DE19653901A1 - Verfahren und Vorrichtungen zur autothermen Vergasung von Festbrennstoffen und Verwertung von Generatorgas in Gasmaschinen sowie zur Prozeßsteuerung des Gesamtsystems aus Gasgenerator, Gaswäsche und Gasmaschinenbetrieb in Echtzeit - Google Patents

Description

1) Biogene Energieträger haben eine hohe klimastrategische Bedeutung, da ihre Nutzung unter Kriterien der Nachhaltigkeit keine Belastung der Atmosphäre mit Kohlendioxid hervorruft. Die Zukunftsfähigkeit von Biomasse als Energieträger wird entscheidend von den Wirkungsgraden ihrer Nutzungstechnologie, insbesondere der Verstromung und der Minimierung aller verbundenen Emissionen bestimmt. Diesbezüglich bietet der Prozeß der thermochemischen Gaserzeugung aus Biomasse mit direkt anschließender Verstromung in Gasmotoren, Gasturbinen und Brennstoffzellen die meisten Potentiale zur Wirkungsgrad­ steigerung und Emissionsminderung.

2) In den letzten Jahren ist es gelungen, das traditionelle Teerproblem bei der Vergasung von Biomasse durch mehrstufige Vergasungsprozesse sowohl bei hohen (< 1200°C) als auch niedrigen (< 900°C) Reaktortemperaturen zu lösen. Das hierbei erzeugte Generatorgas ist jedoch entweder durch geringe Flammgeschwindigkeit oder durch Klopfempfindlichkeit gekennzeichnet, wobei in beiden Fällen Schwankungen in der Gaszusammensetzung einen optimalen Einsatz in Gasmaschinen erschweren und diese dann so eingestellt werden müssen, daß ein stabiler Gasmaschinenbetrieb nur mit niedrigen Wirkungsgraden möglich ist.

3) Bislang ist es nicht möglich, den Prozeß der thermochemischen Biogaserzeugung so zu führen, daß immer ein optimales Gas für den Einsatz in Gasmotoren erzeugt und die Verkettung durch eine Prozeßsteuerung in Echtzeit erreicht wird. Die vorliegende Erfindung dient der Lösung dieses grundlegenden Problems.

4) Ein Ausführungsbeispiel des erfindungsgemäßen Verfahrens mit Vorrichtungen wird im folgenden anhand der Fig. 1 erläutert:

