HD- und MD-Teils sowie der Economizer-Heizfläche werden im Sinne eines Gleichströmers durchströmt. Das dient bei den Endstufen dazu, die Korrosionsneigung durch niedrigere Materialtemperaturen zu senken und die Turbine vor Temperaturschwankungen zu schützen. Bei der Economizer-Heizfläche soll das Austragen von möglicherweise entstehenden Dampfblasen garantiert sein.
Zum Schutz der Materialien vor hohen Dampftemperaturen und zur Regelung der HD- und MD-Austrittstemperaturen kann vor Ü3, Ü4 und ZÜ2 ein Wassermassestrom eingespritzt werden.
Als Werkstoffe werden für die Membranwände ferritische Stähle 7CrMoVTiB10-10 und 13CrMo4-5 und die Nickelbasislegierung NiCr23Co12Mo (Alloy 617) eingesetzt.
Die Rohrbündel werden je nach Druck- und Temperaturbeanspruchung aus ferritischen (10CrMo9-10, 13CrMo4-5 und 16Mo3), martensitischen (X20CrMoV11-1) und austenitische Stählen (Sanicro 25, X10CrNiCuNb198-9-3 (Super304H) und X6CrNiNbN25-20 (HR3C)) sowie Nickelbasislegierungen (Alloy 617) gefertigt. Zur Werkstoffauswahl sei auf die Anhänge 5 und 6 verwiesen.
Feuerungstechnik
Brenner
Als Brenner werden Drallstufen-Brenner verwendet (vgl. 12). Die zugeführten Trag-, Sekundär- und Tertiärluft können über regelbare Drallklappen verwirbelt werden. Die Stärke des Dralls verändert die innere und äußere Rezirkulation der Rauchgase. Somit können Flammenform und Zündort beeinflusst werden.
Drallstufen-Brenner sind eine Weiterentwicklung der Drallbrenner. Da allgemein höhere Temperaturen als beim Strahlbrenner erreicht werden und damit der NO_x-Gehalt der Abgase steigt, wurde die Möglichkeit einer Luftstufung am Brenner durch Hinzufügen der Tertiärluft geschaffen. Dadurch wird im brennstoffreichen Flammenkern eine unterstöchiometrische Verbrennung erzwungen, die zur Senkung der NO_x-Bildung beiträgt.
Die Brenner werden in vier Brennerhalbebenen an Vorder- und Rückwand des Dampferzeugers in sogenannter versetzter Boxerfeuerung angebracht.
Mühlen
Jeder der vier Brennerhalbebenen ist eine MPS-Mühle zugeordnet, die die Steinkohle trocknet und mahlt.
Dabei wird die Rohkohle von oben auf die rotierende Mahlschüssel gegeben. Zwischen feststehenden Mahlkörpern und Mahlschüssel wird die Kohle gemahlen und von der seitlich eingeführten Heißluft getrocknet und nach oben ausgetragen. Im rotierenden Oberteil sind der Sichter und der Grießrücklauf untergebracht, die zu große Kohlenstaubkörner abscheiden und erneut der Mahlkammer zuführen.
Brennstoff
Als Brennstoff wurde eine synthetische Steinkohle mit einem Heizwert von 25 MJ/kg angenommen, deren Elementaranalyse vorlag.
Verbrennungsluftsystem
Das Verbrennungsluftsystem hat die Aufgabe die Feuerung mit der benötigten Verbrennungsluft zu versorgen (siehe 14).
Nach Ansaugung durch den Frischlüfter wird die Luft im Wärmeverschubsystem (WVS) vorgewärmt. Nach weiterer Aufheizung im Luftvorwärmer (LUVO) wird die Luft in Tragluft, sonstige Brennerluft, Oberluft und einen Mühlenkreislaufstrom aufgeteilt. Die Tragluft wird vor der Mühle einem weiteren Gebläse (Primärlüfter) zugeführt, durch dessen Druckerhöhung die Austragung der Kohle zu den Brennern gewährleistet ist. Der Mühlenkreislaufstrom wird zur Wärmeverschiebung vom Abgas in die Speisewasservorwärmstrecke (WÜ1 und WÜ2) genutzt. Das wirkt sich positiv auf den Gesamtwirkungsgrad aus, weil ein größerer Wärmestrom des Abgases genutzt und damit die Abgasverluste gesenkt werden. Außerdem kann Anzapfdampf für die Speisewasservorwärmung eingespart werden.
Rauchgasbehandlung
In Deutschland sind eine Reihe von Emmissionsgrenzwerten für NO_x, Staub und Schwefeloxide einzuhalten. Um dies zu erreichen, durchläuft das Rauchgas Entstickungs-, Entstaubungs- und Entschwefelungsanlagen. Es kommen dabei im Kraftwerksbau bewährte Verfahren zum Einsatz, die im Folgenden kurz beschrieben werden.
Entstickung
Neben den primären Maßnahmen zur Reduzierung der NO_x-Emissionen im Feuerraum, die eine Entstehung von NO_x möglichst verhindern sollen, wurde hier als Sekundärmaßnahme eine DeNO_x-Anlage nach dem SCR-Verfahren vorgesehen. Dazu wird im Leerzug des Dampferzeugers zwischen Economizer-Heizfläche und LUVO bei Temperaturen um 380°C Ammoniak als Reduktionsmittel eingesprüht. Auf den Katalysatoroberflächen, z. B. aus Aktivkoks oder TiO₂, wird das NO_x zu N₂ reduziert.
Entstaubung
Nach Abkühlung im LUVO wird das Rauchgas in den elektrostatischen Filter (E-Filter) geleitet. Dort wird zwischen Sprühelektrode und Niederschlagelektrode ein Hochspannungsfeld aufgebaut. Durchströmen Staubpartikel dieses Feld, werden sie negativ aufgeladen und bewegen sich quer zur Gasströmung an die positiv geladene Niederschlagselektrode. An diesen flächenförmigen Elektroden bleiben sie haften.
Vor Entschwefelung in der Rauchgasentschwefelungsanlage (REA) wird das Rauchgas im Wärmeverschubsystem, hier als Regenerativheizfläche nach Ljungström ausgeführt, weiter abgekühlt. Auch das Wärmeverschubsystem erhöht den Wirkungsgrad des Gesamtprozesses durch bessere Nutzung des Rauchgaswärmestroms vor Abgabe an die Umgebung.
Entschwefelung
Die Rauchgasentschwefelungsanlage arbeitet voraussichtlich nach dem nassen Kalkverfahren. Dabei wird Kalkstein (CaCO₃) in einer Suspension als Absorptionsflüssigkeit verwendet. Das SO₂ wird chemisch absorbiert und das entstandene Calciumsulfit zu Calciumsulfat oxidiert. Die Suspension wird anschließend entwässert und der gewonnene Gips (CaSO₄) kann daraufhin z. B. in der Bauindustrie weiterverarbeitet werden.
Schwefelsäureproblematik
Wird das im Rauchgas vorhandene SO₂ zu SO₃ oxidiert, kann sich im Zusammenhang mit Wasserdampf bei Unterschreitung einer bestimmten Temperatur Schwefelsäure bilden. Es ist daher wichtig, diese Taupunkttemperatur der Schwefelsäure in Abhängigkeit der Rauchgaszusammensetzung zu berechnen. Verschiedene Verfahren bestimmen über die Konversionrate (SO₂ zu SO₃) den SO₃-Gehalt im Rauchgas und errechnen daraus den Säuretaupunkt. Der SO₃-Gehalt wird in erster Linie durch den Schwefelgehalt des Brennstoffes und die Art der Verbrennungsund Rauchgasführung beeinflusst {Mayr01}.
Beim Vergleich zwischen dem Ansatz von Haase und Borgmann {IntHPE}, Knoche et al. {IntHPE} und VDI 4670 {VDI4670} für verschiedene Konversionsraten, zeigte sich, dass bei Bestimmung der Taupunkttemperatur der Schwefelsäure nach {VDI4670} die höchsten Werte errechnet werden. Dieses Verfahren wurde für alle nachfolgenden Berechnungen zur sicheren Auslegung ausgewählt.
pH2O = xH2O·p Gl. 0.5 pH2SO4 = xH2SO4·pmit
K_A = 2,988·10^–3 K^–1
K_B = 5,97·10^–5 K^–1
K_C = 1,161·10^–4 K^–1
K_D = 6,2·10^–6 K^–1

p_H2O,H2SO4: – Partialdruck des Wasser, der Schwefelsäure in Pa
p: – Rauchgasdruck in Pa
x_H2O,H2SO4: – Masseanteile des Wassers/des Schwefelsäure

Aus der Grundauslegung des Dampferzeugers ist eine Rauchgastemperatur nach Abkühlung durch den LUVO von 135°C bekannt. Bei Rückrechnung nach Gl. 0.4 und Gl. 0.5 kann bei einem SO₂-Gehalt von 1505 mg/m³, einem Wassergehalt von 6,7 Vol.-% und einem Rauchgasdruck von 1 bar eine Konversionsrate von 3 bestimmt werden.
Im Luftbetrieb wird meist im Wärmeverschubsystem vor REA-Eintritt die Taupunkttemperatur der Schwefelsäure unterschritten. Es muss daher über korrosionsfreie Übertrageroberflächen verfügen. Das wird entweder durch die Verwendung von speziellen Stählen oder die Armierung der Rohre mit Kunststoff erreicht.
Das Ziel ist es, ein theoretisch bereits gebautes, für Luftbetrieb ausgelegtes 700°C-Kraftwerk auf den Oxyfuel-Prozess umzurüsten. Neben vielen technischen Gesichtspunkten darf natürlich der wirtschaftliche Hintergrund nicht verloren gehen. Aus Kostengründen werden keinerlei Umbauten am Turbosatz sowie tiefgreifende Umrüstungen der Speisewasservorwärmung in Betracht gezogen. Das bedeutet auch, dass der Dampferzeuger im Luft- und im Oxyfuel-Betrieb in der Lage sein muss, die Turbine mit den geforderten Dampfparametern, siehe Abschnitt 5 und Anhang 1, zu beliefern. Dies soll, soweit möglich, ohne Änderungen an Dampferzeuger-Heizflächen, Mühlen und Brennern gelingen.
Das entscheidende Kriterium für die Wirtschaftlichkeit des Oxyfuel-Prozesses ist das Erreichen eines hohen CO₂-Gehaltes im Abgas. Nur deutliche Energieeinsparungen bei der CO₂-Konzentrierung und -Verdichtung rechtfertigen die energieaufwändige Sauerstofferzeugung als Zusatzprozess gegenüber der einfachen Rauchgaswäsche mit einem Waschmittel (z. B. Monoethylamin). Eindringende Luftleckagen neben zugeführter Spül- und Sperrluft wirken diesem Bestreben entgegen und müssen daher auf ein Minimum reduziert werden.
In diesem Kapitel soll zunächst eine Diskussion der möglichen Rezirkulationsorte stattfinden. Nach Auswahl von zwei Rezirkulationsorten zur näheren Betrachtung wird auf gemeinsame Maßnahmen für beide Varianten eingegangen werden.
Diskussion und Auswahl möglicher Rezirkulationsorte
Bei einem Kraftwerksumbau stehenfolgende Rezirkulationsorte des Rauchgases zur Auswahl (vgl. 15):

1. vor Entstickung,
2. nach Entstickung,
3. nach Regenerativ-Luftvorwärmer,
4. nach Entstaubung,
5. nach Entschwefelung,
6. nach Trocknung und
7. Mischvarianten

Daraus ergeben sich Konsequenzen für die Rauchgaszusammensetzung, primär durch Anreicherung mit Staub, SO₂ und Wasser, und damit Auswirkungen auf

• die Gestaltung der Rauchgaskanäle, Rauchgasvorwärmer, Mühlen und Brenner sowie
• Rauchgasreinigungsanlagen, also E-Filter, REA und Trockner und
• Rauchgaskühler, wie beispielsweise Regenerativ-Luftvorwärmer und Wärmeverschubsystem.

