Download Report

EXAMENSARBETE
Om rökgasåterföringens påverkan på
NOx-utsläpp och verkningsgrad
Per-Erik Lundberg
2015
Civilingenjörsexamen
Maskinteknik
Luleå tekniska universitet
Institutionen för teknikvetenskap och matematik
”Energy cannot be created or destroyed, it can only be changed from one form to another”.
Albert Einstein
Abstract
This report is a sum of a master thesis carried out at Lulekraft AB, with the purpose to
size a flue gas recirculation (FGR) system. The goals were to decrease the amount of NOx
in the flue gases, to minimize the fluctations of the temperature of the steam in the super
heaters and to investigate how the efficiency changes with implemented FGR.
There are numerous methods for reduction of NOx emissions well described in the litterature, both from modifications of the burners and from methods reagarding the flue gas
path. Modifications in the flue gas path can be e.g. FGR or SCR (selective catalytic reduction). Burner modifications can be e.g. flame less combustion or staging combustion.
When air is used as heat carrier the temperature fluctuates when the operator is switching fuel. With implemented FGR the fluctations can be minimized with respect to the
specific heat capacity. That is higher for the flue gases as a heat carrier than that for air.
This leads to higher power output with shorter time for heating up the steam as a result,
compared to air as heat carrier.
Results show that the adiabatic flame temperature decreases with higher flow of FGR, but
also with higher flow of the extra supplied air. The difference can be explained as follows:
For FGR the O2 concentration in the flue gases is constant, while for the extra supplied air
the O2 concentration increases. With a decreased flame temperature the emissions of thermal NOx will be reduced, due to the fact that thermal NOx is approximately exponentially
dependent of the flame temperature.
Results also show that the efficiency increases with implemented FGR. This is because
that it is possible to increase the power input in the water/steam cycle. The flue gas temperature difference, along the flue gas path, between FGR and supplied extra air can be
neglected. This justifies the increased power input in the water/steam-cycle. The efficiency
when extra air is supplied is 76.3 %, and with FGR the efficiency is 82.5 %.
i
ii
Sammanfattning
Föreliggande rapport är ett resultat av ett examensarbete utfört på Lulekraft AB (LUKAB), med syftet att dimensionera en återföring av rökgas. Målen är att sänka utsläppen
av NOx , att minska fluktuationerna av temperaturen i överhettarna vid bränslebyte samt
att undersöka ifall verkningsgraden ökar med implementerad rökgasåterföring.
Ett flertal olika sätt att reducera utsläppen av NOx finns grundligt beskrivna i litteraturen, såväl i rökgasflödet som av modifikation av brännarna. Åtgärder i rökgasflödet är
t.ex. rökgasåterföring (FGR, flue gas recirculation) och selektiv katalytisk reduktion (SCR,
selecive catalytic reduction). Rökgasåterföringen sänker temperaturen på flamman, vilket
leder till en sänkning av bildningen av termisk NOx . Åtgärder vid brännaren är t.ex. stegvis
förbränning och förbränning utan flamma.
När tillförd extra luft, d.v.s. inte förbränningsluften, används som värmebärare, fluktuerar
temperaturen i överhettarna när operatören byter bränsle, vilket leder till sämre kvalité på
ångan. Med rökgasåterföring kan fluktuationerna minimeras, via högre specifik värmekapacitet
hos rökgaserna, som värmebärare, än hos luften. Det resulterar i högre kapacitet som
värmetransportör, vilket leder till kortare tid för uppvärmning av ångan i överhettarna
jämfört med luft.
Resultat visar att den adiabatiska flamtemperaturen sjunker med ökat flöde av rökgasåterföring,
men även med ökat flöde av extra tillförd luft. Skillnaden är att med rökgasåterföringen är
överskottet av O2 i rökgaserna konstant, medan för den extra tillförda luften ökar överskottet
av O2 i rökgaserna.