• A) Fig. 1 zeigt mit (1) das Sinnbild eines thermochemischen Gasreaktors mit einer regelbaren Brennstoffzufuhr (2), der prinzipiell einstufig wie auch mehrstufig sein kann, sowie einem optionalen Austrag für Generatorkohle (36). Das Oxidationsmittel Luft bzw. Sauerstoff (3) wird mit Hilfe eines Gebläses in einen Partialdruckverdampfer (4) bestehend aus einem Gaswäscher im Gegenstrom mit heißem Wasser versetzt und dadurch mit einem durch die Temperaturen und Massenströme des heißen Wassers einstellbaren Wasserdampf gesättigt. Das Oxidationsmittel Luft/Sauerstoff und Wasserdampf wird mit Hilfe eines Wärme­ tauschers (5) möglichst nah an die Austrittstemperatur des aus dem Gasreaktor (1) austretenden Rohgases erhitzt und dann dem Gasreaktor zugeführt, wobei dies vorzugsweise in mehreren Stufen (6) in Abhängigkeit von Echtzeitmeßgrößen (im Regelfall Temperatur) erfolgt, um eine auch mathematisch möglichst eindeutig beschreibbare Umsetzung des Brennstoffes zu erzielen. Der Brennstoff kann prinzipiell über Schleusen zugeführt werden, um zu verhindern, daß mit der Brennstoffzufuhr Luft eingesaugt, bzw. um im Falle eines Überdruckes im Gasreaktor zu verhindern, daß Gas aus dem Reaktor über die Brennstoffzufuhr austritt. Verfahrenstechnisch günstiger, weil störungsunanfälliger, ist es jedoch, daß die Zufuhr des Oxidationsmittels über Drucksensoren und ein Regelventil (7) in der Weise geregelt wird, daß an der Schnittstelle Brennstoff-Gas gegenüber der Umgebungsluft der Differenzdruck=0 herrscht.
• B) Kennzeichnend für den Prozeß ist im weiteren, daß die fühlbare Wärme im Rohgas nach dem Wärmetauscher (5) mit einem Abwärmenutzungssystem (8) mit min­ destens 3 Wärmetauschern ausgestattet wird, das sowohl die Wärme im Gas als auch die Kondensationsenthalpie aus einem Kühlwäscher (9) nutzt und so für den Partialdruckverdampfungsprozeß einsetzt, daß ein möglichst hoher Anteil des Ver­ dampfungsenthalpiebedarfs aus der Kondensationsenthalpie gedeckt wird, die im Kühlwäscher (9) frei wird. Zur Optimierung der Exergienutzung aus dem Kühl­ wäscher wird die Umlaufwassermenge im Kühlwäscher so eingeregelt, daß die Differenztemperatur zwischen Wasserablauf und Zulauf einen Maximalwert hat. Dadurch steht der Teilstrom des Umlaufwassers mit Kondenswasser, der in den Partialdruckverdampfer überführt wird auf einem maximalen Temperaturniveau zur Verfügung. Dieser Teilstrom kann dann bedarfsgerecht unter Nutzung von Ab­ wärme mit höherem Temperaturniveau aus dem Abwärmenutzungssystem (8) auf die Temperatur erhitzt werden, die für die Einhaltung eines Sollwertes für die Wasserdampfsättigung im Partialdruckverdampfer erforderlich ist. Um den Anteil der Nutzung der Kondensationsenthalpie für die Partialdruckverdampfung noch weiter zu erhöhen, sieht der erfindungsgemaße Anspruch auch einen zweistufigen Partialdruckverdampfer vor, bei dem in einer oberen Stufe ein höherer Wasserumlauf über einen Bypass eingestellt wird, wobei das aus dieser Stufe austretende Wasser zunächst einmal durch Nutzung von Kondensationswärme aus dem Kühlwäscher erwärmt wird, bevor es durch Nutzung einer höheren Temperatur aus dem Abwärmenutzungssystem (8) auf die erforderliche Eintrittstemperatur in den Partialdruckverdampfer (4) gebracht wird. Der erfindungsgemäße Anspruch ist auch dann erfüllt, wenn dem Kühlwäscher ein Wäscher, beispielsweise zur Ab­ sorption von Ammoniak, nachgeschaltet wird und das daraus ablaufende Wasser, angereichert mit Kondenswasser aus dem Kühlwäscher, über Wärmetauscher im Umlaufwasserstrom des Kühlwäschers auf eine möglichst hohe Temperatur erwärmt wird und wenn dieser Wasserstrom vor Eintritt in den Partialdruck­ verdampfer (4) einem Stripp-Prozeß unterzogen wird, wobei für den Stripp-Prozeß das Oxidationsmittel selbst genutzt wird.
• C) Der erfindungsgemäße Anspruch sieht vor, daß das Generatorgas vor Eintritt in den Kühlwäscher (9) durch wenigstens eine Waschstufe (10), vorzugsweise aber durch zwei oder mehr Waschstufen (11) gereinigt wird. Ziel dieser Waschstufen ist eine maximale Gasreinigung, um eine Verschmutzung des Kühlwäschers (9) und seiner Wasserkreisläufe zu vermeiden. Zumindestens in der ersten Waschstufe erfolgt keine Wärmeabfuhr und das Generatorgas wird mit nahezu 100%iger relativer Feuchte gesättigt, so daß für Meßprozesse ein durch Temperatur und Druck definierter Wasserdampfgehalt im Generatorgas herrscht. Zudem wird das Gas vorzugsweise vor Eintritt in den Kühlwäscher (9) mit einem Gasgebläse (12) angesaugt und verdichtet, um infolge der Drucksteigerung eine höhere Austrittstemperatur des Wassers aus dem Kühlwäscher (9) zu erreichen. Nach der Gasreinigung wird das Gas mit Hilfe eines Drosselventils (13) und eines Druckreglers auf konstanten Druck eingestellt, so daß das Gas in der nachfolgenden Gas-Luft-Misch-Regelstrecken zu möglichst stetigen Bedingungen zur Verfügung steht.
• D) Im Gas-Luft-Mischer (14) mit einem präzise geregelten Stellventil (15) für das Gas und einem ebenso präzise geregeltem Stellantrieb für die Regelung des Gas-Luft- Gemisches (16) wird das Gas-Luft-Gemisch auf eine optimale Qualität der Gas- Luft-Mischung eingestellt, um einen stabilen klopffreien Betrieb des Gasmotors bei höchst möglichen Wirkungsgraden zu erzielen. Um eine optimale Regelung der Gaszufuhr und Gas-Luft-Mischung zu erreichen, wird dem Gas-Luft-Mischer (14) ein geregeltes Drosselventil (17) mit Drucksensor (18) nachgeschaltet, das gleich­ mäßige Druckverhältnisse im Gas-Luft-Mischer unabhängig vom Ansaugdruck der Gasmaschine (19) mit optionalem Turbolader (20) sicher stellt. Die Abgase des Motors (21) werden wie üblich nach der Abgasturbine und Nutzung der Abwärme über Wärmetauscher an die Umgebung abgeführt.