Nachfolgend sollen die Rezirkulationsvarianten mit ihren voraussichtlich erforderlichen Umbauten genauer diskutiert werden. Wichtig ist hierbei der Aspekt, dass bestimmte Anlagenteile für den Luftbetrieb vorhanden sind und auch weiterhin einsatzfähig bleiben müssen, denn bei Betriebsstörungen und während Anfahrprozessen befindet sich das Kraftwerk zeitweise im Luftbetrieb. Auch während dieser Zeit müssen die gesetzlichen Emissionsgrenzwerte eingehalten werden.
zu 1. Rezirkulation vor Entstickung des Rauchgases
Die Rezirkulation des Rauchgases vor der Entstickungsanlage, die bei modernen Steinkohlekraftwerken im Leerzug angeordnet ist, hat eine Anreicherung des Rauchgases mit Staub, Schwefeloxiden und Wasser zur Folge. Alle mit Rauchgas in Berührung kommenden Leitungen und Komponenten müssen entsprechend staubverträglich ausgelegt sein. Das gilt vor allem für das zusätzlich zu installierende Rezirkulationsgebläse. Durch die höhere Konzentration von Wasser und Schwefeloxiden ist mit einer Erhöhung des Schwefelsäuretaupunktes zu rechnen.
Weder vorhandene Regenerativ-Luftvorwärmer noch das Wärmeverschubsystem vor Rauchgasentschwefelungsanlage sind im Oxyfuel-Betrieb notwendig, da bei Abzweig eines großen Teiles des Rauchgases vor LUVO der abzukühlende und der aufzuheizende Stoffstrom fehlen.
Der bestehende E-Filter und die Rauchgasentschwefelungsanlage sind für den Oxyfuel-Betrieb überdimensioniert. Eventuell ließen sich durch Stilllegung einzelner E-Filter-Gassen bzw. Wäscherebenen die Strömungsverhältnisse für eine optimale Staubabscheidung bzw. Entschwefelungsrate anpassen. Der nur für den Oxyfuel-Betrieb vorgesehene Trockner kann für kleine Volumenströme ausgelegt werden.
Die Aufwärmung des Sauerstoffstroms könnte in einem zusätzlichen Wärmeübertrager vor dem E-Filter geschehen. Dort hat das Rauchgas eine Temperatur von etwa 380°C. Der leckagebehaftete LUVO ist für diese Aufgabe ungeeignet – auch weil er für größere Volumenströme ausgelegt ist.
zu 2. Rezirkulation nach Entstickung
Im Vergleich zur oben beschriebenen Variante ändert sich nur die Tatsache, dass die Konversionsrate von SO₂ zu SO₃ durch Berührung der katalytischen Oberflächen der DeNO_x-Anlage erhöht wird und daher eine höhere Taupunkttemperatur der Schwefelsäure zu erwarten ist.
zu 3. Rezirkulation nach Regenerativ-Luftvorwärmer
Bei diesem Rezirkulationsort wird nun der LUVO genutzt, um das Rauchgas abzukühlen. Die Rauchgastemperatur hinter LUVO sollte oberhalb des Schwefelsäuretaupunktes liegen. Die Temperatur des Rauchgases nach LUVO wird durch die Eintrittstemperatur des aufzuheizenden Mediums geregelt. Hier gibt es jedoch das Problem, dass durch die Aufheizung der rezirkulierten Rauchgase im Rezirkulationsgebläse der aufzuheizende Massestrom am LUVO-Wiedereintritt heißer ist als der abzukühlende am Austritt. Gelöst werden kann das Problem mit dem Einbau einer Wärmesenke in Form eines Wärmeübertragers.
Die Diskrepanz zwischen Rauchgasmassestrom auf der abkühlenden und der aufheizenden Seite des LUVO wird durch einen LUVO-Bypass mit Sauerstoffvorwärmung gelöst. Wie dies konkret aussehen könnte, wird in Abschnitt 0 erläutert.
zu 4. Rezirkulation nach Entstaubung
Das Rauchgas reichert sich hier mit Schwefeloxiden und Wasser an. Die Staubbelastung für Rauchgaskanäle und -gebläse sinkt deutlich. Der E-Filter ist jetzt für Luft- und Oxyfuel-Betrieb einsetzbar. Problematisch könnte dabei lediglich die höhere Dichte des Oxyfuel-Rauchgases werden, wodurch die Strömungsgeschwindigkeit absinkt und die Staubabscheidung evtl. nicht gewährleistet ist.
zu 5. Rezirkulation nach Entschwefelung
Das Rauchgas reichert sich bei dieser Rezirkulationsvariante nur noch mit Wasser an, der Schwefel wird in der Rauchgasentschwefelungsanlage zu großen Teilen entfernt. Dadurch sinkt auch die Gefahr der Korrosion durch Schwefelsäure.
Der Quencheffekt in der REA kühlt das Rauchgas durch Teilverdampfung der Absorbersuspension. Dabei stellen sich Wassergehalt und Austrittstemperatur des Rauchgases in Abhängigkeit der Sättigungstemperatur ein. Aussagen zum Schwefelsäuretaupunkt sind schwierig, da zwar der Wassergehalt gegenüber der Rezirkulation nach Entstaubung erhöht sein wird, aber mit einer niedrigen Konversionsrate von SO₂ zu SO₃ (etwa 1%) gerechnet wird.
zu 6. Rezirkulation nach Trocknung
Hier wird das Rauchgas voll entstaubt, entschwefelt und getrocknet rückgesaugt. Bei dieser Qualität kann der Frischlüfter eventuell als Rezirkulationsgebläse verwendet werden. Alle im Luftbetrieb verwendeten Wärmeübertrager und Rauchgasbehandlungskomponenten können unverändert betrieben werden.
Allerdings wird der gesamte Rauchgasmassestrom über den Trockner geleitet, so dass dieser entsprechend groß ausgelegt werden muss, um große Wärmeströme abzuführen.
zu 7. Mischvarianten
Durch die Rezirkulation bestimmter Rauchgasteilströme an verschiedenen Stellen lassen sich Vor- und Nachteile der bereits geschilderten Rezirkulationsorte kombinieren.
Ein Teilstrom könnte durch alle Rauchgasbehandlungskomponenten geleitet und entsprechend gereinigt werden, wodurch sich die Konzentrationen der Schadstoffe Staub, Wasser und Schwefeloxide verringerte. Der zweite Teilstrom könnte sehr nah am Dampferzeuger auf einem hohen energetischen Niveau rezirkuliert werden. Dadurch erübrigen sich das Abkühlen und spätere Wiederaufwärmen dieses Rauchgasteilstromes.
Bei einer späteren Rezirkulation, d. h. wenn vom Gesamtrauchgasmassestrom zunehmend mehr Komponenten entlang des Rauchgasweges nach Austritt aus der Economizer-Heizfläche durchströmt werden, ergibt sich eine zunehmend

• geringere Anreicherung des Rauchgases mit Wasser, Staub und Schwefeloxiden,
• bessere Verwendbarkeit der originären Komponenten im Luft- und Oxyfuel-Betrieb und
• geringere Notwendigkeit diverse zusätzliche Komponenten einzufügen.

Bei den Rezirkulationsvarianten 1., 2. und 3. stellt die Staubbeladung des Rauchgases eine derzeit technisch nicht zu bewältigende Herausforderung für die Haltbarkeit der Gebläse dar. Sie werden daher als nicht realisierbar von der weiteren Betrachtung ausgeschlossen.
Für die weitere Analyse werden in dieser Arbeit zwei Kriterien betont. Zum einen ist dies die Weiterverwendbarkeit eines Großteils der aus dem Luftbetrieb bestehenden Komponenten, um die Umbaukosten niedrig zu halten, zum anderen die Übertragbarkeit der Erkenntnisse gerechneter Rezirkulationsvarianten auf die nicht näher betrachteten.
In dieser Arbeit wird daher erstens die Rezirkulation des Rauchgases hinter E-Filter, nachfolgend auch als Rezirkulationsvariante (4) bezeichnet, untersucht. Diese Variante umfasst die Problematik der Anreicherung von Wasser und Schwefeloxiden im Rauchgas mit der sich auch alle Schaltungsvarianten mit einer Rücksaugung des Rauchgases vor E-Filter beschäftigen müssten.
Als Zweites werden in dieser Arbeit Berechnungen zur Rezirkulation des Rauchgases nach Rauchgastrockner, nachfolgend auch als Rezirkulationsvariante (6) bezeichnet, durchgeführt. Damit soll gezeigt werden, inwieweit eine Nutzung der Anlagen zur Rauchgasführung im Luft- und im Oxyfuelbetrieb möglich ist. Die Ergebnisse sind voraussichtlich leicht auf die Variante mit Rezirkulation hinter Rauchgasentschwefelungsanlage übertragbar.
Verbrennungsgassystem
Mit der Umrüstung auf den Oxyfuel-Prozess gehen zahlreiche Änderungen am Verbrennungsgassystem einher. Zum einen sind das die Rauchgaskanäle, die das Rauchgas vom Rezirkulationsort zurück ans Kesselhaus führen. Im Kesselhaus sollen, soweit möglich, die Frischluftkanäle genutzt werden. Zum anderen sind das die zusätzlichen Sauerstoffleitungen, die von der Luftzerlegungsanlage zu den Vermischungselementen von Rauchgas und Sauerstoff führen.
Der Rezirkulationsmassestrom, zusammen mit dem eingemischten Sauerstoffmassestrom, beeinflusst bei unverändertem Rauchgas-Temperaturprofil primär die Strömungsgeschwindigkeiten in den Heizflächen. Durch die höhere Dichte von CO₂ (Oxyfuel-Betrieb) gegenüber dem N₂ (Luftbetrieb) ist bei gleichem Massestrom mit einer langsameren Strömung zu rechnen. Die Strömungsgeschwindigkeit des Rauchgases spielt neben Stoffwerten wie Viskosität, Wärmeleitfähigkeit und Wärmekapazität eine wichtige Rolle beim Wärmeübergang vom Rauchgas auf die Heizfläche.
Trotz der veränderten Wärmeübergangsbedingungen müssen die geforderten Dampfparameter erreicht werden. Bei Dampferzeugern nach dem Benson-Prinzip wird von der Regelung soviel Brennstoff eingebracht, bis die HD-Austrittstemperatur erreicht wird. Einfluss auf die MD-Austrittstemperatur kann über die Höhe des Rezirkulationsmassestroms, der für günstige Strömungsgeschwindigkeiten zur Wärmeübertragung sorgt, genommen werden.
Unter dem Sauerstoffüberschuss λ_O2 wird das Verhältnis des zugeführten Sauerstoffstroms m_O2 zum stöchiometrisch benötigten Sauerstoffstrom m_O2,min verstanden. Bei der Verbrennung von Luft wird daraus der benötigte Verbrennungsluftmassestrom m_Luft nach Gl. 0.6 errechnet. Das macht Sinn, weil in Luft, von schwankender Luftfeuchtigkeit abgesehen, stets 21 Vol.-% Sauerstoff enthalten sind. Der Luftüberschuss entspricht dann dem Sauerstoffüberschuss.
Beim Oxyfuel-Prozess ist die Verwendung eines Luftüberschusses oder die Herstellung eines Bezuges zum Brennergas nicht sinnvoll. Es ist möglich, beinahe beliebige Sauerstoffgehalte in Brennergas und Rauchgas zu erreichen. Daher wird in dieser Arbeit auf den ursprünglichen Begriff Sauerstoffüberschuss, der sich auf den Brennstoffmassestrom bezieht, zurückgegangen. Gl. 0.7 zeigt diesen für die Oxyfuel-Verbrennung. Im Zähler stehen dabei alle der Verbrennung zugeführten Sauerstoffmasseströme. Im Nenner steht der stöchiometrische Sauerstoffbedarf, der sich aus Reaktion der Kohlebestandteile C, H, O und S zu CO₂, H₂O und SO₂ errechnet.
mit

ṁ_LZA: – Massestrom aus Luftzerlegungsanlage
x_O2,LZA: – Sauerstoffgehalt nach Luftzerlegungsanlage
ṁ_FL: – Falschluftmassestrom
x_O2,FL: – Sauerstoffgehalt der Falschluft
ṁ_Rezi: – Rezirkulationsmassestrom
x_O2,Rezi: – Sauerstoffgehalt des rezikulierten Rauchgases
ṁ_O2,min: – stöchiometrischer Sauerstoffstrom

Der Sauerstoffüberschuss wurde vom Luftprozess mit 1,17 übernommen. Das geschah unter folgenden Gesichtspunkten:

• Geringer Sauerstoffüberschuss bedeutet geringe Verdünnung des CO₂ durch Sauerstoff bei der Verdichtung.
• Die Annahme, dass sich die Verbrennung über Verteilung des Rauchgas- und des Sauerstoffstromes ausreichend steuern lässt.