Resultat visar även att verkningsgraden ökar med implementerad rökgasåterföring. Detta p.g.a. att det är möjligt att öka uttaget av effekt i vatten/ång-systemet. Differensen
i rökgastemperaturen, längs med pannan, mellan tillförd extra luft och rökgasåterföring
är väldigt liten. Detta rättfärdigar det ökade uttaget av effekt i vatten/ång-systemet. Verkiii
ningsgraden med tillförd extra luft beräknades till 76,3 %, och med rökgasåterföring beräknades
den till 82,5 %.
iv
Förord
Föreliggande rapport är ett resultat av ett examensarbete utfört på Lulekraft AB (LUKAB), samt på institutionen för Teknikvetenskap och Matematik inom avdelningen Energivetenskap. Jag skulle vilja rikta ett stort tack till referensgruppen på LUKAB, samt min
handledare och examinator på LTU, biträdande universitetslektor Mikael Risberg.
Jag skulle vilja tacka min far Staffan Lundberg för korrekturläsning av rapporten.
Jag vill tacka Hans Almkvist för hjälp med tankar och funderingar kring verkningsgraden.
Ett stort tack riktas även till min flickvän, Mariélle Tagemo Johansson, för ett fantastiskt
stöd under examensarbetet.
Per-Erik Lundberg
Datum
v
vi
Tabeller
2.1
2.2
Sammansättning koksgas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Sammansättning WRD-olja. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
7
8
4.1
4.2
4.3
4.4
4.5
4.6
4.7
4.8
4.9
4.10
4.11
4.12
4.13
4.14
Sammansättning koksgas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Stökiometrisk förbränningsluft vid förbränning av koksgas. . . . . . . . . . .
Stökiometrisk rökgas vid förbränning av koksgas. . . . . . . . . . . . . . . .
Sammansättning olja. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Stökiometrisk förbränningsluft vid förbränning av olja. . . . . . . . . . . . .
Stökiometrisk rökgas vid förbränning av olja. . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Empiriska värden för flöden i kontrollvolymer, tillförd extra luft. . . . . . . .
Rökgastemperatur, tillförd extra luft. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Avgiven effekt i pannan, tillförd extra luft. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Beräknade samt empriska värden för flöden i kontrollvolymer, rökgasåterföring.
Rökgastemperatur efter kontrollvolymer, rökgasåterföring. . . . . . . . . . .
Avgiven effekt i pannan, rökgasåterföring. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Empiriskt utsläpp av NOx med 5,5 % O2 i rökgaserna, 2015-01-12. . . . . . .
Empiriskt utsläpp av NOx med 2,2 % O2 i rökgaserna, 2015-01-22. . . . . . .
27
28
28
29
29
30
31
31
32
33
33
34
40
41
A.1 Konstanter för H2 S . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
A.2 Konstanter för SO2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
C.1
C.2
C.3
C.4
Resulterande flöden
Resulterande flöden
Molmassor. . . . .
Bildningsentalpier.
vid
vid
. .
. .
koksgasförbränning [m3n /s].
oljeförbränning [m3n /s]. . .
. . . . . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . . . . .
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
52
53
57
58
59
59
vii
TABELLER
viii
Figurer
3.1
3.2
3.3
Schematisk skiss av flödet i pannan. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Energibalans. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
De olika NOx -varianterna, som funktion av temperaturen i eldstaden [Tei01].
11
14
20
4.1
4.2
4.3
4.4
4.5
Adiabatisk temperatur som funktion av tillförd extraluft, koksgas. . . . . .
Adiabatisk temperatur som funktion av återfört rökgasflöde, koksgas. . . .
Adiabatisk temperatur som funktion av tillförd extra luft, olja . . . . . . .
Adiabatisk temperatur som funktion av återfört rökgasflöde, olja. . . . . .
Utsläpp av NOx , som funktion av koksgas-, blandgas- och oljeflöde [Lul14].
.
.
.
.
.