• E) Ein weiteres Merkmal der Erfindung ist, daß die Regelung der Drehzahl (Frequenzregler 22) bzw. der Leistung der Gasmaschine nicht primär über das Drosselventil (17), sondern über die Zudosierung des Generatorgases mit Hilfe des Stellantriebes (15) erfolgt. Die Auswirkung auf das Drosselventil (17) erfolgt nur als Vorgabewert, um im Lastwechselfall eine möglichst verzögerungsfreie Anpassung des Drosselventils (17) an neue Druckverhältnisse vor und nach dem Drosselventil zu erreichen. Führungsgröße für das Drosselventil (17) bleibt der Druck (18) im Gas-Luft-Mischer.
• F) Entscheidend für die verzögerungsfreie Sicherung der Qualität der Gas-Luft- Mischung ist die Qualitätsüberprüfung unmittelbar im Gas-Luft-Mischer (14), vorzugsweise durch eine Messung der Schallgeschwindigkeit im Mischgas (23) und Rückkopplung der Messung über einen Echtzeitprozeßrechner (24) mit dem Stellventil (16) für die Regelung der Gas-Luft-Mischung. Stand der Technik ist, daß die Qualität der Gas-Luft-Mischung erst mit dem Verbrennungsprozeß in der Gasmaschine (Klopfsensor, Druckmessung) bzw. unmittelbar nach Austritt aus dem Zylinder (Lambda-Sonde, Temperatursonde) erfolgt und auf das Gas-Luft-Misch- System zurückwirkt. Um die Totzeit zwischen Gas-Luft-Mischung und Erfolgskontrolle auf eine Zylinderfüllung zu reduzieren, ist es in den letzten Jahren üblich geworden, die Gas-Luft-Mischung unmittelbar vor den Ansaugventilen zu erzeugen und für jeden einzelnen Zylinder einzuregeln. Ein Fehler in der Gasmischung wird hierbei jedoch immer erst nach der Verbrennung im Zylinder erkannt. Gegenüber dem Stand der Technik bietet die vorliegende Erfindung im Sinne eines Total-Quality-Managements einen Qualitätssprung. Die Qualität des Gas-Misch-Prozesses wird schon während des Mischprozesses mit Hilfe der Schallgeschwindigkeitsmessung überprüft, wobei die Totzeit kleiner einer Umdrehung der Gasmaschine ist und durch Rückmischvorgänge im Mischer und Puffervolumen gesichert werden kann, so daß die Abweichungen von einer optimalen Qualität des Gas-Luft-Gemisches selbst bei Regelschwankungen sehr klein sind. Dies ist insbesondere dann erforderlich, wenn klopfempfindliches Generatorgas eingesetzt wird, um die Gasmaschinen möglichst nahe an der Klopfgrenze mit hoher Flammgeschwindigkeit und optimalen Wirkungsgraden zu fahren. Die Regelung über die Schallgeschwindigkeit in dem Gas-Luft-Misch- System bietet zudem den Vorteil, daß Heizwertschwankungen bereits an dieser Stelle abgepuffert werden. Entscheidend für den Gasmaschinenbetrieb ist letztlich der Gemischheizwert der Gas-Luft-Mischung, der, unter der Voraussetzung gleicher Wasserdampfgehalte im Gasreaktor und gleicher Gemischheizwerte, einen vom Heizwert des Generatorgases nahezu unabhängige Schallausbreitungs­ geschwindigkeit hat. Hierdurch können Schwankungen im Heizwert infolge unterschiedlicher Heizwerte der eingesetzten Brennstoffe bereits im Gas-Luft- Mischer (14) mit einer Genauigkeitsklasse kleiner ± 1% ausgeglichen werden. Die Nachführung des Sollwertes der Schallgeschwindigkeit erfolgt erfindungsgemäß aus Berechnungen des nachfolgenden Verbrennungsprozesses, die auf der Basis von Klopf- und/oder Drucksensoren (25) und Daten im Abgas (26) (Temperatur, Sauerstoffgehalt, Stickoxide) erfolgt. Der Sollwert für die optimale Schallgeschwindigkeit kann dadurch in gewissen Regelbreiten unabhängig von den Prozeßbedingungen im thermochemischen Vergasungsprozeß errechnet und laufend angepaßt werden.
• G) Ein weiteres wesentliches Merkmal der vorliegenden Erfindung ist die Anpassung des Wasserstoffgehaltes als Hauptfaktor für die Flammgeschwindigkeit, aber auch der Klopfempfindlichkeit auf der einen und des Kohlendioxidgehaltes als Faktor für die Absenkung der Klopfempfindlichkeit auf der anderen Seite im Vergasungs­ prozeß selbst. Der Anteil an Wasserstoff im Generatorgas und die Relationen zwischen Wasserstoff und Kohlendioxid kann, insbesondere in mehrstufigen Vergasungsprozessen mit ausreichend langen Verweilzeiten präzise über eine Regelung des Wasserdampfgehaltes im Vergasungsprozeß eingestellt werden.
  Hierzu wird im Echtzeitprozeßrechner (24) aus einer Analyse des Verbrennungs­ verhaltens des Gas-Luft-Gemisches in der Gasmaschine ein Anforderungsprofil an einen optimalen Wasserstoffgehalt sowie das Verhältnis von Wasserstoff zu Kohlendioxid errechnet und als Vorgabe für einen Sollwert im Wasserdampfgehalt des Oxidationsmittels an einen Prozeßrechner (35) für die Regelung des Wasser­ dampfgehaltes im Oxidationsmittel (27) weitergeleitet, der auf dieser Basis über ein Regelventil im Wasserkreislauf zur Erhitzung des Eintriftswassers in den Partial­ druckverdampfer (4) einen optimalen Dampfgehalt im Oxidationsmittel einregelt.
  Der Prozeßrechner (35) berücksichtigt dabei den beim Betrieb des Gassystems gewünschten Anteil an Generatorkohle, die als Koppelprodukt der Gaserzeugung ausgeschleust wird.