Problematisch war die Eingabe des Sauerstoffüberschusses in das „Programm zur wärmetechnischen Auslegung". Das Programm ermöglicht zwar die Eingabe eines Luftüberschusses und es wäre auch eine Umrechnung in einen „Verbrennungsgasüberschuss" in Abhängigkeit der Gaszusammensetzung möglich. Jedoch wird der im rezirkulierten Rauchgas enthaltene Sauerstoff in der Bilanzierung bislang nicht berücksichtigt.
Gelöst wurde dies durch die Vorgabe der Sauerstoffkonzentration im Rauchgas nach Mischung aller Verbrennungsgasteilströme und Reaktion mit dem Brennstoff im Dampferzeuger. Eine geeignete Stelle ist zum Beispiel der Bereich hinter der Economizer-Heizfläche. Da sich Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmassestrom bezüglich der Wärmeübertragung gegenseitig bedingen, ist Gl. 0.7 nur iterativ lösbar.
Der Sauerstoff wird in einer kryogenen Luftzerlegungsanlage nach dem sogenannten Linde-Verfahren erzeugt. Dieses hat sich in der chemischen Industrie bewährt.
Der Energieverbrauch bei der Erzeugung des Sauerstoffs steigt mit der erzielten Reinheit. Andererseits trägt ein hochreiner Sauerstoff zum Erreichen eines hohen CO₂-Gehaltes bei. Das wiederum spart Verdichterarbeit beim Verdichten des CO₂. Die TU Dresden hat sich in einer Untersuchung {ADE06} mit dem Optimum zwischen Energieaufwand bei der Luftzerlegung und Energieaufwand bei der CO₂-Verdichtung beschäftigt. Danach wurde der höchste Nettowirkungsgrad bei einer Sauerstoffreinheit von 98 Vol.-% erreicht. In dieser Arbeit soll dieser Wert als Anhaltspunkt genutzt werden, da zu Luftzerlegungsanlage und CO₂-Verdichtung bislang kaum Festlegungen getroffen wurden.
Argon verunreinigt zu 2 Vol.-% den Sauerstoff. Das ergibt sich aus dem physikalisch vorgegebenen Gleichgewicht zwischen Argon und Sauerstoff. Die Austrittstemperatur des Sauerstoffs wird auf 20°C festgelegt.
Es sind Sauerstoffeinmischungen in Primärgas, Sekundärgas und Obergas nach deren Aufwärmung im LUVO vorgesehen. Damit kann der Sauerstoffgehalt in allen Teilströmen an die Erfordernisse angepasst werden. Eine Einmischung vor LUVO ist schon aufgrund des Druckgefälles von Rezirkulations- zu Rauchgasseite des LUVO und der daraus folgenden LUVO-Leckage und Sauerstoffverluste nicht zu empfehlen.
In den Rauchgasleitungen sind nach der Eindüsung des Sauerstoffs entsprechende Dralleinrichtungen oder Kanalverengungen vorzusehen, die für eine gute Einmischung des Sauerstoffs sorgen. Das erhöht zwar die Druckverluste in den Kanälen, ist aber für eine gleichmäßige Reaktion mit dem Brennstoff in der Brennkammer unerlässlich.
Der Sauerstoffgehalt im Traggas beträgt nach Abschnitt 0 20 Masse Die Hinzugabe des Sauerstoffs vor der Mühle zielt darauf ab, die verwirbelnde Wirkung bei Umlenkungen in der Mühle zu nutzen. Die Vermischung von Rauchgas und Sauerstoff sollte vor dem Zusammentreffen mit dem Brennstoff zumindest so gut sein, dass lokale Überverhältnisse von Kohle zu Sauerstoff nicht auftreten.
Vom Konzept der klassischen Luftstufung zur Reduzierung der NO_x-Emissionen kann beim Oxyfuel-Prozess abgewichen werden, da der Stickstoffanteil im Verbrennungsgas gegenüber dem Luftprozess stark reduziert ist. Ziel war daher, den restlichen Sauerstoffmassestrom so zwischen Obergas und Sekundärgas zu verteilen, dass die adiabate Flammentemperatur am Brenner erreicht und der Abbrand gesteuert werden kann. Die gewählten Masseströme sind dem Anhang 3 und 4 zu entnehmen. Zur Einhaltung der Impulserhaltung am Brenner nach Abschnitt 0 wird jedoch soviel Rauchgas zum Brenner rezirkuliert, dass die adiabate Verbrennungstemperatur des Luftprozesses nicht erreicht wird, obwohl der Sauerstoff ausschließlich in die Brennergase eingemischt. Die adiabate Verbrennungstemperatur wäre nur über eine Erhöhung des Sauerstoffüberschusses zu erreichen.
Es entsteht bei der Rechnung mit dem wärmetechnischen Programm eine Ungenauigkeit. Dies folgt daraus, dass die Verbrennungsrechnung stöchiometrisch mit unendlicher Vermischungszeit zwischen Verbrennungsgas und Brennstoff erfolgt. Rechnerisch ergibt sich dadurch ein kompletter Umsatz des Brennstoffs in der Verbrennungszone um den Brenner. Das entspricht nicht der technischen Realität am Brenner, bei der sich die Reaktionspartner nicht sofort finden. Es ist zu erwarten, dass eine Teilnachverbrennung, wenn auch geringer als im Luftprozess, durch Eindüsung der Obergase stattfindet.
Zur Überwindung der Strömungswiderstände in den diversen Komponenten entlang des Rauchgas- und des Rezirkulationsweges sind Gebläse zur Druckerhöhung notwendig. Aufgrund der Reibungsvorgänge in diesen Gebläsen kommt es zur Temperaturerhöhung der geförderten Medien. Dabei kann eine Temperaturerhöhung von 1 K/10 mbar Druckerhöhung als Anhaltspunkt genommen werden {IntHPE}.
Die geschätzten Druckerhöhungen der Gebläse und festgelegte Erwärmungen des Fluids sind in 16 aufgeführt. Genaue Werte für die Temperaturerhöhung kann erst der Gebläsehersteller bei der Detailplanung liefern.
Dampferzeuger
Die Höhe der Einbrüche von ungeregelter Luft in den Dampferzeuger und in das Frischluftsystem hängt von der Bauweise und dem Alter der Komponenten ab. Beide Randbedingungen lassen sich theoretisch nur schwer abschätzen. Bei neuen Steinkohlenkraftwerken wird von einem Falschlufteinbruch von unter 5% bezogen auf den geregelt zugeführten Luftstrom ausgegangen.
Unumstritten ist, dass Leckagen trotz umfangreicher Abdichtungsmaßnahmen nicht vollständig beseitigt werden können. Bei der Umrüstung dieses Kraftwerks kommt erstens erschwerend hinzu, dass die Komponenten bereits ein gewisses Alter erreicht haben und sich die Leckagen seit der Inbetriebnahme noch vergrößert haben dürften. Zweitens ist es durch die Rezirkulation des Rauchgases zusätzlich notwendig, die Leckagen in den Rauchgas führenden Kanälen und Komponenten nach dem Dampferzeuger zu betrachten.
Erfahrungsgemäß sollte besondere Sorgfalt auf die Dichtheit diverser Klappen verwendet werden. Besonders kritisch dürfte dies bei der Klappe zur Umstellung von Luft- und Oxyfuel-Betrieb sein.
Die Luftleckage wird auf 10 kg/s, etwa 2% des Gasmassestroms im Konvektivteil des Dampferzeugers, festgelegt und umfasst auch alle nicht durch Gase ersetzten Spül- und Sperrlüfte, siehe Abschnitte 0 und 0.
Die Falschluft wirkt sich hauptsächlich auf die Rauchgaszusammensetzung aus. Auswirkungen auf die Wärmetechnik sind eher unbedeutend. Aus diesem Grund wird die Falschluft an einer Stelle der Schaltung in voller Höhe eingebracht.
In Hinsicht auf Erreichen eines hohen CO₂-Gehaltes zur Verdichtung ist es sinnvoll, die Luft, die zum Spülen der Reinigungs- und Messeinrichtungen benötigt wird, durch Gase zu ersetzen, die sich weniger ungünstig auf die Rauchgas-Zusammensetzung auswirken als Luft.
Diese Bedingung erfüllen zurückgeführtes Rauchgas, Kohlendioxid und Sauerstoff. Leckageströme dieser Gase ins Kesselhaus sind jedoch gefährlich und müssen entsprechend überwacht und eventuell abgesaugt werden. Die Verteilung der Messstellen und Bläser an allen Wänden des Dampferzeugers und auf verschiedenen Höhen erhöht dabei den Aufwand beträchtlich.
Anhand der Reinigungseinrichtungen sollen die notwendigen Masseströme verdeutlicht werden. Für den Dampferzeuger sind

• 8 Wasserlanzenbläser und
• 56 Rußbläser

³

Bei vergleichsweise so geringen Spülluftmasseströmen erscheint es sinnvoll, die Spülung der Mess- und Reinigungseinrichtungen weiterhin mit Luft zu betreiben. Es wird daher in dieser Arbeit kein Ersatz der Spülluft vorgesehen.
Die Obergasdüsen sollen auch bei geringen Masseströmen eine optimale Eindringtiefe des Obergases in die Brennkammerströmung garantieren. Dazu werden die Obergasdüsen mit variablen und regelbaren Querschnitten versehen, die für eine gleich bleibende Strömungsgeschwindigkeit des Obergases sorgen.
Die Obergasdüsen werden im Normalfall bei der feuerungstechnischen Auslegung betrachtet. Diese Möglichkeit besteht in dieser Arbeit jedoch nicht. Um dennoch den Einfluss der zwischen Brenner und Obergasdüsen verteilten Rauchgasmasseströme zu bestimmen (adiabate Verbrennungstemperatur + Mischtemperatur), wurden erstmals Obergasdüsen in die wärmetechnische Berechnung integriert. Es standen mehrere Möglichkeiten zur Auswahl, den etwa 2 m breiten Gürtel der Obergasdüsen in den oberen Teil der Brennkammer zu integrieren.
Möglichkeit 1:
Die ursprüngliche Brennkammer wird um 2 m gekürzt und das Gebiet der Obergasdüsen als zweite Brennkammer mit eigenem Strahlungsaustauschkoeffizienten C dargestellt. Das hat dazu geführt, dass im Programm ein zweiter Brennkammerboden unterhalb der Obergasdüsen entsteht. Die Wärmeübertragungsfläche wird dadurch zu groß.
Möglichkeit 2:
Die ursprüngliche Brennkammer wird um 2 m gekürzt und das Gebiet der Obergas-Eindüsung wird als Membranwand dargestellt. Die dabei notwendige Berücksichtigung der Behinderung des Wärmedurchganges durch Verschmutzung und andere Nichtidealitäten kann nur abgeschätzt werden.
Möglichkeit 3:
Die beste und letztlich umgesetzte Variante ist, die ursprüngliche Brennkammer nur um 2 cm zu kürzen und den Bereich der Obergasdüsen als Membranwand darzustellen. Damit bleibt die Modellierung der Brennkammer nahezu unverändert. Die Auswirkungen fehlerhafter Abschätzung der Behinderung des Wärmedurchganges für den kleinen Bereich der Obergasdüsen sind sehr gering, weil hier nur ein Bruchteil des Brennkammerwärmestroms übertragen wird.
Die Höhe dieses Bereich spielt eine untergeordnete Rolle, da von sofortiger und vollständiger Vermischung der Rauchgase ausgegangen wird.
Brenner
Die Brenner sollen baulich nicht verändert werden. Dennoch soll ein dem Luftbetrieb ähnliches Flammenbild am Brenner geschaffen werden. Ein entscheidender Einflussfaktor ist hierbei der Impulsstrom.
17 zeigt eine Flammenausbildung bei optimalem Rezirkulationsmassestrom zum Erreichen der Verbrennungstemperatur des Luftprozesses.
18 hingegen zeigt eine weit ausgetragene Flamme. Sie entstand durch Erhöhung des Rezirkulationsmassestroms und konstanten Sauerstoff- und Brennstoffmasseströmen. Dadurch ergibt sich ein größerer Impulsstrom am Brenner.
Ein verkleinerter Impulsstrom hat in einer vertikalen Brennkammer ein Anliegen der Flamme an die Wand zur Folge. Ein Umstand, der hinsichtlich Verschlackung zu vermeiden ist. Aufgrund der unterschiedlichen Zusammensetzung des Primär- und Sekundärgases unterscheiden sie sich auch in ihren Eigenschaften und die Berechnung muss für beide Ströme erfolgen (vgl. 27 und 32). Für den Impulsstrom gilt Gl.: İPG,SG = ṁPG,SG·wPG,SG Gl. 0.8mit

İ_PG,SG: Impulsstrom des Primär- bzw. Sekundärgases
ṁ_PG,SG: Massestrom des Primär- bzw. Sekundärgases
w_PG,SG: Strömungsgeschwindigkeit des Primär- bzw. Sekundärgases.

Bei konstantem Querschnitt und Gültigkeit der Kontinuitätsgleichung ist
mit

m_PG,SG: Massestrom des Primär- bzw. Sekundärgases im Oxyfuel-Betrieb
m_PL,SL: Massestrom des Primär- bzw. Sekundärgases im Luftbetrieb
ρ_PL,SL: Dichte der Primär- und Sekundärluft
ρ_PG,SG: Dichte des rezirkulierten Rauchgases in Abhängigkeit der Zusammensetzung des Primär- bzw. Sekundärgases

Für die Ergebnisse sei auf die Anhänge 3 und 4 verwiesen.
Mühlen
In der Mühle wird die Kohle getrocknet und zerkleinert sowie eine Vermischung von Traggas und Brennstoff erreicht.
Die erreichbare Restfeuchte hängt vom Feuchtegehalt der Rohkohle, von der Temperatur des trocknenden Gases und dessen Gaszusammensetzung ab. Bei der Trocknung mit Heißluft wird erfahrungsgemäß bei einer Kohlefeuchte von 7,5% und einer Sichtertemperatur von 90°C eine Restfeuchte von 1% erreicht {IntHPE}.
Erfolgt die Trocknung mit Rauchgas wird die von der Mühlenkonstruktion vorgegebene Sichtertemperatur von 90°C beibehalten, jedoch gibt es keine Erfahrungswerte, welche Restfeuchte erreichbar ist. Das hängt stark vom Sättigungsverhalten des Rauchgases ab, da in der Mühle zur Trocknung nur eine kurze Zeit zur Verfügung steht. In dieser Arbeit wurde der Wert auf 2% Restfeuchte festgesetzt. Eine höhere Restfeuchte hat generell einen verzögerten Abbrand der Kohle zur Folge.
Der erforderliche Trocknungswärmestrom Q_T, siehe Gl. 0.10 {Strauß06}, wird zur Erwärmung der Kohle, Erwärmung des Wassers auf Siedetemperatur, Verdampfung des Wassers und weiteren Erwärmung des Dampfes benötigt sowie der Erwärmung der Restfeuchte.
mit

Q_Trocknung: – Trocknungswärmestrom
x_K.fe: – Wassergehalt der Rohkohle
x_K.tr: – Restfeuchte der getrockneten Kohle
ϑ_V: – Verdampfungstemperatur des kohlegebundenen Wassers
ϑ₁, ϑ₂: – Temperatur der Kohle vor und nach der Trocknung
m_K.fe: – Rohkohlemassestrom
c_pK: – spezifische Wärmekapazität der trockenen Kohle
c_pW, C_pD: – spez. Wärmekapazität des Wassers bzw. des Dampfes
Δh_V: – spez. Verdampfungsenthalpie des Wassers bei Trocknungsdruck

Die Sichtertemperatur ϑ₂ (Brennstoff- und Brüdentemperatur) ergibt sich dann zu
mit

ϑ_G: – Eintrittstemperatur des (Trocknungs-)Gases
m_G: – Massestrom des (Trocknungs-)Gases
c_pG: – mittlere Wärmekapazität des (Trocknungs-)Gases.