35
36
37
37
38
B.1 Mollierdiagram. [Lar, s.28] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
55
ix
FIGURER
x
Nomenklatur
CHx
Kolväte
Hi
Värmevärde [MJ/kg, MJ/m3n ]
CH4
Metan
ηc
Förbränningsverkningsgrad
C6 H6
Bensen
n
Antal mol
CN
Cyanid
M
Molmassa [g/mol]
CO2
Koldioxoid
[x]
Koncentration av ett ämne
CO
Kolmonoxid
Kp
Jämviktskonstant
H2 S
Vätesulfid
R
Universella gaskonstanten [J/(mol · K)]
HCN
Vätecyanid
∆G0T
Gibbs fria energi [J/mol]
NH3
Ammoniak
p
Tryck [kPa]
NOx
Kväveoxider
τ
Tidskonstant [s]
(N H2 )2 CO
Urea
k
Reaktionskonstant [m3 /(kmol · s)]
O3
Ozon
x
Absoluta luftfuktigheten
T
Temperatur [K]
φ
Relativa luftfuktigheten
LBK
Luftbränslekvot
Q̇
Effekt [MW]
V̇
Volymflöde [m3n /s]
ṁ
Massflöde [kg/s]
h̄
Entalpi [J/mol]
∆hf
Bildningsentalpi [J/mol]
xi
Innehållsförteckning
1 Inledning
1.1 Bakgrund . . . . . . . . . . . . . . .
1.2 Syfte . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3 Mål . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.4 Förenklingar . . . . . . . . . . . . . .
1.5 Tidigare arbeten och litteraturstudie
.
.
.
.
.
1
1
2
2
2
3
2 Företagsbeskrivning
2.1 Bränslen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.1.1 Koksgas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.1.2 Olja . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5
6
6
7
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
3 Metod & Teori
3.1 Förbränning . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.1.1 Stökiometrisk förbränning . . . . . . .
3.1.2 Gasflödet i pannan . . . . . . . . . . .
3.1.3 Adiabatisk flamtemperatur . . . . . . .
3.2 Verkningsgrad . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3 NOx . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3.1 NOx avgift . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3.2 Termisk NOx . . . . . . . . . . . . . .
3.3.3 Prompt NOx . . . . . . . . . . . . . .
3.3.4 NOx från bränslet . . . . . . . . . . . .
3.3.5 Metoder för att minska utsläpp av NOx
3.4 Allmän gasteori . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.4.1 Ideal gas . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.4.2 Gasblandning . . . . . . . . . . . . . .
3.4.3 Luftfuktighet . . . . . . . . . . . . . .
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
9
9
10
10
12
13
18
18
20
21
22
23
25
25
25
26
xiii
3.5
Övrigt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4 Resultat
4.1 Stökiometrisk förbränning . . .
4.1.1 Koksgas . . . . . . . . .
4.1.2 Olja . . . . . . . . . . .
4.2 Verkningsgrad . . . . . . . . . .
4.2.1 Tillförd extra luft . . . .
4.2.2 Rökgasåterföring . . . .
4.3 Adiabatisk flamtemperatur . . .
4.3.1 Koksgas . . . . . . . . .
4.3.2 Olja . . . . . . . . . . .
4.4 NOx . . . . . . . . . . . . . . .
4.4.1 Empiriskt test med lägre
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
flöde
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
av tillförd extra
5 Diskussion
5.1 Förenklingar . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.1.1 Adiabatisk flamtemperatur . . . . . . .
5.1.2 Ideal gas . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.1.3 Luft och gas reagerar inte med bränslet
5.2 Val av metod . . . . . . . . . . . . . . . . . .
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
. . .
luft
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
26
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
27
27
27
29
30
30
32
35
35
36
38
39
.
.
.
.
.
43
43
43
43
44
44
6 Slutsats
45
7 Fortsatt arbete
47
7.1 Dimensionering utav rör och fläkt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
7.2 Bioenergi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
Referenser
Bilaga A Beräkning av
A.1 Bränsle . . . . . .
A.1.1 Koksgas .
A.1.2 Olja . . .
A.2 Rökgas . . . . . .
Bilaga B Diagram
49
specifik värmekapacitet
. . . . . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . . . . .
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
51
51
51
52
52
55
Bilaga C Tabeller
57
C.1 Koksgas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
C.2 Olja . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
C.3 Övriga tabeller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
58
58
Kapitel 1
Inledning
1.1
Bakgrund
Lulekraft AB, fortsättningen benämnd LUKAB, producerar el och fjärrvärme för sina kunder via förbränning av gaser från SSAB. Gaserna är en restprodukt från framställning av
råjärn (masugnsgas), stål (LDgas) samt koks (koksgas). En blandning av alla tre gaser kallad blandgas, förbränns i pannan. När pannan startas samt när det föreligger låg tillgång
på masugnsgas, förbränns det istället olja och koksgas. Detta leder till att temperaturen i
överhettarna sjunker. För att motverka detta tillförs mer luft i pannan. Det medför att:
• verkningsgraden sänks
• luftöverskottet ökar i pannan
• utsläppen av NOx ökar.
LUKAB vill sänka utsläppen av NOx vid dessa driftförhållanden, genom att använda sig av
rökgasåterföring. Rökgaserna ersätter den tillförda extraluften som värmebärare till andra
draget, d.v.s. den konvektiva delen av pannan, med den tilltänkta metoden. Rökgasåterföring
innebär att en del rökgasåterförs till botten av pannan från antingen efter rökgasekonomisern
eller innan. Tester har genomförts via stängning av spjäll som kontrollerar flödet av rökgas
till skorstenen, d.v.s. gasen forceras tillbaka in vid botten på pannan. Resultat av testerna
visar på en reduktion av NOx -utsläppen.
1
1.2. SYFTE
1.2
Syfte
Syftet med examensarbetet är att:
• Dimensionera en rökgasåterföring med hänsyn till rådande förhållanden samt påverkan
i konvektiva delen av pannan.
• Beräkna ändringen av pannans verkningsgrad med applicerad rökgasåterföring, jämfört
med tillförd extra luft som värmebärare.
• Beräkna påverkan av NOx-utsläpp med applicerad rökgasåterföring.
1.3
Mål
Målet med examensarbetet är att åstadkomma:
• En reduktion av NOx-utsläppen vid tidigare nämnda driftförhållanden, med hjälp av
en rökgasåterföring.
• Stabilare temperaturvariation i överhettarna vid bränslebyte.
• En ökning av pannans verkningsgrad.
1.4
Förenklingar
Följande förenklingar har antagits:
• alla ingående gaser antas vara ideala
• flamman antas vara adiabatisk
• stökiometrisk förbränning
• varken den tillförda extra luften eller rökgasen antas reagera med bränslet
• Bioenergi antas vara ur drift medan rökgas återförs.
2
KAPITEL 1. INLEDNING
1.5
Tidigare arbeten och litteraturstudie
Det existerar ett antal arbeten som beskriver rökgasåterföring. De rökgasåterföringarna
handlar om hur rökgasen ska återföras till förbränningsluften eller till brännarna. Det
finns få arbeten, litterära verk, där den tilltänkta rökgasåterföringen är som den LUKAB
vill implementera. Däremot existerar det ett flertal verk inom litteraturen som beskriver
rökgasåterföring allmänt, bildning av NOx , andra lösningar på hur man kan reducera utsläpp av NOx , samt allmän förbränningsteori. Dessa återfinns i referenslistan.
3
1.5. TIDIGARE ARBETEN OCH LITTERATURSTUDIE
4
Kapitel 2
Företagsbeskrivning
LUKAB förser Luleå kommun med fjärrvärme och hela Sveriges elnät med elkraft. Förbränning
av bränsle sker genom att kemiskt bunden energi i gas och olja omvandlas till termisk
energi via förbränning. Den termiska energin i rökgasen värmer vatten som övergår till
ångfas. Ångan överhettas för att minimera antal vattenmolekyler, och expanderar sedan i
en ångturbin. Den termiska energin i ångan omvandlas till kinetisk energi i turbinen som
börjar rotera. Ånga återförs till delar av SSAB:s ståltillverkning från en avtappning på turbinen. En generator som är sammankopplad med turbinen, omvandlar den roterande kinetiska
energin till elektrisk energi. När ångan har expanderat i turbinen sjunker dess temperatur
och tryck och kondenserar i en värmekondensor, där kallt fjärrvärmevatten passerar och
värms upp. Kondensatet filtreras och benämns sedan som matarvatten. Det pumpas in i
pannan igen och värms upp och övergår i ångfas. Den beskrivna processen kallas för en
Rankinecykel.