• H) Schlüssel für die Regelgüte des Gesamtprozesses ist dann die exakte echtzeitnahe Zudosierung des Brennstoffes, da mit dem Brennstoff auch Wasser in den Prozeß gelangt und Schwankungen in der Brennstoffzufuhr (2) automatisch zu Schwan­ kungen des Wasserdampfgehaltes im Vergasungsprozeß und damit im Wasserstoff- Kohlendioxid-Gleichgewicht führen. Die Echtzeitregelung der Brennstoffzuführung ist insbesondere bei biogenen Brennstoffen bis heute nicht gelöst, zumal der Brennstoff unterschiedliche Feuchten, Dichten usw. aufweisen kann. Die bislang genutzte Regelung nach Füllständen bzw. Temperaturprofilen ist prinzipiell viel zu träge, um Echtzeitanforderungen gerecht zu werden. Gleiches gilt für die Messung der Gasqualität im Prozeß, die im Regelfall eine Reinigung des Gases voraussetzt und allein dadurch unzulässige Totzeiten bedingt. Die vorliegende Erfindung löst dieses Problem der Echtzeitregelung der Brennstoffzufuhr durch mehrere Schallge­ schwindigkeitsmessungen im Vergasungs- und Gasreinigungsprozeß (28, 29, 30). Dabei stutzt sich die Regelung zunächst einmal auf zwei sehr präzise Schallge­ schwindigkeitsmessungen unmittelbar vor (28) und hinter (29) der ersten Waschstufe synchron mit Präzisionsmessungen der Temperatur und Druck­ verhältnisse. Die Schallgeschwindigkeitsmessungen erfolgen in verbindenden Rohr­ leitungen mit definierten Querschnitten, wobei die Schallgeschwindigkeit vorzugs­ weise mit Ultraschallsendern (Piezoelemente) und Ultraschallempfängern im Abstand von wenigen Millisekunden jeweils mit und entgegen der Strömungsrichtung gemessen wird. Dadurch werden synchron die Strömungsgeschwindigkeit mit höchster Präzision errechnet und Einflüsse der Strömung auf die Schallgeschwindigkeit kompensiert. Auf Basis der bekannten Rohrquerschnitte, Temperatur- und Druckverhältnisse wird der Gasvolumenstrom errechnet. Auf Basis der Schallgeschwindigkeitsmessung (29), die bei nahezu 100%iger relativer Feuchte erfolgt, wird durch eine Differenzbildung mit der Messung (28) der Wasserdampfgehalt im Rohgas errechnet. Je nach Verweilzeit des Gases in den Gasreaktoren und den nachgeschalteten Wärmetauschern ergeben sich ca. 4 bis 8 Sekunden Totzeit zwischen der Brennstoffzufuhr und zuordbaren Ist- Wert-Angaben über den Feuchtegehalt im Rohgas, mit deren Hilfe die Brennstoffzuführung nachgeregelt werden kann. Da Störgrößen infolge von Brenn­ stoffschwankungen meist langsame Änderungsgradienten bewirken, reicht diese Rückführzeit aus, um im Regelfall eine Konstanz des Wasserdampfgehaltes im Rohgas mit einer Genauigkeit von ± 1% zu erzielen. Um aber stärkere Ab­ weichungen ausgleichen zu können und bereits mit kürzeren Zeiten Änderungsgra­ dienten der Schallgeschwindigkeit zu erfassen, wird auf Basis der vorliegenden Erfindung die Schallgeschwindigkeit bereits in den heißen Zonen des Vergasungsprozesses (30) gemessen. Aus Temperaturgründen ist es aber nicht möglich, die Schallgeschwindigkeit mit den gleichen Sensoren wie bei (28) und (29) vorzunehmen. Die vorliegende Erfindung stützt sich daher auf die physika­ lische Gesetzmäßigkeit, daß die Frequenz von Schallemissionen von der Schallaus­ breitungsgeschwindigkeit des Gases im Bereich der jeweiligen Schallquelle abhängt. Die Innovation ist darin begründet, daß Frequenzverschiebungen der Schallemissionen in Rohrverbindungen im Gassystem bzw. deren Einläufe, Ausläufe oder an Strömungskörpern welcher Art auch immer mit Hilfe von Mikro­ fonen über stethoskopartige Zufuhrkanäle analysiert werden und/oder Schallemit­ tenten gezielt eingebaut werden, die physikalische Möglichkeiten der Schaller­ zeugung in Blasinstrumenten nutzen. Akustisch eindeutige Schallemittenten lassen sich insbesondere auf der Basis der Geometriekriterien für "Panflöten" (Sack­ bohrung mit definierten Tiefen-Durchmesser-Verhältnis) bzw. von Lippenpfeifen realisieren. Der Schall wird hierbei durch das strömende Gas selbst erzeugt und die Frequenz sowohl durch die Geometrie der Resonatoren als auch die Schallaus­ breitungsgeschwindigkeit im jeweiligen Gas bestimmt. Bei Kenntnis der Geometrie läßt sich die Schallgeschwindigkeit aus der Frequenz errechnen. Durch die Messung (28) und (29) lassen sich aber auch die Zusammenhänge zwischen Frequenz und Schallausbreitungsgeschwindigkeit während des Prozesses erfassen, und die Schall­ emissionsverteilungen in Abhängigkeit von der Schallgeschwindigkeit kalibrieren. Dadurch kann letztlich jede Schallemission im Strömungsverlauf des Gasprozesses zur Bestimmung der Schallausbreitungsgeschwindigkeit herangezogen werden. Dieses Prinzip ist von universeller Bedeutung für alle thermochemischen Prozesse, insbesondere aber für Vergasungs- und Verbrennungsprozesse, für die es bislang auch keine Verfahrensbasis zur Echtzeitregelung gibt.
• I) Das Prinzip der synchronen Schallgeschwindigkeitsmessung gemäß (28) und (29) dient in der vorliegenden Erfindung auch zur exakten Volumenstrom- und Feuchte­ bestimmung des Oxidationsmittels Luft/Sauerstoff/Wasserdampf (32), die aber auch auf konventionellem Wege über Volumenstrommeßgeräte, Temperatur- und Feuchtesensoren erfolgen könnte.