Die Mahltrocknung kann im „Programm zur wärmetechnischen Berechnung" dargestellt und die erforderliche Gastemperatur vor der Mahltrocknung errechnet werden. Diese Temperatur lag bei beiden Rezirkulationsvarianten (4) + (6) bei etwa 183°C. Die Nachrechnung anhand Gleichungen Gl. 0.10 und Gl. 0.11 ergab bis zu 6 K niedrigere Rauchgastemperaturen am Eintritt. Diese Abweichung ist vermutlich in der Mittlung der Wärmekapazitäten des Rauchgases begründet.
Neben dem Trocknungsvorgang gibt es noch den Mahlvorgang. Es ist zu erwarten, dass die geforderte Ausmahlung durch Variation der Mühlenparameter, wie z. B. Drehzahl der Mühle, auch beim Oxyfuel-Prozess erreicht wird.
Der Sauerstoffgehalt im Traggas sollte so eingestellt werden, dass das Verhältnis von Kohle zu Sauerstoff in der Mühle aus dem Luftbetrieb erhalten bleibt. Damit wird der vorzeitige Abbrand der Kohle in der Mühle verhindert. Für den Luftbetrieb wurde ein Wert von 2,06 kg_Kohle/kg_O2 bestimmt. Für beide Rezirkulationsvarianten (4) + (6) wurde ein feuchter Masseanteil des Sauerstoffs im Traggas von 20% festgelegt. Zum Schutz vor Verunreinigungen der Mühlenlager durch Kohlenstaub wurde bisher Sperrluft verwendet. Diese eingebrachte Luft erhöht jedoch den Stickstoffanteil im Rauchgas. Im Rahmen der Umrüstung auf den Oxyfuel-Prozess wird die Luft durch ein Gas ersetzt, dessen Anreicherung im Rauchgas sich gut auf die CO₂-Verdichtung auswirkt. In Frage kommen hier wie bei der Spülluft reiner Sauerstoff, Rauchgas und CO₂.
Die Einbringung von Sauerstoff in die Mühle kann für lokale Sauerstoffüberkonzentrationen sorgen, die zum vorzeitigen Abbrand der Kohle sorgen.
Bei der Eindüsung von unbehandeltem Rauchgas kann es aufgrund der mitgeführten Staubpartikel zu Ablagerungen kommen, die das Sperrgas an sich verhindern soll.
Es wurde reines CO₂ als Ersatz der Mühlensperrluft ausgewählt, da dieses Gas auf die Zusammensetzung des Rauchgases keinen negativen Einfluss hat. Praktischer wäre es jedoch, behandeltes Rauchgas zur Mühle zurückzuführen. Das Rauchgas nach der vollständigen Rauchgasreinigung, also nach REA und Trockner, hat die erforderliche Reinheit. Die notwendige Absaugung an den Orten, an denen üblicherweise Luft ins Kesselhaus austritt, ist bei vier Mühlen mit einem vertretbaren konstruktiven Aufwand verbunden.
Es ist zu klären, ob mit der Annahme der Impulserhaltung am Brenner das Traggas in der Lage ist, die Kohle aus der Mühle auszutragen. Eine Rolle spielen dabei der Strömungswiderstand, Gl., die Auftriebskraft, Gl., und die Gewichtskraft, Gl..
FS =g·ρS·VS Gl. 0.13 FA = g·ρF·VS Gl. 0.14mit

F_SW: – Strömungskraft
c_W: – Strömungswiderstandsbeiwert des Staubkorns
w: – Strömungsgeschwindigkeit des Fluids
F_S: – Gewichtskraft des Schwebkörpers
A_S, V_S: – Oberfläche, Volumen des Sschwebkörpers
ρ_F,. ρ_S: – Dichte des Fluids, des Staubkorns
g: – Erdbeschleunigung

Beim Vergleich der Kräfte beim Luft- und beim Oxyfuel-Prozess entfällt die Gewichtskraft. Die Auftriebskraft ist vernachlässigbar klein, da der Dichteunterschied zwischen Rauchgas und Staubkorn sehr groß ist. Es folgt
Damit gilt Gl. der Impulserhaltung und es ist sichergestellt, dass die Kohle ausgetragen wird.
LUVO
Einerseits sollen mit dem Luftvorwärmer, der nun ein Gas-Gas-Vorwärmer ist, die Verbrennungsgase ebenso wie im Luftprozess auf 360°C vorgewärmt werden. Das dient dazu, den in den Dampferzeuger eingebrachten Wärmestrom annähernd beizubehalten. Anderseits sollen solche Temperaturen am Rauchgasaustritt erreicht werden, mit denen der E-Filter ohne Gefahr der Säuretaupunktunterschreitung genutzt werden kann. Der LUVO soll ohne Umbau verwendet werden. Als Auslegungswert für den LUVO ist bisher aus der Studie nur das Produkt (k·A-Wert) aus Wärmedurchgangskoeffizient k und Übertrageroberflache A vorhanden. Die beizubehaltende konstruktive Größe ist die Oberfläche A. Mit Änderung der Rauchgaszusammensetzung, Stoffwerte und vermutlich geänderten Masseströmen durch die Umrüstung auf den Oxyfuel-Prozess ändert sich auch der Wärmeübergangskoeffizient k. Der k·A-Wert muss daher umgerechnet werden. Die nachfolgende Herleitung ist {IntHPE} entnommen.
Es gilt:
mit:

k: – Wärmedurchgangskoeffizient
A: – wärmeübertragende Oberfläche
α: – Wärmeübergangskoeffizient
m: – Massestrom
λ: – Wärmeleitkoeffizient
δ: – Schichtdicke
η: – dynamische Viskosität
c_p: – Wärmekapazität

Indizes:

0

– Auslegung

L

– Luft

G

– Rauchgas

Als einziger konstruktiver Wert wird hierbei das Verhältnis A_G/A_L = 1 vorgegeben, wie es für einen Regenerativ-LUVO nach Ljungström üblich ist.
Zur Bestimmung der Wärmeübergangskoeffizienten ☐ wird die Nußelt-Zahl nach Gl. 0.17 {IntHPE} errechnet. Nu = K·Rem·Prn Gl. 0.17
Der Exponent m der Reynolds-Zahl Re liegt bei 0,75 und hängt von der Blechkonstruktion ab. Der Exponent n der Prandtl-Zahl Pr beträgt 1/3. Aus Gl. 0.16 und Gl. 0.17 folgt durch Einsetzen und Umstellen
mit
Der k·A-Wert beträgt beim Luftprozess 3993 kW/K. Für die Rezirkulation hinter E-Filter wurde ein k·A-Wert von 3624,9 kW/K errechnet und für wärmetechnische Rechnungen auf 3600 kW/K festgelegt.
Wird das Rauchgas hinter RG-Trockner abgezweigt, ergibt sich ein rechnerischer k·A-Wert von 3300,6 kW/K, der auf 3300 kW/K für wärmetechnische Rechnungen abgerundet wird. Mit der Einmischung des Sauerstoffs nach LUVO wird im LUVO ein Viertel weniger Gas aufgeheizt als abgekühlt wird, wenn von einer Rezirkulationsrate von etwa R = 0,75 ausgegangen wird. Bei fast gleichen Wärmekapazitäten des abzukühlenden Rauchgases und des aufzuheizenden Rezirkulationsgases kann keine ausreichende Abkühlung des Rauchgases erreicht werden. Der Einfluss der rauchgasseitigen Staubbeladung ist dabei vernachlässigbar klein.
19 zeigt den Temperaturverlauf im LUVO, wenn die Masseströme nicht angepasst werden. Eintrittstemperatur des Rauchgases, Ein- und Austrittstemperaturen des rezirkulierten Rauchgases am LUVO und Rauchgaszusammensetzung wurden 32 und Anhang 4 entnommen. Zur Berechnung der Rauchgas-Austrittstemperatur wurde adiabate Wärmeübertragung unter Vernachlässigung der LUVO-Leckage und eine minimale Grädigkeit von 20 K angenommen.
Weiterhin muss der Sauerstoff separat aufgeheizt werden. Lösung hierfür ist ein LUVO-Bypass, der als Wärmeübertrager zur Sauerstoffvorwärmung genutzt wird. 32 zeigt den vereinfachten Temperaturlauf, der sich einstellt, wenn ein Teil des Rauchgasstromes durch den LUVO-Bypass geführt wird.
Erkennbar sind der beinahe parallele Temperaturverlauf und die stärkere Abkühlung des Rauchgases. Der Rauchgasmassestrom im LUVO-Bypass wird dabei so angepasst, dass der Sauerstoff auf eine Temperatur von 360°C vorgewärmt wird.
Vergleich des Luft- und Oxyfuel-Prozesses
Nach der Schilderung der Umrüstmaßnahmen am Dampferzeuger soll ein Vergleich zwischen dem Luft- und dem Oxyfuel-Prozess mit Rezirkulation hinter E-Filter (4) und hinter Trockner (6) angestellt werden.
21 zeigt die Rauchgaszusammensetzungen. Zu erkennen ist die deutlich höhere CO₂-Konzentration und gesunkene Stickstoffkonzentration beim Oxyfuel-Prozess. Oxyfuel-Prozess (4) und (6) unterscheiden sich stark im Wassergehalt und im Schwefeldioxidgehalt.
Mit geänderter Gaszusammensetzung sind auch unterschiedliche Stoffwerte zu erwarten. 22 zeigt die höhere Dichte des Rauchgases beim Oxyfuel-Prozess. Wärmekapazität, dynamische Viskosität und Wärmeleitfähigkeit der Rauchgase ändern sich bei (6) nur wenig. Beim Oxyfuel-Prozess (4) sind die höhere Wärmekapazität und die Wärmeleitfähigkeit gegenüber (6) auf den höheren Wassergehalt des Rauchgases zurückzuführen. Die Zahlen aus 22 sind in den Anhängen 8 bis 13 detaillierter grafisch aufbereitet.
Wie bereits beschrieben sollen die Dampfparameter vor Turbine auch beim Oxyfuel-Prozess erreicht werden. Dazu werden der Brennstoffmassestrom und der Rezirkulationsmassestrom angepasst. Aufgrund der höheren Dichte des Rauchgases beim Oxyfuel-Prozess verlangsamt sich trotz höheren Rauchgasmassestroms die Strömung im Konvektivteil. Auf die niedrigere logarithmische Temperaturdifferenz beim Oxyfuel-Prozess wird etwas später eingegangen.
Die Stoffwerte gehen in die Reynolds- und die Prandtl-Zahl ein, die wiederum zur Nußelt-Zahl führen (siehe 22).
mit

l: – charakteristische Abmessung (z. B. Rohrdurchmesser)
Nu: – Nußelt-Zahl
δ_n: – Schichtdicke
λ_n: – Wärmeleitkoeffizient der Schicht (z. B. Rohr)
A: – Wärmeübertragerfläche