För närvarande finns det en rökgasåterföring hos LUKAB. Denna har till uppgift att säkra
temperaturen på torkgasen till Bioenergi. Den har inte till uppgift att motverka fluktuationerna av temperaturen i överhettarna, eller att sänka utsläppen av NOx .
Pannan har en maximal effekt på approximativt 300 MW tillfört bränsle, verkningsgraden
är 75 % räknat på ett års produktion. År 2013 levererade LUKAB [Lul13]:
• 785 GWh fjärrvärme
• 456 GWh elkraft
• 18 GWh ånga till SSAB och Bioenergi
• 83 GWh torkgas till Bioenergi.
5
2.1. BRÄNSLEN
Under samma år förbrändes 1755 GWh gas samt 78 GWh olja.
2.1
Bränslen
De bränslen som LUKAB förbränner är:
• blandgas
• koksgas
• olja.
Blandgasen är, som namnet antyder, en blandning av olika gaser. Blandningen består av
gas från masugnen, stålverket samt koksverket. Eftersom examensarbetet endast innefattar
scenarion där blandgas inte finns tillgänglig, tas blandgasalternativet inte upp för närmare
diskussion.
2.1.1
Koksgas
Koksgasen är en restprodukt från tillverkningen av koks vid koksverket på SSAB:s område.
Utgångsmaterialet vid tillverkning av koks är stenkol. Stenkolet värms upp i en syrefri
miljö, och resultatet är bl.a. koks och koksgas. Koksen används i masugnen vid produktion
av råjärn. Koksverket använder en del av koksgasen för att värma upp ugnarna, resten
transporteras antingen till koksgasklockan eller till blandgasklockan. Sammansättningen av
koksgas visas i Tabell 2.1 [SSA07].
6
KAPITEL 2. FÖRETAGSBESKRIVNING
Tabell 2.1: Sammansättning koksgas.
Ämne
Vol %
CH4
23,5
C6 H6
3,2
CO
5,8
H2
63,375
N2
4
H2 S
Summa
0,125
100
Enligt [SSA07] varierar volymprocenten av en del ingående ämnen. När en variation kan ske
har medelvärdet antagits. Koksgasen har ett högt värmevärde, jämfört med blandgasen, och
därmed krävs inte höga volymflöden för att erhålla hög effekt. Värmevärdet beror dels av
metanet, men framförallt av den stora volymprocenten väte, och är ungefär 16,8 MJ/m3n .
LUKAB kan förbränna maximalt 6,5 m3n /s koksgas, jämfört med blandgasen som kan uppnå
flöden till ca 90 m3n /s.
2.1.2
Olja
Oljan som LUKAB förbränner är en olja av typ WRD (Wide Range Destillate) från Shell.
Oljan förbränns endast när det är låg tillgång på blandgas, blandgasens värmevärde är
för lågt samt när det är en hög belastning på fjärrvärmenätet (d.v.s. låg utetemperatur).
WRD-oljans sammansättning visas i Tabell 2.2 [Enb08].
7
2.1. BRÄNSLEN
Tabell 2.2: Sammansättning WRD-olja.
Ämne
Mass %
C
86,87
H2
13,04
S
0,016
N2
0,011
H2 O
0,006
Summa
100
Oljans värmevärde är ca 42 MJ/kg, och LUKAB kan förbränna maximalt 7,5 kg/s olja.
En del problem med oljeförbränning jämfört med gasförbränning är exempelvis nedsotnining av pannan, partikelutsläpp samt en hög bränslekostnad. SSAB är skyldiga att stå för
alternativa bränslen när inte gasen räcker till, och olja är ett bränsle som kan förbrännas
utan modifikationer på pannan. Naturgas eller biogas är ett bättre alternativ, men med låga
tillgångar i närområdet är det inte realistiskt att byta ut oljan mot natur- eller biogas.