• J) Aus einer rechnerischen Kombination der Schallgeschwindigkeitsmessungen (28), (29), (30), (32) mit Temperaturmessungen, insbesondere bei (31), (32), (33) und nach dem Gas-Luft/Dampf-Wärmetauscher (5) sowie einer exakten Erfassung der Gasvolumenströme und einer periodischen Messung der Gaszusammensetzung (34) wird auf der Basis der vorliegenden Erfindung nahezu in Echtzeit eine komplette Massen-, Energie- und Gleichgewichtsbilanz für den Vergasungsprozeß errechnet. Diese mathematische Möglichkeit stützt sich darauf, daß insbesondere bei hohem Wasserdampfgehalt die Wassergas- und Methangasgleichgewichte für die Gaszu­ sammensetzung entscheidend sind, so daß das Rohgas im wesentlichen nur aus Wasserdampf, Wasserstoff- Kohlenmonoxid, Kohlendioxid, Methan und Stickstoff besteht, wobei der Gehalt an Methan im Regelfall bei Werten < 2% liegt. Der Anteil höherer Kohlenwasserstoffe ist minimal und steht selbst wieder in Gleichge­ wichtszusammenhängen mit dem Methan und kann daher über Korrekturfaktoren im Methangasgleichgewicht kompensiert werden. Da die in realen Vergasungs­ prozessen erreichbaren Gleichgewichtsparameter für das Methangas- und Wasser­ gasgleichgewicht von den in der Literatur angegebenen Gleichgewichtskonstanten geringfügig abweichen, müssen die Gleichgewichtsparameter aus Gasanalysen (34) ermittelt und für Korrekturfaktoren verarbeitet werden. Die Abweichungsfaktoren sind, insbesondere bei hohen Wasserdampfgehalt im Vergasungsprozeß verhältnis­ mäßig konstant, so daß diese anlagenspezifisch in ihrer Abhängigkeit von den Temperaturprofilen und Gasdurchsätzen bzw. den erreichten Verweilzeiten para­ metrisiert werden können. Es genügen dann periodische Messung von Methan und Wasserstoff bzw. Kohlendioxid im Reingas (34), um die Korrekturfaktoren für die Gleichgewichtskonstanten nachzujustieren. Auf der Basis der Schallgeschwindig­ keitsmessung (29), des aus Differenzen mit (28) ermittelten Wasserdampfgehaltes sowie der Messung der Volumenströme des Generatorgases und des Oxidations­ mittels (aus ihrer Relation ergibt sich der Stickstoffgehalt im Generatorgas) lassen sich die Gaszusammensetzung und deren thermodynamisch wichtigen Kenngrößen mit Hilfe der Methangas- und Wassergasgleichgewichte direkt errechnen. Mit Hilfe der Temperatur (31), (32), (33) sowie der Volumenströme läßt sich schließlich eine komplette Massen- und Energiebilanz errechnen, die als Ergebnis auch die momentane Brennstoffzusammensetzung inklusive deren Feuchte ausweist. Daraus ergeben sich wiederum Möglichkeiten, das Gesamtsystem bis einschließlich des Einsatzes des Generatorgases in Gasmaschinen auf ein chemisch und physikalisch fundiertes Gesamtoptimum einzustellen und zugleich Generatorkohle als wertvolles Koppelprodukt zu erzeugen. Eine Analyse des Zusammenwirkens aller beteiligten Prozeßkomponenten zeigt, daß mit Hilfe dieser Prozeßverknüpfung insgesamt eine Regelverknüpfung in Echtzeit erzielt werden kann. Die physikalische und mathe­ matische Lösung dieses verketteten Prozesses mit der effektiven Verbrennungs­ qualität des Gases in Gasmaschinen als Führungsgröße für den Gesamtprozeß ist aber nur deshalb möglich, weil in den erfindungsgemäßen Ansprüchen neben Brennstoff und Luft auch Wasserdampf und Generatorkohlenaustrag als Freiheitsgrade für die Prozeßregelung eingeführt werden.
• K) Da aus Sicht eines optimalen Betriebes für Gasmaschinen unter der Voraussetzung einer stabilen Gemischregelung ein Generatorgas mit hohem Wasserstoffgehalt zugunsten einer hohen Flammgeschwindigkeit wünschenswert ist, läuft der Prozeß insgesamt optimal, wenn der Wasserdampfgehalt im Rohgas über 10% vorzugs­ weise aber zwischen 15 und 30% liegt und dadurch das Oxidationsmittel einen Wasserdampfanteil von über 33% bezogen auf den Volumenstrom des gesamten Oxidationsmittels, bzw. über 50% bezogen auf das Volumen der angesaugten Luft hat. Bei einem trockenen biogenen Brennstoff mit Wassergehalten von 12,5% werden dann mehr als 2/3 der Wasserdampffracht über den Partialdruckverdampfer (4) in den Prozeß eingeführt. Ein willkommener Nebeneffekt dieser hohen Anteile an Wasserdampf ist der hohe Umsatz an Wasser in Wassergas, so daß dann im Regelfall kein Abwasser anfällt und Wasser für den Prozeß sogar von außen zugeführt werden muß. Prinzipiell gibt es aber immer einen Einstellwert für den Wasserdampfgehalt, bei dem die Wasserbilanz ausgeglichen ist und kein Wasser von außen zugeführt und keines als Abwasser abgegeben werden muß. Doch dieses Ziel sollte gegenüber den Ansprüchen der Gasmaschinen nach optimaler Gaszusam­ mensetzung zurückstehen und nur als ein Nebenziel verfolgt werden.
• L) Die Kombination von Luft bzw. Sauerstoff mit Wasserdampf als Oxidationsmittel ist bekannt und wird insbesondere bei der Kohlevergasung genutzt. Bei der Biomassevergasung wurde dies bisher nicht als erforderlich angesehen, da die Biomasse bereits Wasser enthält und keine Wirkungsgradverluste als Folge der Wasserdampffrachten hingenommen werden sollten. Die Wirkungsgradverluste werden im Rahmen der vorliegenden Erfindung dadurch minimiert, daß das Oxidationsmittel (Luft/Wasserdampf) über einen Wärmetauscher (Rekuperator) (5) auf wenigstens 100°C unter der Austrittstemperatur des Rohgases aus dem Vergasungsprozeß, vorzugsweise aber auf 25 bis 30° unter der Austrittstemperatur des Gases vorerhitzt wird. Parallel dazu werden über 50% der für die Verdampfung nötigen Enthalpie aus dem Kondensationsprozeß zurückgewonnen, so daß weniger als 50% der nötigen Verdampfungsenthalpien aus höheren Temperaturniveaus ausgekoppelt werden müssen.
• 5) Ein optimales Ausführungsbeispiel zum erfindungsgemäßen Verfahren und Vorrichtungen für das Gas-Luft-Misch-System wird im folgenden anhand der Fig. 2 erläutert:
• A) Das Beispiel für eine erfindungsgemäße Vorrichtung enthält:
  