Bemerkenswert ist der verbesserte Wärmeübergang durch Strahlung um mehr als 39%. Das ist beim Oxyfuel-Prozess (4) und (6) auf die hohe CO₂-Konzentration sowie bei (4) auf die erhöhte Wasserkonzentration zurückzuführen. Durch den stärkeren Anteil der Strahlung am Wärmeübergang im Konvektivteil ist der Wärmedurchgangskoeffizent k erhöht.
Obwohl im Wärmedurchgangskoeffizienten auch der innere Wärmeübergang sowie die Wärmeleitung durch das Rohrmaterial und mögliche Verschmutzungsschichten, siehe Gl. 0.24, eingerechnet werden, wird hier nur die Änderung der äußeren Wärmeübergänge betrachtet. Das ist insofern richtig, da die Wärmeleitung von minimal geänderten Materialtemperaturen sowie der innere Wärmeübergang von minimal veränderten Parametern des Dampfes abhängt.
Insgesamt ist der im Konvektivteil übertragene Wärmestrom erhöht. Jedoch hängt die Wärmeübertragung im Konvektivteil auch vom Wärmeübergang in den Strahlungsheizflächen ab (siehe 22). Das liegt in den sich bedingenden Rauchgas- und Wasser/Dampftemperaturen begründet. Die Strahlungsheizflächen sind den Konvektivheizflächen entlang des Rauchgasweges vorgelagert. Das Wasser durchströmt mit der Economizer-Heizfläche zuerst eine Konvektivheizfläche, danach die Strahlungsheizflächen zur Verdampfung und abschließend wieder Konvektivheizflächen zur Überhitzung des Dampfes.
Im Anhang 12 ist die erhöhte Wärmeaufnahme von Economizer-Heizfläche und ZÜ1A zu erkennen.
Dies wird anhand der gestiegenen Austrittstemperaturen des Wassers bzw. des Dampfes am Heizflächenaustritt deutlich (vgl. 23). Begründet werden kann dies durch die in Anhang 11 aufgezeigten Temperaturdifferenzen. Bei gleicher logarithmischer Temperaturdifferenz, unveränderter Oberfläche aber erhöhtem Wärmedurchgangskoeffizient k muss laut Gl. 0.25 der übertragene Wärmestrom größer werden.
Am Austritt aus der Verdampferwand ist der Dampf deutlich kälter als beim Luftprozess. Der geringere übertragene Wärmestrom im Feuerraum lässt sich durch die geringere adiabate Verbrennungstemperatur beim Oxyfuel-Prozess erklären (siehe 24). Bei den Strahlungsvorgängen geht die Flammentemperatur in vierter Potenz ein, siehe Gl. 0.3, und hat daher einen großen Einfluss.
Der Abfall der Rauchgastemperatur vor Strahlungsraum 1 hängt mit der Eindüsung des relativ kalten Obergases zusammen (siehe 24). Deutlich ist auch die niedrigere Verbrennungstemperatur des Oxyfuel-Prozesses (4) gegenüber (6) aufgrund des höheren Wassergehaltes am Brenner und der damit verbundenen Wärmekapazität des Rauchgases.
Bei insgesamt gleichem übertragenem Wärmestrom im Dampferzeuger ist das Rauchgas wegen der höheren Wärmekapazität beim Oxyfuel-Prozess in der Brennkammer deutlich kälter und am Ende vor LUVO etwas heißer als beim Luft-Prozess. Das Erreichen der adiabaten Verbrennungstemperatur des Luftprozesses ist also nicht zwingend notwendig.
Zu beachten ist die Veränderung der Aufwärmspannen in den Überhitzer und Zwischenüberhitzer-Heizflächen. In allen konvektiven Hochdruck-Heizflächen sind beim Oxyfuel-Prozess (4) + (6) die Aufwärmspannen höher als beim Luftprozess (siehe 25). Bei den Mitteldruckheizflächen erreicht dagegen nur die Heizfläche ZÜ1A eine größere Aufwärmspanne. Vermutlich ist dies mit den Dampfeintrittstemperaturen begründet, die bei den konvektiven Hochdruck-Heizflächen generell kleiner und in den Zwischendruck-Heizflächen ZÜ1B und ZÜ2 größer sind.
An dieser Stelle sollen die Besonderheiten beim Umbau der 700°C-Studie auf den Oxyfuel-Prozess mit Rezirkulation des Rauchgases hinter dem E-Filter erläutert werden. Die Betrachtung geht vor allem auf die Weiterverwendbarkeit vorhandener Wärmeübertrager und Gebläse ein. Da die Schwefelsäureverbindungen vor der Rezirkulation nicht aus dem Rauchgas entfernt werden, ist die Entstehung von Schwefelsäure bei Unterschreitung der Taupunkttemperatur ein wichtiges Thema.
Gestaltung des Rauchgas- und Rezirkulationssystems
Wichtigste Umrüstung ist die Rückführung eines Teils der Rauchgase. Die Rezirkulationsgase werden hinter dem Saugzug abgezweigt und zurückgeführt. In 26 ist die Rückführung dargestellt. Die umgebauten oder hinzugefügten Komponenten sind farbig hervorgehoben. Die nötige Druckerhöhung zur Überwindung der Strömungswiderstände und zur Herstellung eines Druckgefälles im LUVO und in den Gaskanälen wird durch ein Rezirkulationsgebläse bewerkstelligt. Dabei wird es sich vermutlich nicht um den Frischlüfter handeln können, weil die Medientemperaturen im Gebläse im Vergleich zum Luftprozess stark erhöht sind.
Nach Aufheizung des Rauchgases durch den Saugzug und anschließend durch das Rezirkulationsgebläse ist die Temperatur vor LUVO rezirkulationsseitig höher als rauchgasseitig hinter LUVO. Eine Abkühlung der Rauchgase im LUVO vor Eintritt in den E-Filter auf eine niedrige Temperatur ist so nicht möglich. Die rauchgasseitige Abkühlung im LUVO wird daher über den Wärmeübertrager (WÜ5) durch Einstellen einer rezirkulationsseitigen Temperatur vor LUVO gesteuert. Der rauchgasseitige Säuretaupunkt soll dabei nicht unterschritten werden (vgl. 29). Wie der abgeführte Wärmestrom genutzt werden kann, ist noch offen. Weiterhin wird die Wärmeübertragung im LUVO durch die Masseströme bestimmt.
Um die gleichen Rauchgastemperaturen am Eintritt der REA wie beim Luftprozess zu erreichen, muss das Rauchgas nach dem Saugzug weiter abgekühlt werden. Der im Luftprozess verwendete Regenerativ-Wärmeübertrager ist aber nicht mehr nutzbar, da der aufzuheizende Gasstrom fehlt. Der abgeführte Wärmestrom konnte in dieser Arbeit keiner Nutzung zugeführt werden. Aufgrund der Medientemperaturen käme zusammen mit dem Abwärmestrom des WÜ5 eine Nutzung zur Fernwärme-/Warmwasserversorgung in Frage.
Die Rauchgasentschwefelungsanlage ist für den Oxyfuel-Prozess überdimensioniert und es muss eine Anpassung an den verringerten Volumenstrom (siehe 28) und die höhere Schwefelkonzentration (siehe 29) erfolgen. Möglich wäre dies durch eine Bauweise, bei der im Oxyfuel-Betrieb ein größerer Teil des Wäschers stillgelegt werden kann. In dem genutzten kleineren Teil könnten dann entsprechende Strömungsgeschwindigkeiten eingestellt werden. Im Luft-Betrieb käme die gesamte REA zum Einsatz.
Die beim Luftprozess zugeführte Luft zur Reaktionsverbesserung muss durch externe Sauerstoffeindüsung (externe Oxidation) ersetzt werden, damit die CO₂-Konzentration im Rauchgas nicht gesenkt wird. Diese beiden Wärmeübertrager dienen der Speisewasservorwärmung. Durch die erhöhte Dichte des Rauchgases verringert sich die Strömungsgeschwindigkeit. Zusätzlich verändert sich der rauchgasseitige Wärmeübergang durch geänderte Stoffwerte. Es wird ein kleinerer Wärmestrom übertragen. Um die Zwischentemperaturen der Speisewasservorwärmung möglichst wenig zu verändern, wurde der Mühlenkreislaufstrom um etwa 60% vergrößert. So ergeben sich kaum negative Rückkopplungen auf die Anzapfungen der Turbine und eine positive Erhöhung des wärmeaufnehmenden Massestroms im LUVO.
Die benötigte Temperatur des Heißgases zur Kohletrocknung kann ermittelt werden. Zur Regelung dieser Temperatur wird beim Luftprozess Kaltluft vor der Mühle zugemischt. Für eine hohe CO₂-Konzentration im Abgas sollte beim Oxyfuel-Prozess stattdessen Rauchgas verwendet werden. Entsprechend kaltes Rauchgas steht jedoch an keiner Stelle der Rezirkulation zur Verfügung. Es wird daher Rauchgas hinter dem Rauchgastrockner mit etwa 25°C abgezweigt. Nach Druckerhöhung und Erwärmung durch ein zusätzliches Gebläse wird es vor der Mühle mit 30°C im erforderlichen Anteil eingemischt.
Aufgrund des hohen Wassergehaltes im Rauchgas ist zu überprüfen, ob das Rauchgas die, bei der Trocknung aus dem Brennstoff getriebene, Feuchtigkeit aufnehmen kann.
In 27 ist die Rauchgaszusammensetzung nach Mahltrocknung aufgeführt. Mit einem Stoffwerteprogramm {IntHPE} wurde die Sättigungstemperatur des Rauchgases bestimmt. Sie liegt bei etwa 53°C. Das Rauchgas kann die Brennstofffeuchtigkeit also aufnehmen und die Sichtertemperatur von 90°C muss unter dem Gesichtspunkt der Sättigung nicht erhöht werden.
Nachfolgend sollen einige Gasströmungsparameter an verschiedenen Stellen des Rauchgas- und Rezirkulationssystems mit dem Luft-Prozess verglichen werden (siehe 28).
Deutlich ist die Anhebung der Medientemperatur im E-Filter. Die analog zum Volumenstrom kaum geänderte Strömungsgeschwindigkeit, die wichtig für die Abscheiderate ist, erübrigt einen Umbau des E-Filters.
Es kann davon ausgegangen werden, dass der Staub vom Leerzug bis zum E-Filter ebenso vom Rauchgas ausgetragen wird wie im Luftprozess. Grund hierfür ist die Impulserhaltung am Brenner, die sich auch näherungsweise hinter dem Konvektivteil wieder finden lässt.
Der Volumenstrom im Rezirkulationsgebläse unterscheidet sich nur um etwa 10% vom Volumenstrom im Frischlüfter. Der Frischlüfter kann auch als Rezirkulationsgebläse verwendet werden, wenn diese Differenz mit Veränderung der Fahrweise überwunden werden kann und eine Auslegung für hohe Temperaturen beim Oxyfuel-Betrieb und niedrige beim Luftbetrieb gelingt.
Nach Gl. 0.4 und Gl. 0.5 wurden die Taupunkttemperaturen der Schwefelsäure errechnet (vgl. 29). Im Mühlensichter, also nach Mahltrocknung, liegt die Taupunkttemperatur der Schwefelsäure weit oberhalb der konstruktiven Sichtertemperatur von 90°C. Das bedeutet, dass sich Schwefelsäure im Sichter bildet, die starke Korrosionsschäden hervorruft. Um dies zu verhindern, kann nach Erfahrungswerten aus dem Hause HPE die Sichtertemperatur auf maximal 115°C angeboten werden.
Der errechnete Säuretaupunkt ist recht hoch, weil er mit einer hohen Konversionsrate über einen konservativen Rechenweg bestimmt wurde. Dennoch kann davon ausgegangen werden, dass selbst mit Anhebung der Sichtertemperatur die Taupunkttemperatur der Schwefelsäure in der Mühle unterschritten werden wird. Das gleiche lässt sich für den Sauerstoffvorwärmer, die Wärmeübertrager WÜ2, WÜ3, WÜ5 und den Mühlenkreislauflüfter sowie die entsprechenden Gaskanäle prognostizieren.
Als Gegenmaßnahme können die Oberflächen mit Kunststoff überzogen werden. Diese zusätzliche Schicht hat jedoch die Nachteile, dass sie den Wärmetransport behindert und kaum Widerstand gegen Erosion bietet – gerade im Mühlensichter eine schwer zu lösende Problematik.
Mit der Durchführung der Variationsrechnungen sollen weitere Kenntnisse über die Auswirkungen der verschiedenen Einflussfaktoren auf die Wärmeübertragung im Dampferzeuger gewonnen werden. Dazu zählen Strömungsgeschwindigkeit, Zusammensetzung sowie Temperatur des Rauchgases, die sich durch Variation des Brennstoff-, Rezirkulations- und Sauerstoffmassestroms verändern lassen.
Es ist nicht zielführend, den Brennstoffmassestrom als Eingangsgröße zu variieren, denn er stellt den größten Teil des zugeführten Wärmestroms dar und eine Senkung würde zum Nichterreichen der Dampfparameter vor Turbine führen. Der Sauerstoffmassestrom wirkt sich vor allem auf die adiabate Verbrennungstemperatur und damit auch auf die Strahlungsvorgänge in der Brennkammer aus.
Der Rezirkulationsmassestrom hat einen entscheidenden Einfluss auf die Strömungsgeschwindigkeit der Rauchgase im Konvektivteil des Dampferzeugers und auf die adiabate Verbrennungstemperatur. Eine Senkung des Rauchgasmassestroms am Brenner wirkt sich mit hoher Wahrscheinlichkeit wie eine Erhöhung des Sauerstoffgehaltes auf die Vorgänge in der Brennkammer aus. Die Ergebnisse sind daher vermutlich übertragbar.
Für diese ausgeführte Variante wurden weniger Variationsrechnungen durchgeführt als unter Kapitel B. Das hängt mit den umfangreichen Umrüstmaßnahmen, der Schwefelsäureproblematik und der damit verbundenen schwierigen Realisierung dieser Rezirkulationsvariante zusammen.
Bei den Variationsrechnungen werden nur die Vorgänge im Dampferzeuger betrachtet. Es wird von einer konstanten Vorwärmung der Verbrennungsgase ausgegangen. Die Einspritzungen im HD- und MD-Teil des Dampferzeugers werden konstant gehalten. Verglichen werden die Ergebnisse mit dem optimalen Betriebspunkt aus Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmassestrom zum Erreichen der Dampfparameter vor Turbine.
Zunächst sollen die Auswirkungen eines um 20% geringeren Rezirkulationsmassestroms auf die Wärmeübertragung im Dampferzeuger beobachtet werden. Da das rezirkulierte Rauchgas nur etwa 78% des eingetragenen Massestroms im Dampferzeuger ausmacht, ändert sich der Rauchgasmassestrom im Konvektivteil nur um etwa 15%.
Die Bedingung für Impulserhaltung und Sauerstoffgehalt im Traggas wird beibehalten. Dagegen lässt sich die Bedingung für Impulserhaltung im Sekundärgas nicht einhalten, da nicht ausreichend Rauchgas rezirkuliert wird. Durch die Oberluftdüsen strömt nichts mehr. Das gesamte rezirkulierte Rauchgas und der Sauerstoff, die nicht ins Traggas strömen, werden über das Sekundärgas in den Dampferzeuger geleitet. Der Sauerstoff- und der Brennstoffmassestrom sowie die Einspritzungen werden konstant gehalten.
Feststellungen:
Aufgrund des geringeren Rauchgasmassestromes in der Brennkammer steigt die adiabate Verbrennungstemperatur. Dadurch steigt die Wärmeaufnahme im Verdampfer um etwa 9%. Der verringerte Rauchgasmassestrom sorgt für eine schnellere Abkühlung des Rauchgases. Hinter ZÜ2 ist das Rauchgas kälter. Die geringeren Strömungsgeschwindigkeiten im Konvektivteil aufgrund kälteren und kleineren Rauchgasstromes verursachen einen verkleinerten äußeren Wärmeübergang α_konv. Bei den zuerst vom Rauchgas durchströmten Konvektivheizflächen kann dies noch durch ein höheres α_Strahlung ausgeglichen werden. In den nachfolgenden Heizflächen sinkt auch der Wärmedurchgangskoeffizient k. Sehr deutlich ist dies an den Heizflächen ZÜ1A und Economizer zu sehen. Diese beiden Konvektivheizflächen weisen eine kleinere Aufwärmspanne auf
Insgesamt geht der Wärmeübergang durch Konvektion zurück, weswegen im MD-Teil die Austrittstemperatur nicht erreicht wird.