8
Kapitel 3
Metod & Teori
Alla beräkningar är utförda i MS Excel, data har hämtats i LUKAB:s databas [Lul14] samt
från litteratur. De stökiometriska beräkningarna är utförda var för sig, d.v.s. en beräkning
för koksgas och en för olja. Det resulterar i bl.a. en adiabatisk flamtemperatur för koksgasen,
samt en för oljan.
3.1
Förbränning
Förbränning är en kemisk reaktion mellan ett bränsle och syre eller luft, reaktionen är exoterm vilket innebär att den avger värme. Under förbränningen är mängden för de olika elementen konstant, t.ex. 1 mol av C före förbränning skall vara oförändrad efter förbränningen.
Ekvation 3.1 beskriver massbalansen när metan förbränns med syre:
CH4 + 2O2 → CO2 + 2H2 O.
(3.1)
För fullständig förbränning av metan ska äga rum krävs det 2 mol O2 . Om förbränning sker
med luft krävs det att kvävet i luften tas med i massbalansen. Ekvation 3.2 visar när metan
förbränns med luft:
CH4 + 2 · (O2 + 3, 76 · N2 ) → CO2 + 2H2 O + 7, 52 · N2 .
(3.2)
Luft innehåller ∼ 79 % N2 samt ∼ 21 % O2 , eller 3,76 mol N2 per mol O2 . I.o.m. att kväve
har en stark trippelbindning antas den inte regera med någon reaktans, utan är konstant
före och efter förbränning. Senare i rapporten beskrivs scenarion där temperaturen är hög
nog för att bryta bindningen, och produkten blir NOx .
9
3.1. FÖRBRÄNNING
3.1.1
Stökiometrisk förbränning
När mängden syre/luft stämmer överens med vad som krävs för en fullständig förbränning,
utan att det är varken över- eller underskott av syre, kallas förbränningen för stökiometrisk.
Förbränningen av metan i Ekvation 3.1 samt 3.2 är båda stökiometriska. En allmän stökiometrisk
förbränning av ett kolväte visas i Ekvation 3.3:
y · H2 O + 3, 76 · a · N2 .
(3.3)
Cx Hy + a · (O2 + 3, 76 · N2 ) → x · CO2 +
2
Ett underskott av syre resulterar i oönskade ämnen i rökgaserna samt en försämrad förbränning.
Vid ett stort underskott av syre inträffar istället förgasning av bränslet. Produktgasen
kan senare förbrännas eller förädlas till t.ex. DME. Ett överskott av syre försäkrar att
förbränningen är komplett, men resulterar i närvaro av syrgas i rökgaserna samt en ökning
av NOx -utsläpp.
Ekvation 3.4 beskriver kvoten mellan massan av förbränningsluften och bränslet (LBK =
Luftbränslekvot).
P
nl
(3.4a)
LBKvolym = P ,
nb
P
nl · Ml
,
(3.4b)
LBKmassa = P
nb · Mb
där n är antal mol och M är molmassan. Luft- och rökgasflödet kan beräknas (bränsleflödet
i m3n /s och kg/s) med Ekvation 3.4a respektive Ekvation 3.4b. När ett fastbränsle eller
ett flytande bränsle förbränns, krävs det för vidare beräkningar att det resulterande flödet
av luft och rökgas från Ekvation 3.4b omvandlas från kg/s till m3n /s ,via division med
densiteten för det givna flödet. För rökgasen skapar det problem. Temperaturen varierar
kraftigt i pannan och därmed varierar även densiteten. En lösning till det problemet är
att använda medelvärdet på densiteten, mellan den adiabatiska flamtemperaturen och den
slutgiltiga temperaturen på rökgasen i inloppet till skorstenen.
3.1.2
Gasflödet i pannan
Pannan antas agera som ett öppet system med ett stationärt endimensionellt flöde, där massa varken skapas eller förstörs. Med dessa antaganden kan kontinuitetsekvationen användas
enligt:
X
X

ṁ
=
ṁ


ut
in
(3.5)
X
X


(ρ
·
υ
·
A)
=
(ρ
·
υ
·
A)

in
10
ut
KAPITEL 3. METOD & TEORI
Kontrollvolymen, som omfattar pannan, med flöden in och ut visas i Figur 3.1.