  • - ein vorzugsweise rotationssymmetrisches Gehäuse (1) für den Gas-Luft- Mischprozeß mit einer gestrichelt gezeichneten Mittellinie;
  • - einen axial entlang der Mittellinie (1) verstellbaren Injektor (2) mit einem radial auslaufenden Krümmer (3) sowie einem Düsenboden (4), der zu (3) einen regelbaren Spalt aufweist, wobei die Höhe des Spaltes über einen Servoantrieb (5) einstellbar ist;
  • - eine radial durchströmte Venturi-Düse (6) deren Wandungen durch den ringförmigen Diffusorkörper und einen Boden des Gehäuses (1) gebildet wird;
  • - einen Luftansaugkanal (7), der um den Injektor (1) verläuft;
  • - einen radialsymmetrischen Ringkanal (8) für das Gas-Luft-Gemisch, aus dem ein Teil der Gas-Luft-Mischung über einen Rückführungskanal (9) in die Radial- Venturi-Düse (6) zurückgeführt wird;
  • - eine Gaszuführung (10), die einen unabhängig vom Gasdurchsatz möglichst konstanten Vordruck hat, aus dem die erforderliche kinetische Energie für den Ansaug- und Mischungsprozeß des Gas-Luft-Mischers erzeugt wird;
  • - einen Stellantrieb (11) für die axiale Verschiebung des Radialinjektors (2);
  • - eine Gasleitung für das Luft-Gas-Gemisch zur Versorgung einer nachgeschalteten Gasmaschine (12);
  • - ein Drosselventil (13) mit Regler zur Einstellung eines konstanten Unterdrucks im Mischer (1) (vorzugsweise unter 10 Pascal unter dem Umgebungsdruck) unabhängig vom Unterdruck, der durch die nachfolgende Gasmaschine aufgebaut wird, wobei die Druckmessung (14) vorzugsweise indirekt durch zwei entgegengesetzte Venturi-Düsen (15) erfolgt, die gegenüber der Umgebung offen sind und ein Differenzdruck als statischer Druck zwischen den engsten Querschnitten der Venturi-Düsen messen;
  • - der Gasdurchsatz wird über einen Prozeßregler (16) gemäß den Anforderungen eines Drehzahl- bzw. Leistungsreglers (17) über den Stellantrieb (5) eingeregelt, wobei der Gasdurchsatz von der Spalthöhe zwischen (3) und (4) abhängt;
  • - der Luftdurchsatz im Verhältnis zum Gasdurchsatz wird durch einen eigenen Regler (18) eingestellt, wobei dieser Regler als Führungsgröße eine vorgegebene Schallgeschwindigkeit im Gas-Luft-Gemisch hat, an die vorzugsweise mit einer Schallgeschwindigkeitsmessung (19) (Istwert) im Rückführkanal (8) und optional zur frühzeitigen Erkennung von Trends im Venturi-Mischer (20,21) erfolgt, wobei der Schallsensoren im Venturi-Mischer zugleich als Sender und Empfänger arbeitet und der Ultraschall an der gegenüberliegenden Wand der Radial-Venturi-Düse reflektiert wird.
• B) Das Wirkprinzip des Radial-Venturi-Mischers (20) basiert auf einem möglichst flachen, tellerförmigen Freistrahl des den Mischprozeß antreibenden Gases, wobei für den Wirkungsgrad des Venturi-Mischers und die Güte des Mischvorgangs eine möglichst hohe Oberfläche angestrebt ist, die durch einen wellen- bzw. zickzack­ förmige Gestaltung des Düsenkanals zwischen (3) und (4) erfindungsgemäß vergrößert werden kann. Durch diesen Freistrahl wird sowohl die Luft als auch das Rückführgas angesaugt und optimal vermischt. Durch die Querschnittsvergrößerung im Radial-Diffusor kann der größte Teil der kinetischen Energie wie bei den üblichen axialen Venturi-Düsen als potentielle Energie zurückgewonnen werden, so daß der Venturi-Mischer einen niedrigen Druckverlust ausweist.
• C) Prinzipiell könnte der Venturi-Mischer dieser Bauart auch ohne Rückführung eines Gas-Luft-Gemisches betrieben werden, wobei die Luftansaugung allein durch die Höhe des Ringspaltes zwischen Injektor (2) und Einlaufkrümmer im Gehäuse (1) eingeregelt wird. Dies würde aber deutliche Änderungen im Wirkungsgrad des Injektors bei Drosselstellungen hervorrufen, die eine hohe Regelgüte erschweren und zugleich den Vorteil einer Rückführmischung zunichte machen. Die Ein­ bindung der Rückführung, die sich zwangsläufig mit Drosselung der Luftzufuhr durch den Injektor ergibt, führt zu einer überlagerten Gemischregelung, die einer wesentlich besseren Regelabstimmung und Durchmischung dient. Die Regelbreite des Gas-Luft-Mischers wird dadurch auch im Teillastbetrieb entscheidend verbessert. Eine weitere Optimierung im Teillastbereich läßt sich dadurch erreichen, daß der Diffusorkörper selbst über einen dritten Servoantrieb bezüglich der Höhe im Ringspalt angepaßt wird.
• D) Wegen der hohen Genauigkeit bei der Messung von Schallgeschwindigkeiten ist das Gas-Luft-Misch-Prinzip nahezu für alle Gase anwendbar, wobei wegen der hohen Schallgeschwindigkeit von Wasserstoff alle Gase mit hohen Anteilen an Wasserstoff (Generatorgas/Wassergas) besonders genau zu messen und einzuregeln sind. Mit Hilfe der Einführung der Ultraschallmesstechnik in die Güteüberwachung von Gas-Luft-Mischern kann dieses Prinzip prinzipiell für einen Betrieb mit verschiedenen Gasen ausgelegt werden. Dies ist besonders für den Dualbetrieb von Gasmaschinen mit Generatorgas und Erdgas von Bedeutung, da hierfür bislang zwei unterschiedliche Gasregelstrecken und -mischer erforderlich sind. Um jedoch gleiche Kontinuitätsbedingungen im Radial-Venturi-Mischer zu erreichen, muß beim Umschalten von beispielsweise Generatorgas auf Erdgas, das einen ca. 6-fach höheren Heizwert als Generatorgas hat, der Vordruck so weit erhöht werden, daß bei gleichen zu erzielenden Gemischheizwerten die gleiche kinetische Energie über den Ringspalt in den Ring-Venturi-Mischer eingetragen werden kann. Dies bedeutet, daß die Spaltweite der Ringdüse beim Betrieb mit Erdgas auf ca. 1/6 reduziert wird und der Stellantrieb (5) sehr präzise sein muß, um eine entsprechend hohe Regelgüte zu erreichen. Der Vordruck muß demnach proportional dem Heizwert des Gases bzw. der Gasgemische geführt werden, wobei die Druckverlust­ beiwerte des Ringspaltes abhängig von der Spalthöhe mit zu berücksichtigen sind. Entscheidend ist, daß in Bezug auf den Gemischheizwert der Gas-Luft-Mischung und den damit verbundenen Leistungsbedarf des Venturi-Mischers näherungsweise gleiche Leistungen über den Freistrahl-Injektor eingebracht werden.
• E) Wenn der Radial-Venturi-Mischer ausschließlich für hochkalorige Gase eingesetzt wird, kann als Verfahrensvariante das Gas durch den Luftansaugkanal (7) angesaugt und die Luft mit entsprechendem Vordruck über den Injektor geführt werden.
• F) Bei einer offenen Luftansaugung, aus der prinzipiell bei einer Überdosierung von Gas in den Gas-Luft-Mischer auch Gas austreten könnte ist die Kontrolle des Druckes im Gas-Luft-Mischer von Bedeutung, auch wenn die Radialinjektordüse sehr schnell dicht geschlossen werden und ein weiterer Austritt von Gas verhindert werden kann. Daher enthält die vorliegende Erfindung eine besonders empfindliche Druckregelung, die im Falle eines Überdruckes im Gas-Luft-Mischer das Gas-Luft- Gemisch über eine Leitung über Dach abgeben kann. Dies ist zumindest über eine kurze Zeit möglich, da der Injektor am Lufteintritt zunächst einmal einen Unterdruck aufbaut. Um eine möglichst sensible Druckreglung zu erreichen, enthält die Erfindung einen eigenständigen Sensor (15) mit zwei entgegengesetzten Venturi-Düsen, wobei immer beide Venturi-Düsen in gleicher Richtung durchströmt werden. Die Messung erfolgt über eine Differenzdruckmessung in den engsten Querschnitten der Venturi-Düsen. Wenn beide Düsen die gleiche Orientierungsrichtung hätten, würde kein Meßsignal empfangen werden. Dadurch aber, daß die Düsen hinsichtlich ihrer Diffusorrichtung entgegengesetzt durchströmt werden und die eine Düse gemäß dem Venturi-Prinzip nur einen Druckverlust von ca. 10% der kinetischen Energie am engsten Querschnitt hat und die andere gleichzeitig einen Druckverlust von über 100% aufweist, strömen völlig unterschiedliche Gasmengen durch die beiden Düsen. Das Meßsignal der statischen Drücke ist infolge der parallelen Durchströmung der Düsen zwar etwas niedriger (um ca. 10%) als bei einer einzelnen Venturi-Düse, doch der verfahrenstechnische Vorteil liegt darin, daß dieses Meßprinzip in beiden Strömungsrichtungen in gleicher Weise anspricht und eine Strömungsumkehr sehr sensibel erfaßbar ist. Auf diese Weise lassen sich sowohl im Überdruck als auch Unterdruck wesentlich niedriger Drücke im Gas-Luft-Mischer messen als mit konventionellen Meßgeräten.