Durch die erhöhte Wärmeaufnahme in den Strahlungsheizflächen wird die HD-Austrittstemperatur überschritten. Der Rezirkulationsmassestrom soll um 20% erhöht und die Auswirkungen auf die Wärmeübertragung im Dampferzeuger beobachtet werden. Auch hier ändert sich der Rauchgasmassestrom im Konvektivteil nur um etwa 15%. Die Bedingungen für Impulserhaltung und Sauerstoffgehalt in Traggas und Sekundärgas werden beibehalten. An den Brennern gibt es dadurch keine Änderungen. Die Oberluftdüsen leiten den zusätzlich zurückgesaugten Rauchgasmassestrom in den Dampferzeuger. Der Sauerstoff- und der Brennstoffmassestrom sowie die Einspritzungen werden konstant gehalten.
Feststellungen:
Die adiabate Verbrennungstemperatur bleibt unverändert, weil sich die Brennergas- und Brennstoffmasseströme nicht ändern. Am Ort der Obergaseindüsung kommt es jedoch zur starken Abkühlung des Rauchgases. Dies hat vermutlich Einfluss auf das Strahlungsverhalten in den Strahlräumen 1 und 2. Die Wärmeaufnahme in der Verdampfer verringert sich und der Dampf ist am Abscheider um 5 K kälter.
Es wird ein größerer Wärmestrom vom Rauchgas in den Konvektivteil transportiert, der für höhere Rauchgastemperaturen nach dem ZÜ2 sorgt. Durch die höheren Rauchgasgeschwindigkeiten und teilweise auch höheren -temperaturen im Konvektivteil ist der Wärmeübergang durch Konvektion deutlich verbessert. Jedoch ist die logarithmische Temperaturdifferenz aufgrund des kälteren Rauchgases in den ersten konvektiven Heizflächen niedriger. Daher kann der im Verdampfer nicht aufgenommene Wärmestrom durch die Konvektivheizflächen im HD-Teil nicht ausgeglichen werden und die HD-Austrittstemperatur ist zu niedrig. Der verbesserte konvektive Wärmeübergang vor allem im ZÜ1 zeigt sich beim MD-Teil in der erhöhten Austrittstemperatur.
Insgesamt lässt sich also sagen, dass durch die Erhöhung des Rezirkulationsmassestromes ein leicht größerer Wärmestrom in den Konvektivheizflächen und ein geringerer in den Strahlungsheizflächen übertragen werden.
In diesem Kapitel werden die speziellen Umrüstmaßnahmen der 700°C-Studie auf den Oxyfuel-Prozess (6) erläutert. Es soll geklärt werden, inwieweit bestehende Anlagenteile weiterverwendet werden können.
Die Gesamtheit der Rauchgasleitungen ist in 30 dargestellt. Die Rauchgase werden hinter dem Rauchgastrockner abgezweigt und zurückgeführt. Da das Rauchgas im Trockner auf 25°C abkühlt sowie stark entstaubt und entschwefelt wurde, soll der Frischlüfter auch als Rezirkulationsgebläse verwendet werden.
Hinter dem Frischlüfter wird das rezirkulierte Rauchgas im Wärmeverschubsystem (WÜ3) auf 107°C aufgewärmt. Diese Temperatur hat Einfluss auf die Abkühlung des Rauchgases im LUVO, die maximal bis oberhalb des Schwefelsäuretaupunktes geschehen sollte.
Der WÜ3 ist nicht mehr als Regenerativ-Wärmeübertrager ausgeführt, weil sich damit die angestrebten Medientemperaturen nicht erreichen ließen.
Die Wärmeübertragung im LUVO wird durch die Verteilung des Rauchgasmassestroms auf LUVO und LUVO-Bypass gesteuert wie dies in Abschnitt 0 erläutert wurde.
Die Eintrittstemperatur in die REA wird durch den Wärmestrom vorgegeben, der im WÜ3 auf das rezirkulierte Rauchgas übertragen werden kann, ohne die Abkühlung des Rauchgases im LUVO negativ zu beeinflussen. Das Rauchgas in der REA ist um 12 warmer als beim Luftprozess (siehe 31). Das könnte negative Auswirkungen auf die temperaturabhängige Löslichkeit des Kalksteins in der REA haben. Das Verhältnis von Waschsuspension zu Rauchgas muss aber auch aufgrund der geringeren Strömungsgeschwindigkeiten und Masseströme neu eingestellt werden.
Die beim Luftprozess zugeführte Luft zur Reaktionsverbesserung muss durch externe Sauerstoffeindüsung (externe Oxidation) ersetzt werden, damit die CO₂-Konzentration im Rauchgas nicht gesenkt wird.
Durch die gründliche Entstaubung, Entschwefelung und Trocknung des Rauchgases vor Rezirkulation sind keine Probleme in diesen Wärmeübertragern zu erwarten. Der Rauchgasmassestrom wurde hier ebenfalls gegenüber dem Luftprozess erhöht, um das Speisewasser mit etwa dem gleichen Wärmestrom aufzuwärmen. Dadurch können negative Rückkopplungen auf die Anzapfungen der Turbine vermieden und die Wärmeabgabe im LUVO verbessert werden.
Um die angestrebte Sichtertemperatur von 90°C zu erreichen, wird beim Luftprozess Kaltluft vor der Mühle zugemischt. Bei dieser Variante kann dafür kaltes Rezirkulationsgas nach dem Frischlüfter abgezweigt und zugemischt werden.
Der Wassergehalt im Traggas nach Mahltrocknung beträgt geringe 3% (siehe 32). Eine Betrachtung der Sättigungstemperatur des Rauchgases ist nicht notwendig.
Die Schwefelverbindungen werden vor der Rücksaugung aus dem Rauchgas entfernt. Die Problematik der Entstehung von Schwefelsäure bei Unterschreitung der Taupunkttemperatur sollte daher ähnlich dem Luftprozess sein.
33 zeigt, dass die errechnete Taupunkttemperatur der Schwefeläure beim Oxyfuel-Prozess gegenüber dem Luftprozess um 5 K erhöht ist. Diese Erhöhung stellt aber verfahrenstechnisch kein Problem dar.
Das Rauchgas verlässt den LUVO-Bypass mit einer Temperatur, die unter dem errechneten Säuretaupunkt liegt. Der LUVO-Bypass muss also entsprechend säurebeständig ausgeführt werden.
Wie bereits beschrieben, sollen Möglichkeiten zur Beeinflussung der Wärmeübertragung im Dampferzeuger gewonnen werden. Auch für diese Rezirkulationsvariante wird der Rezirkulationsmassestrom variiert. Das geschieht zweimal, siehe Rechnungen /3/ und /4/, unter Beibehaltung aller anderen Eingangsgrößen. Interessant ist aber auch die Fragestellung, ob und wie der Dampferzeuger in der Lage ist, durch bestimmte Regelungsmaßnahmen auf den veränderten Rezirkulationsmassestrom zu reagieren, siehe Rechnungen /5/ und /6/.
Ein Unsicherheitsfaktor in dieser Arbeit ist das Strahlungsverhalten und die daraus folgende Wärmeübertragung im Feuerraum. Der Strahlungsaustauschkoeffizient C wurde variiert, um die Auswirkungen einer möglichen Falschabschätzung der Strahlungsvorgänge zu beobachten. Wie bei der Variation des Rezirkulationsmassestroms wird zweimal unter Beibehaltung aller weiteren Eingangsgrößen, siehe Rechnungen /7/ und /8/, und zweimal mit einer möglichen Reaktion der Dampferzeugerregelung, siehe Rechnungen /9/ und /10/, gerechnet.
Bei den Variationsrechnungen werden nur die Vorgänge im Dampferzeuger betrachtet. Es wird von einer konstanten Vorwärmung der Verbrennungsgase ausgegangen. Die Einspritzungen im HD- und MD-Teil des Dampferzeugers werden konstant gehalten. Verglichen werden die Ergebnisse mit dem optimalen Betriebspunkt aus Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmassestrom zum Erreichen der Dampfparameter vor Turbine.
Die Bedingungen entsprechen den bei Variationsrechnung /1/ erläuterten. Die adiabate Verbrennungstemperatur steigt, weil ein kleinerer Rauchgasmassestrom am Brenner erwärmt werden muss. Im Verdampfer wird dadurch ein größerer Wärmestrom aufgenommen. Der kleinere Rauchgasmassestrom kühlt sich im Konvektivteil schneller ab, so dass das Rauchgas hinter ZÜ2 kälter ist. Die Dampfaustrittstemperatur im HD-Teil ist um 17 K zu hoch. Das liegt vor allem an der erhöhten Wärmeaufnahme im Verdampfer. Der MD-Teil des Dampferzeugers, aus reinen Konvektivheizflächen bestehend, erreicht dagegen die erforderliche Aufwärmspanne nicht. Die Temperatur vor Turbine ist 17 K zu niedrig.
Auch hier zeigt sich wie bei Variationsrechnung /1/, dass die Wärmeaufnahme im Dampferzeuger in den konvektiven Heizflächen gesunken, während sie in den Strahlungsheizflächen gestiegen ist.
Es werden die gleichen Bedingungen für die Rechnung gesetzt wie Variationsrechnung /2/. Die Erkenntnisse daraus sind ebenfalls übertragbar. Die Strahlungsheizflächen nehmen einen kleineren Wärmestrom auf. Von den Konvektivheizflächen wird hingegen ein größerer Wärmestrom aufgenommen. Die Temperatur am Austritt aus dem HD-Teil ist um 14 K zu niedrig. Am Austritt aus dem MD-Teil hat der Dampf eine um 9 K erhöhte Temperatur.
Der rezirkulierte Massestrom wird um 20% gesenkt. Die Bedingungen für Impulserhaltung und Sauerstoffgehalt im Traggas wurden beibehalten. Der rezirkulierte Gasmassestrom reicht aber darüber hinaus nicht zur Impulserhaltung im Sekundärgas. So wird also weniger Rauchgas über das Sekundärgas und keines mehr über die Obergasdüsen in den Dampferzeuger geführt.
Der Brennstoffmassestrom wird nun so eingestellt, dass die geforderte HD-Austrittstemperatur erreicht wird. Daran knüpft sich eine Anpassung des Sauerstoffmassestroms, damit der Sauerstoffüberschuss von 1,17 erhalten bleibt. Der zur Kühlung eingespritzte Wassermassestrom vor ZÜ2 wird zur Regelung der MD-Austrittstemperatur genutzt.
Feststellungen:
Der Brennstoffmassestrom wird um 2,5% gegenüber dem optimalen Zustand verringert. Dadurch steigt die adiabate Verbrennungstemperatur weniger stark an und es wird von den Strahlungsheizflächen ein etwas geringerer Wärmestrom aufgenommen als Variationsrechnung /3/.
Das Rauchgas kühlt aufgrund des kleineren eingebrachten Wärmestromes schneller aus und ist bereits hinter Ü4 kälter als im optimalen Fall. Das wirkt sich zusammen mit dem geringeren Rauchgasmassestrom auf die Wärmeübertragung im MD-Teil aus. Trotz Reduzierung des eingespritzten Kühlmassestroms um 100% kann die geforderte ZÜ2-Austrittstemperatur nicht erreicht werden (siehe 34).
Bedingungen:
Der rezirkulierte Rauchgasmassestrom wird um 20% erhöht. Die Bedingungen zu Impulserhaltung und Sauerstoffgehalt in Traggas und Sekundärgas wurden beibehalten. Die Obergasdüsen leiten das überschüssige rückgesaugte Rauchgas in den Dampferzeuger. Die geforderte HD-Austrittstemperatur wird durch Anpassen des Brennstoffmassestroms erreicht. Der Sauerstoffüberschuss von 1,17 bleibt erhalten. Der zur Kühlung eingespritzte Wassermassestrom vor ZÜ2 wird zur Regelung der MD-Austrittstemperatur genutzt.
Feststellungen:
Die Dampferzeugerregelung reagiert auf die nicht erreichte Dampftemperatur am Austritt des HD-Teils mit einer Erhöhung des Brennstoffmassestroms um 2,5%. Das hat zur Folge, dass die adiabate Verbrennungstemperatur steigt und damit auch die Wärmeaufnahme in Brennkammer und Schottheizfläche. Der im Vergleich zu Rechnung /4/ etwas größere Volumenstrom durch gestiegene Rauchgastemperaturen sorgt für einen besseren Wärmeübertragung im Konvektivteil des Dampferzeugers. Der MD-Teil ist davon negativ betroffen. Die Aufwärmspannen der Heizflächen vor der Wassereinspritzung vergrößern sich im Vergleich zu Variationsrechnung /4/, was durch Vervierfachung des eingespritzten Wassermassestroms ausgeglichen werden kann.
Der Strahlungsaustauschkoeffizient der Brennkammer wird um 30% von 1,636 auf 1,145 gesenkt. Die Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme werden konstant gehalten.
Durch die Senkung des Strahlungsaustauschkoeffizienten sinkt naturgemäß die Wärmeaufnahme in der Brennkammer. Der Dampf ist am Abscheider um 25 K kälter. Die geringere Wärmeaufnahme im Verdampfer wird durch die Konvektivheizflächen des HD-Teils fast vollständig kompensiert. Das geschieht dadurch, dass das Rauchgas die Brennkammer mit einer höheren Temperatur verlässt. Der Wärmeübergangskoeffizient durch Strahlung α_Strahlung ist in den nächsten Heizflächen bis zum ZÜ2 erhöht.
Die Endheizflächen ZÜ2 und Ü4 zeigen erhöhte Aufwärmspannen. Das führt dazu, dass im MD-Teil die geforderte Austrittstemperatur um 5 K übertroffen wird.
Die Auswirkungen sind denen bei erhöhtem Rezirkulationsmassestrom ähnlich, wenn auch schwächer ausgebildet. In beiden Fällen ist der Wärmeübergang im Konvektivteil verbessert, während er an den Strahlungsheizflächen geringer ausfällt.
Der Strahlungsaustauschkoeffizient der Brennkammer wird um 30 von 1,636 auf 2,127 erhöht. Die Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme werden konstant gehalten.
Die Ergebnisse entsprechen denen Variationsrechung /7/ nur mit umgekehrtem Vorzeichen. In der Brennkammer wird ein größerer Wärmestrom aufgenommen, wodurch das Rauchgas die Brennkammer stärker abgekühlt verlässt. Im Konvektivteil wird nun insgesamt ein geringerer Wärmestrom übertragen. Die Austrittstemperatur des MD-Teils ist etwas zu hoch und die des MD-Teils etwas zu niedrig.
Vergleichbar ist dies mit den Auswirkungen bei Verringerung des Rezirkulationsmassestroms mit schwächerer Ausprägung. Es soll gezeigt werden, ob die in den Rechnungen /7/ und /8/ erläuterten Auswirkungen des veränderten Strahlungsaustauschkoeffizienten C der Brennkammer durch Anpassung der Brennstoff-(HD-Austritt) und Rezirkulationsmasseströme (MD-Austritt) ausgeglichen werden können. Der Sauerstoffüberschuss wird dabei konstant gehalten.
Die Ergebnisse sind in 34 dargestellt.
Ein kleinerer Strahlungsaustauschkoeffizient C kann durch minimale Senkung des Brennstoffmassestroms und Erhöhung des Rezirkulationsmassestroms ausgeglichen werden. Das zeigt, dass etwaige Falschabschätzungen der Strahlungsvorgänge in der Brennkammer durch die Anpassung der Gasmasseströme korrigiert werden können.
Schwieriger ist dagegen der Ausgleich der Auswirkungen eines variierten Rezirkulationsmassestroms. Umso wichtiger ist also die genaue Einstellung der Rezirkulationsmassestoms im Dampferzeugerbetrieb.
Auf die Schilderung der Umrüstmaßnahmen folgt eine Betrachtung des Gesamtprozesses. Dazu soll eine mögliche Aufstellungsplanung der Hauptanlagen des Oxyfuel-Kraftwerkes entwickelt werden. Weiterhin wird eine Abschätzung des Gesamtwirkungsgrades vorgenommen.
Es soll versucht werden, eine optimale Anordnung der Hauptkomponenten des Oxyfuel-Prozesses, Variante (6) zu finden. So könnten bereits beim Bau des Kraftwerkes für den Luftprozess mögliche Freiflächen für die Komponenten des Oxyfuel-Prozesses vorgesehen werden. Zusätzlich zum Luftprozess müssen auf dem Kraftwerksgelände folgende Hauptanlagen untergebracht werden:

• Rauchgastrockner
• CO₂-Verdichter
• mehrere Luftzerlegungsanlagen und O₂-Lager
• eventuell ein Rezirkulationsgebläse
• LUVO-Bypass
• Rezirkulationskanäle
• Sauerstoffkanäle.

In 35 ist eine mögliche Anordnung der Hauptkomponenten des Oxyfuel-Prozesses dargestellt. Sie ist an die Planungen zum Kraftwerk Datteln {IntHPE} angelehnt.
Es sollen dabei folgende Kriterien erfüllt werden:

• keine Umlenkung der Rauchgase mit hohem Staubgehalt
• kurze Wege für große Volumenströme (z. B. Rauchgas)
• möglichst kurze Wege für hohe Masseströme (z. B. Kondensatorkühlwasser).

Die Anordnung im Viereck ist günstig, weil sich so für Kondensatorkühlwasser (Maschinenhaus) und Kühlwasser für den Rauchgastrockner kurze Verbindungsleitungen zum Kühlturm ergeben. Das Rauchgas wird erst entstaubt nach dem Saugzug umgelenkt. Für den Luftprozess ist die Nähe der REA zum Kühlturm wichtig, weil dort die Rauchgase an die Umwelt abgegeben werden. Beim Oxyfuel-Prozess schließt sich die Rauchgasbehandlung im Rauchgastrockner und die CO₂-Verdichtung an. Eventuell benötigtes Kühlwasser zur Zwischenkühlung der Verdichtung oder bei der Luftzerlegung kann auf kurzem Wege bereitgestellt werden.
Der Luftvorwärmer ist im modernen Steinkohlekraftwerk liegend unterhalb der DeNO_x-Anlage angeordnet. In 36 ist beispielhaft die Lage des LUVO im Kraftwerk Moorburg dargestellt.
Würde der LUVO-Bypass hinter dem LUVO links (vgl. 36) angeordnet, würde er mit dem E-Filter kollidieren. Die Anordnung muss also neben dem LUVO erfolgen. Günstig ist dabei die Aufstellung in Richtung Luftzerlegungsanlage, um die Länge des Sauerstoffkanals zu optimieren. Da bei der Rezirkulationsvariante (6) die Frischluftkanäle verwendet werden, sind im Kesselhaus nur noch die Sauerstoffleitungen sowie die Mischvorrichtungen vorzusehen. Der Platzbedarf für diese Komponenten ist vermutlich gering, die notwendige Mischungslänge muss im Detail überprüft werden. Der Gesamtwirkungsgrad wird vereinfacht nach Gl. 0.26 bestimmt.
mit

η: – Nettowirkungsgrad
P_el.brutto: – spezifische Bruttoleistung des Generators
P_el.EB: – spezifischer elektrischer Eigenbedarf
P_el.CO2: – spezifischer elektrischer Eigenbedarf der CO₂-Verdichtung
P_el.LZA: – spezifischer elektrischer Eigenbedarf der Luftzerlegung
H₀: – Heizwert des Brennstoffes

Für den Luftprozess wird, abweichend vom Wärmeschaltbild im Anhang 1, ein Wirkungsgrad von 50% angenommen. Mit der angegeben elektrischen Bruttoleistung und dem Brennstoffmassestrom aus der wärmetechnischen Berechnung kann ein spezifischer elektrischer Eigenbedarf bestimmt werden. Hinzu kommen der spezifische Energieverbrauch der Luftzerlegungsanlage P_EB.O2 und des CO₂-Verdichters P_EB.CO2. Es wird nach Schätzungen der „zero emission fossil fuel power plants technology platform" (ZEP) der europäischen Union ein zukünftiger spezifischer elektrischer Arbeitsbedarf von 0,2 MWh/t_CO2 für die CO₂-Verdichtung und 0,11 MWh/t_O2 für die Luftzerlegung zur Abschätzung des elektrischen Eigenbedarfs verwendet.
Bei einem Kohlenstoffgehalt von 65,3% im Brennstoff entstehen etwa 2,4 kg CO₂ pro kg Kohle. Der Sauerstoffbedarf beträgt 2,06 kg Sauerstoff pro kg Kohle unter Einrechnung der Sauerstoffverluste im Abgas.
Der Nettowirkungsgrad verringert sich durch den hohen Eigenbedarf der zusätzlichen Komponenten des Oxyfuel-Prozesses auf 39,8% für Rezirkulationsvariante (4) und 39,9% bei Rezirkulationsvariante (6). Der Unterschied zwischen (4) und (6) ergibt sich durch leicht unterschiedliche Brennstoffmasseströme.
Es handelt sich dabei um den unoptimierten Prozess. Durch Senkung des Eigenbedarfes wird es möglich sein, Wirkungsgrade deutlich über 40% zu erreichen.
Prozesse mit Rauchgasen hoher CO₂-Konzentration sind kein Novum, da Wärmeübertrager für CO₂ bereits in großer Zahl in der chemischen Industrie im Einsatz sind. Die Berechnungen für den Konvektivteil des Dampferzeugers sowie die diversen Vorwärmer und Wärmeübertrager sind also mit einer hohen Sicherheit behaftet.
Problematisch hingegen ist die Abschätzung des temperaturabhängigen Strahlungsverhaltens des CO₂-reichen Rauchgases im Feuerraum. Wasserdampf im Rauchgas hat einen ähnlichen Einfluss auf das Strahlungsverhalten wie CO₂.
Rauchgase mit hohen Wassergehalten sind von der Auslegung für Dampferzeuger mit wasserreichen Braunkohlen bekannt. Nur sind die Änderungen der Rauchgaszusammensetzung beim Oxyfuel-Prozess so stark, dass eine einfache Extrapolierung bisheriger Erkenntnisse zu falschen Schlüssen führen kann. Unter der Voraussetzung, dass vor allem die Rußpartikel in der Flamme und die Beläge der Wände das Strahlungsverhalten in der Brennkammer beeinflussen, kann jedoch von minimalen Veränderungen der Wärmeaufnahme im Verdampfer ausgegangen werden.
Beim den Wärmeübertragern WÜ3, WÜ5 und dem Sauerstoffvorwärmer wurden keine Wärmetransportvorgänge betrachet. Es wurde lediglich dem wärmeabgebenden Medium ein Wärmestrom entzogen, der dem wärmeaufnehmendem Medium wieder zugeführt wurde. Fragen zur Bauart und Größe wurden bewusst ausgespart.
Es ist gelungen, die erforderlichen Dampfparameter beim Oxyfuel-Prozess ohne Änderungen an den Dampferzeuger-Heizflächen zu erreichen. Die Wärmeübertragung konnte durch Einstellen der Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme angeglichen werden. Eine Erhöhung des Brennstoffmassestroms senkt jedoch den Gesamtwirkungsgrad und muss daher vermieden werden. Wird hingegen mit variablen Verbrennungsgaszusammensetzungen Einfluss auf die Wärmeübertragung im Dampferzeuger genommen, wirkt sich dies wesentlich günstiger aus. Durch die Möglichkeit, den Sauerstoff in Primär-, Sekundär- und Obergas einzumischen und dadurch den Sauerstoffanteil beliebig einzustellen, verfügt der Oxyfuel-Prozess über einen zusätzlichen Freiheitsgrad zur Steuerung der Flammentemperaturen.
Mit der Verteilung der Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme auf Brennergase und Obergas kann sowohl Einfluss auf die Strahlungsvorgänge im Verdampfer über die Flammentemperatur als auch auf den konvektiven Wärmeübergang über Rauchgastemperatur und -strömungsgeschwindigkeit genommen werden. So ist es möglich, eine entsprechende Verteilung der Wärmestromaufnahme zwischen Strahlungsheizflächen und Konvektivheizflächen zu erreichen. Bei gleichem Sauerstoffüberschuss konnte die adiabate Verbrennungstemperatur des Luft-Prozesses nicht erreicht werden. Die Auswirkungen, in Form einer geringeren Wärmeaufnahme in der Brennkammer aufgrund des hohen Temperatureinflusses beim Strahlungswärmeübergang, können im Konvektivteil kompensiert werden, so dass die geforderten Dampfparameter erreicht werden.
Aufgrund der höheren Dichte und Wärmekapazität des Rauchgases sinken beim Oxyfuel-Prozess Strömungsgeschwindigkeit bzw. Rauchgastemperatur bei gleichem in den Dampferzeuger eingebrachtem Wärmestrom. Der daraus resultierende schwächere konvektive Wärmeübergang wird durch die höhere Gasstrahlung, aufgrund des hohen CO₂-Gehaltes, in den Konvektivheizflächen ausgeglichen.
Diese Entwicklung hat positiven Einfluss auf die Materialtemperaturen des HD-Teils, das diese aufgrund des höheren Wärmeübergangs auf der Innenseite hauptsächlich von den Wasser- bzw. Dampftemperaturen abhängen. Im HD-Teil werden hohe Dampftemperaturen durch die geringere Wärmeaufnahme im Verdampfer erst spät erreicht, so dass auch die Materialtemperaturen im Vergleich zum Luft-Prozess etwas niedriger sind. Die leichte Verschiebung der Wärmeübertragung hin zum Konvektivteil bewirkt einen Anstieg der Dampftemperaturen im MD-Teil des Dampferzeugers um maximal 10 K. Wegen der großen Sicherheitsreserven bei der Materialauslegung und den leicht erhöhten Temperaturen wird nicht mit Problemen gerechnet.
Beim Luftprozess wird der Luftüberschusses anhand der CO₂- und O₂-Gehalte im Abgas kontrolliert. Diese Vorgehensweise kann für den Oxyfuel-Prozess nicht übernommen werden, weil mit die dem Rauchgas rezirkulierten Sauerstoff- und Kohlendioxidmasseströme in die Bilanz aufgenommen werden müssen.
Erhöhte NO_x-Konzentrationen entstehen beim ungestuften Luft-Prozess durch den Stickstoff der Luft und hohe Verbrennungstemperaturen. Beim Oxyfuel-Prozess hingegen ist der eingetragene Stickstoffanteil im Verbrennungsgas kleiner als 7%, wodurch sich fast nur noch Brennstoff-NO_x bilden kann. Folglich ist die Entstehung der Stickoxide hauptsächlich abhängig vom verbrannten Kohlemassestrom und dessen Zusammensetzung. Als Konsequenz kann auf eine Luft- bzw. Gasstufung zur Vermeidung von NO_x verzichtet werden. Es können stattdessen Zusammensetzungen und Masseströme der Brennergase und des Obergases verändert werden, um die Wärmeaufnahme in Feuerraum und Konvektivteil des Dampferzeugers optimal an die betrieblichen Gegebenheiten anzupassen. Wie die Variationsrechnungen zeigen, kann im Betrieb des Dampferzeugers beispielsweise über die Anpassung des Rezirkulationsmassestroms die verminderte Wärmeaufnahme im Verdampfer aufgrund von Verschmutzungen ausgeglichen werden.
Diese Fahrweise führt zu einem erhöhten Mess- und Bilanzierungsaufwand, der sich jedoch mit Hilfe von Kesseldiagnoseprogrammen bewältigen lässt.
Es wurde auf die speziellen Umrüstmaßnahmen für die Rezirkulation hinter E-Filter und hinter Rauchgastrockner eingegangen. Im Folgenden werden die beiden gerechneten Rezirkulationsvarianten miteinander verglichen. Vorteilhaft bei der Abzweigung hinter E-Filter sind die kürzeren Rauchgasleitungen und die höhere Temperatur, mit der das Rauchgas rezirkuliert wird. Nachteilig wirkt sich hingegen die Anreicherung des Rauchgases mit Schwefelverbindungen und die daraus resultierende Schwefelsäureproblematik aus. Betroffene Wärmeübertrager und Rauchgasleitungen müssen entsprechend korrosionsfest umgerüstet werden. In den Mühlen wird das Problem nur schwer lösbar sein. Weiterhin werden bei der Rezirkulation hinter E-Filter zwei zusätzliche Wärmeübertrager benötigt, um die Temperaturen am LUVO und vor der REA zu erreichen. Aus diesen Gründen ist insgesamt mit hohen Umbaukosten zu rechnen.
Bei der Rezirkulation des Rauchgases hinter dem Trockner werden zwar längere Rauchgaskanäle benötigt, jedoch können die meisten Komponenten unverändert weiterverwendet werden. Die Änderungen beschränken sich auf die Stilllegung einiger Gassen des E-Filters, die Anpassung der REA an höhere Rauchgastemperaturen sowie den Bau des LUVO-Bypasses. Letztgenannte Komponente muss als einzige korrosionsfest ausgelegt werden.
Durch Trocknung des gesamten Rauchgasmassestroms im Trockner, steigt der Energieaufwand. Trotzdem kann mit niedrigeren Umbaukosten als bei Rezirkulation hinter E-Filter gerechnet werden. Folglich ist die Variante mit Rezirkulation des Rauchgases hinter Rauchgastrockner als die technisch und ökonomisch vorteilhafteste zu sehen.
Der Wirkungsgrad sinkt bei beiden Varianten durch den zusätzlichen elektrischen Eigenbedarfs der Luftzerlegung und der CO₂-Verdichtung um etwa 10% Prozentpunkte. Im Vergleich zur Rauchgaswäsche (MEA) sind Wirkungsgradeinbußen dennoch gering.
Bei den Konzepten zum CO2-freien Kraftwerk gilt der Oxyfuel-Prozess, also die Verbrennung mit reinem Sauerstoff und rezirkuliertem Rauchgas, als eines der aussichtsreichsten. Das liegt hauptsächlich daran, dass Komponenten dieses Prozesses bereits auf anderen Gebieten Verwendung finden und bestehende Kraftwerke mit mäßigem Bauaufwand umgerüstet werden können.
Bei der Konzeptentwicklung zur Umrüstung eines Kraftwerkes auf den Oxyfuel-Prozess ist die Wahl des Rezirkulationsortes von zentraler Bedeutung. Davon hängen die Zusammensetzung und die Temperatur des rezirkulierten Rauchgases ab. Es leiten sich auch Eigenschaften für die mit dem Rauchgas in Berührung kommenden Komponenten ab, wenn das Rauchgas mit Staub, SO_x und/oder Wasser angereichert ist.
Anhand der Kriterien „Weiterverwendbarkeit vorhandener Komponenten" und „Übertragbarkeit der Ergebnisse auf andere Varianten" wurden aus sieben möglichen Rezirkulationsvarianten zwei Varianten zur weiteren Betrachtung ausgewählt.
Für die Rezirkulation des Rauchgases hinter E-Filter und hinter Rauchgastrockner wurden die geforderten Dampfparameter ohne Umbauten an den Dampferzeuger-Heizflächen erreicht. Weiterhin wurden andere Anlagenteile betrachtet, die zum Verbrennungsgassystem oder zur Rauchgasreinigungsstrecke gehören. Dazu zählen Entstickungsanlage, E-Filter, Rauchgasentschwefelungsanlage, Mühlen, diverse Wärmeübertrager, Brenner und Gebläse.
Die Rezirkulation hinter E-Filter bewirkt eine hohe Anreicherung des Rauchgases mit Schwefeloxiden und Wasser. In Folge dessen kommt es zur Bildung von Schwefelsäure in vielen Anlageteilen. Trotz des Vorteils der hohen Rauchgastemperatur bei der Rezirkulation ist dieser Rezirkulationsort aus den genannten Gründen eingeschränkt empfehlenswert.
Bei der Variante mit Abzweig hinter Trockner, bei der das Rauchgas entstaubt, entschwefelt und getrocknet rezirkuliert wird, kann ein Großteil der bisherigen Komponenten weiterverwendet werden. Obwohl das gesamte Rauchgas vor der Rezirkulation aufwändig getrocknet werden muss, wird diese Version favorisiert.
Zur Überprüfung der getroffenen Annahmen wurden Variationsrechnungen durchgeführt. Dabei wurde festgestellt, dass eine veränderte Wärmeaufnahme in der Brennkammer relativ leicht ausgeglichen werden kann. Mit dem Rezirkulationsmassestrom konnte zusätzlich ein wichtiges Instrument zur Verschiebung der Wärmeaufnahme zwischen Feuerraum und Verdampfer gefunden werden.
Abschließend wurde der Gesamtprozess betrachtet. Gedanken zur optimalen Aufstellungsplanung der Kraftwerkshauptkomponenten führten zum Vorschlag einer viereckigen Anordnung der Komponenten mit einem zentralen Kühlturm. Der Nettowirkungsgrad des Luft-Prozesses von 50% sinkt beim unoptimierten Oxyfuel-Prozess um etwa 10% Prozentpunkte. Diese Arbeit kombiniert erstmalig den Oxyfuel-Prozess mit der 700°C-Technologie. Mit zukünftigen Erkenntnissen zum Materialverhalten bei 700°C-Kraftwerken unter Oxyfuel-Atmosphäre und Messergebnissen aus Pilotanlagen mit großen Brennkammerquerschnitten können die hier getroffenen Annahmen und Aussagen überprüft werden. Weiterhin sollten Untersuchungen zum Verhalten bei Teillast sowie An- und Abfahrvorgängen folgen. Das Regelverhalten des Dampferzeugers, das sich mit der Umrüstung auf den Oxyfuel-Prozess ändert, bietet weitere Ansätze für zukünftige Arbeiten.

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Abkürzung	Beschreibung
AAL	American Air Liquide
ADECOS	Advanced Development of the coal
Ar	Argon
B & W	Babcock & Wilcox Company
BImSchV	Bundesimmissionsschutzverordnung
CO₂	Kohlendioxid
DeNO	Entstickung
DS	Drallstufen
DOE	US-amerikanisches Energieministerium
E-Filter	Elektrostatischer Filter
ECBM	Enhanced Coal Bed Methane Recovery
EOR/EGR	Enhanced Oil/Gas Recovery
FDBR	Fachverband Dampfkessel
Gl.	Gleichung
H₂O	Wasser
HD	Hockdruck
HPE	Hitachi Power Europe GmbH
IFRF	International Flame Research Foundation
IGCC	Integrated Gasification Combined Cycle
LUVO	Luftvorwärmer (Regenerativ)
N₂, NO	Stickstoff, Stickoxide
MD	Mitteldruck
MEA	Monoethylamin
MPS	Mühle Pendel Schüssel
N. tr	trockener Normzustand
ND	Niederdruck
O₂	Sauerstoff
REA	Rauchgasentschwefelungsanlage
SCR	selective catalytic reduction
SO₂, SO₃, SO_x	Schwefeldioxid, Schwefeltrioxid, Schwefeloxid
Ü	Überhitzer
V	Verdampfer
VDI	Verein Deutscher Ingenieure e. V.
WÜ	Wärmeübertrager
WVS	Wärmeverschubsystem
ZEP	zero emission fossil fuel power plants technology platform
ZÜ	Zwischenüberhitzung

Symbol	Dimension	Bezeichnung
A	[m²]	Fläche
c_p	[J/(kgK)	spezifische Wärmekapazität
c_w	[–]	Widerstandsbeiwert
C	[W/(m²K⁴)]	Strahlungsaustauschkoeffizient
F	[N]	Kraft
g	[m/s²]	Erdbeschleunigung
H₀	[J/kg]	Heizwert
I	[Ns]	Impulsstrom
k	[W/(m²K)]	Wärmedurchgangskoeffizient
K	[–]	Konstante
K_A,B, ...	[K^–1]	Koeffizienten
l	[m]	charakteristische Abmessung
m	[kg/s]	Massestrom
n	[mol]	Stoffmenge
Nu	[–]	Nußelt-Zahl
p	[Pa]	Druck
P	[W]	Leistung
Pr	[–]	Prandtl-Zahl
Q	[W]	Wärmestrom
R/R_m	[–]	Rezirkulationsrate/-verhältnis
Re	[–]	Reynolds-Zahl
T	[K]	Temperatur
w	[m/s]	Strömungsgeschwindigkeit
x	[kg/kg]	Masseanteil
α	[W/(m²K)]	Wärmeübergangskoeffizient
δ	[m]	Schichtdicke
η	[kg/(m s)], [–]	dynamische Viskosität, Wirkungsgrad
	[°C]	Temperatur
λ	[W/(mK)]	Wärmeleitfähigkeit
λ₀₂	[–]	Sauerstoffüberschuss
φ	[–]	Koeffizient
ρ	[kg/m³]	Dichte
Δh_V	[kJ/kg]	spezifische Verdampfungsenthalpie

Indizes	Beschreibung
0	Auslegungszustand
1,2	vor, nach Zustandsänderung
A	Auftrieb
Abgas	Abgas
aus	Austritt
außen	auf der Außenseite
CO₂	Kohlendioxid, Kohlendioxidverdichtung
D	Dampf
EB	Eigenbedarf
el	elektrisch
fe	feucht
F	Fluid
Feuerraum	Feuerraum
FL	Falschluft
G	Gas
H₂O	Wasser
H₂SO₄	Schwefelsäure
innen	auf der Innenseite
K	Kohle
konvektiv	Konvektiv-
L	Luft
LZA	Luftzerlegungsanlage
min	Mindestbedarf
n	Laufvariable
O₂	Sauerstoff
PG	Primärgas
PL	Primärluft
Rezi	rezirkuliertes Rauchgas
RG	Rauchgas
S	Schwebkörper
SG	Sekundärgas
SL	Sekundärluft
Strahlung	Strahlungs-
SW	Strömungswiderstand
tr	trocken
Trocknung	Trocknungs-
W	Wasser
Wand	Wand

ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
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- P. Mönckert, D. Reber et. al.: Operation of a 0.5 MWth PF combustion facility under Oxyfuel conditions – an experience report. Clearwater: The Proceedings of the 32nd International Conference an Coal and Fuel Systems, IVD, Universität Stuttgart, 2007 [0352]
- R. Payne, S. L. Chen, A. M. Wolsky, W. F. Richter: CO₂ recovery via coal combustion in mixtures of oxygen and recycled flue gas. In Combustion Science and Technologie, 1989, Vol. 67, Seiten 1-16 [0352]
- C. R. Shaddix, A. Molina: Coal particle ignition and devolatilization during oxy-coal combustion. Clearwater: The Proceedings of the 31st International Conference an Coal and Fuel Systems, Clearwater, Florida, USA, 2006 [0352]
- K. Strauß: Kraftwerkstechnik zur Nutzung fossiler, regenerativer und nuklearer Energiequellen. Berlin: Springer Verlag Berlin, 5. Auflage, 2006, S. 130 [0352]
- Verein Deutscher Ingenieure e. V.: Die näherungsweise Bestimmung des Schwefelsäure-Taupunktes. Düsseldorf: VDI 4670, Anhang C, 2003 [0352]
- D. M. Woycenko, W. L. van de Kamp, P. A. Roberts: Combustion of Pulverized Coat in a Mixture and Recycled Flue Gas – Summary of the APG Research Program. Ijmuiden: International Flame Research Foundation (IFRF), Ijmuiden, Niederlande, 1995 [0352]
- A. Yamamoto, T. Suda, K. Okazaki: Mechanism of ignition delay in O2/CO2 pulverised coal combustion. Osaka: The 21st annual Pittsburgh coal conference, Osaka, 2004 [0352]
- T. Yamada, M. Tamura et al.: Comparison of combustion characteristics of between oxy-fuel and air combustion. Clearwater: The Proceedings of the 31st International Conference an Coal and Fuel Systems, Clearwater, Florida, USA, 2006 [0352]
- Kai Biermann: Das V-Wort. Zeit online, 21.6.2007, http://www.zeit.de/online/2007/26/Suffizienz?page=1 [0352]

Claims

Verfahren zum Betrieb und zur Steuerung/Regelung eines einen kohlebefeuerten Dampfkessel umfassenden Kraftwerks, dessen Dampfkessel für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampfkessel durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist, dadurch gekennzeichnet, dass in dem Dampfkessel eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffes nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O₂ enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch CO₂-haltigem Rauchgas derart durchgeführt wird, dass die Massenströme aller den kohlebefeuerten Brennern und dem Dampfkessel zugeführter Brennstoffströme sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt werden, dass die im Dampfkessel durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich gehalten wird, insbesondere die gleichen Dampfparameter erhalten werden.
Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass behandeltes und/oder unbehandeltes Rauchgas rezirkulierend zum Dampfkessel rückgeführt wird.
Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass ein bestehendes, insbesondere ein so genanntes 600°C-Kraftwerk mit dem Verfahren nach Anspruch 1 oder 2 nachgerüstet wird.
Kraftwerk mit einem kohlebefeuerten Dampfkessel, der für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampfkessel durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist, dadurch gekennzeichnet, dass in dem Dampfkessel eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffes nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O₂ enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, CO₂-haltigem Rauchgas derart erfolgt, dass das die Massenströme aller den kohlebefeuerten Brennern und dem Dampfkessel zugeführter Brennstoffströme Verbrennungs-gas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt sind, dass die im Dampfkessel durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich bleibt, insbesondere die erhaltenen Dampfparameter gleich sind.