Claims (13)

1. Verfahren und Vorrichtungen zur autothermen Vergasung von Festbrennstoffen, insbesondere von Biomasse, unter Einsatz von Luft bzw. Sauerstoff und Wasserdampf als Oxidationsmittel und zur Verwertung von Generatorgas in Gasmaschinen sowie zur Prozeßsteuerung des Gesamtsystems, bestehend aus Gasgenerator, Gaswäsche und Gasmaschine, in Echtzeit, dadurch gekennzeichnet, daß als Führungsgröße für den Vergasungsprozeß der Wasserdampfgehalt im Rohgas abhangig vom Verbrennungs­ verhalten des Generatorgases in der Gasmaschine eingestellt wird, daraufhin die Führungsgröße für den Wasserdampfgehalt im Oxidationsmittel unter Berücksichtigung einer möglichen Koppelproduktion von Generatorkohle berechnet und festgelegt wird und schließlich der Brennstoff abhängig vom Wasserdampfgehalt im Rohgas so zugeführt wird, daß im Rohgas ein weitgehend konstanter Wasserdampfgehalt eingehalten wird.

2. Verfahren gemäß Anspruch 1, unter Verwendung eines Gas-Luft-Mischers, dadurch gekennzeichnet, daß die Regelung des Gas-Luft-Mischungsverhältnisses so eingestellt wird, daß die Gas-Luft-Mischung einen definierten Sollwert der Schallgeschwindigkeit hat, wobei der Sollwert für die Schallgeschwindigkeit bei gegebenem Verdichtungsverhältnis und maximal zulässigem Verbrennungshöchstdruck der Gasmaschine so eingestellt wird, daß bei dem für einen hohen Wirkungsgrad optimalen Zündzeitpunkt ein klopffreier Gas­ motorenbetrieb gerade noch möglich ist, die Flammgeschwindigkeit unter Berück­ sichtigung der Klopfgrenzen ihr Optimum und die Austrittstemperatur des Abgases zugleich ihr Minimum hat.

3. Verfahren gemäß Anspruch 1 und 2, dadurch gekennzeichnet, daß der Sollwert für den Wasserdampfgehalt im Rohgas des Vergasungsprozesses so eingestellt wird, daß bei vor­ gegebenem Verdichtungsverhältnis und Verbrennungshöchstdruck der Gasmaschine eine klopfende Verbrennung verhindert und zugleich eine maximale Verbrennungsge­ schwindigkeit erzielt wird.

4. Verfahren gemäß Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Wasserdampfgehalt zugleich so hoch eingestellt wird, daß das mit dem Brennstoff zugeführte Wasser voll­ ständig in Wassergas umgesetzt wird und hierdurch kein Abwasser entsteht.

5. Verfahren gemäß Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Wasserdampf unter Verwendung von Kondenswasser der Gasreinigung mit Hilfe eines Partialdruckver­ dampfers in den Luft- bzw. Sauerstoffstrom überführt wird, wobei mehr als 30% der für den Verdampfungsprozeß nötigen Enthalpie aus der Kondensationsenthalpie des Kondens­ wassers gewonnen und der restliche Enthalpiebedarf durch Nutzung der Abwärme aus dem Vergasungsprozeß gedeckt wird und das Oxidationsmittel mit Wasserdampf unter Nutzung der Abwärme des Vergasungsprozesses bis nahe an die Austrittstemperatur des Generator­ gases aus dem Vergasungsprozeß erhitzt wird.

6. Verfahren und Vorrichtungen zur Prozeßregelung des Vergasungsprozesses in Echtzeit gemäß Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Wasserdampfgehalt im Vergasungs­ prozeß und/oder unmittelbar nach Austritt des Generatorgases aus den Gasreaktoren über die Schallgeschwindigkeit des Generatorgases im Rohgaszustand bestimmt wird, wobei die Schallgeschwindigkeitsbestimmung bei unterschiedlichen Temperaturen erfolgt und der Wasserdampfgehalt aus den unterschiedlichen Gradienten der spezifischen Wärme errechnet wird, bzw. eine der Schallgeschwindigkeitsmessungen in einer Prozeßstufe erfolgt, in der das Gas mit Wasserdampf unter definierten Temperatur- und Druckbe­ dingungen gesättigt ist, und aus der Differenz zu einer Messung der Schallgeschwindigkeit im Rohgas der Wasserdampfgehalt im Rohgas als Regelgröße für die Brennstoffzufuhr ermittelt wird.

7. Verfahren und Vorrichtungen zur Echtzeitprozeßregelung des Vergasungsprozesses gemäß Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Schallgeschwindigkeitsmessung in den hohen Temperaturbereichen, in denen keine für die Messung der Schallgeschwindigkeit üblichen Schallgeber und -sensoren eingesetzt werden können, über Frequenzmessungen von Schallquellen erfolgt, die infolge der Strömungsgeschwindigkeit des Reaktionsgases in den Strömungskanälen mit ihren Ein- und Ausläufen und Einbauten entstehen bzw. in Hohlraumresonatoren gemäß dem Prinzip der Panflöte bzw. in Pfeifen analog dem Prinzip von Orgelpfeifen zu akustischen Schwingungen angeregt werden, wobei deren geo­ metrische Abmessungen so weit bekannt sind bzw. aus ihren Schallemissionen errechnet werden können, daß Änderungen der emittierten Schallfrequenz in Kenntnis der Temperatur an den Schallquellen eine Errechnung der Schallgeschwindigkeit erlauben.

8. Verfahren gemäß Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß zur Optimierung der Qualität der Gas-Luft-Mischung ein Teil des Gas-Luft-Gemisches in den Prozeß der Gas-Luft- Mischung zurückgeführt wird.

9. Verfahren gemäß Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Rückmischung durch einen Injektor ohne separate Gebläse bzw. Verdichter erfolgt.

10. Vorrichtung gemäß Anspruch 2, 8 und 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Mischung von Gas und Luft unter Rückführung von bereits gemischtem Gas mit Luft in einem radialströmenden Injektor erfolgt, wobei der Energiebedarf sowohl für die Ansaugung der Luft als auch die Ansaugung des Rückführungsgases aus der kinetischen Energie des ausströmenden Gases in einem bezüglich der Spalthöhe einstellbaren Ringspalt des Injektors gedeckt wird, wobei das Gas-Luft-Mischungsverhältnis sowohl durch eine Regelung der Luftzufuhr als auch eine Regelung des Volumenstromes der Rückführung des Gas-Luft-Gemisches erfolgt.

11. Vorrichtung gemäß Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Schallgeschwindigkeits­ messung als Sollwert für die Einregelung der Gas-Luft-Mischung unmittelbar nach der Gas-Luft-Mischung und noch vor der Rückführung des Gas-Luft-Gemisches in den Injektor des Gas-Luft-Mischers erfolgt.

12. Vorrichtung gemäß Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, daß hinter dem Gas-Luft- Mischer ein Drosselventil eingesetzt wird, das mit Hilfe einer Feindruckregelung im Gas- Luft-Mischer so eingestellt wird, daß unabhangig vom Ansaugunterdruck der Gasmaschine bzw. ihres Turboladers ein konstanter Druck herrscht, der aus sicherheitstechnischen Gründen vorzugsweise unter dem Umgebungsdruck liegt.

13. Vorrichtung zur Feindruckmessung gemäß Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß der Druck im Gas-Luft-Mischer mit Hilfe von zwei hinsichtlich der Diffusorrichtung entgegengesetzten Venturidüsen gemessen wird, wobei die Strömungsgeschwindigkeit durch die Erfassung des Differenzdrucks in den engsten Querschnitten der Venturidüsen errechnet wird.