Figur 3.1: Schematisk skiss av flödet i pannan.
där:
• V̇b , ṁb är bränsleflödet
• V̇l , ṁl är luftflödet
• V̇rg , ṁrg är rökgasflödet
• V̇rg,cirk , ṁrg,cirk är det återförda rökgasflödet.
Flödet av förbränningsluft som krävs för stökiometrisk förbränning beräknas [Kuo05, s.41]
med hjälp av 3.4 enligt:
V̇l = V̇b · LBKvolym
(3.6)
ṁl = ṁb · LBKmassa ,
(3.7)
11
3.1. FÖRBRÄNNING
och det resulterande rökgasflödet m.h.a. Ekvation 3.5 enligt:
V̇rg = V̇l + V̇b + V̇rg,cirk
ṁrg = ṁl + ṁb + ṁrg,cirk
= V̇b · (1 + LBKvolym ) + V̇rg,cirk
(3.8)
= ṁb · (1 + LBKmassa ) + ṁrgc irk .
(3.9)
Flödet av rökgasåterföring räknas ut via en procentsats av det totala rökgasflödet enligt:
V̇rg,cirk = x% · V̇rg
(3.10)
ṁrgc irk = x% · ṁrg ,
(3.11)
där x% är definierad enligt 0 ≤ x% < 1. Ekvation 3.8 samt 3.9 kan därmed skrivas om enligt:
V̇rg = V̇b · (1 + LBKvolym ) + V̇rg · x%
(3.12)
ṁrg = ṁb · (1 + LBKmassa ) + ṁrg · x%
"
#
V̇b · (1 + LBKvolym )
V̇rg =
1 − x%
ṁb · (1 + LBKmassa )
ṁrg =
.
1 − x%
(3.13)
(3.14)
(3.15)
Sambandet mellan m3n /s och kg/s beskrivs enligt:
V̇ =
3.1.3
ṁ
.
ρ
(3.16)
Adiabatisk flamtemperatur
Värmen som frigörs i en förbränning beskrivs enligt:
X
X
Qut =
ni · h̄i (Ta ) + ∆hf,i (Ta ) −
nj · h̄j (Tb ) + ∆hf,j (Tb ) ,
reakti
(3.17)
prodj
där h̄i beskriver energin som krävs för att värma upp ett ämne. I och med att reaktanserna
antas ha referenstemperaturen Ta , är h̄i lika med noll [Kje+03, s.7]. Vid en adiabatisk process
sker inget värmeutbyte och därmed är Ekvation 3.17 lika med noll, och värmeenergin för
produkterna och reaktanserna kan sättas lika med varandra. Om en adiabatisk process antas,
kan Tb antas vara den adiabatiska temperaturen. Entalpin, h̄j , för ämnena i produkterna
förenklas till:
h̄j = cpj · (Tad − Tr ) ,
(3.18)
12
KAPITEL 3. METOD & TEORI
där Tr är sluttemperaturen på rökgasen innan skorstenen. Ekvation 3.17 kan således skrivas
om enligt Ekvation 3.19:
X
nj (∆hf,i (Ta )) =
reakti
X
nj · cpj · (Tad − Tr ) + ∆hf,j (Tad ) ,
(3.19)
prodj
och Tad kan lösas ut. De olika produkternas specifika värmekapacitet beror på en antagen adiabatisk temperatur. Den uträknade temperaturen bestäms således iterativt genom
att anta en slutgiltig temperatur. När differensen mellan den antagna temperaturen och
den uträknade konvergerar mot noll är de specifika värmekapaciteterna korrekta, samt den
adiabatiska temperaturen är slutgiltig. I Bilaga A visas de individuella ekvationerna som
används för att beräkna respektive specifika värmekapacitet, och i Bilaga C visas de individuella bildningsentalpierna i Tabell C.4.
3.2
Verkningsgrad
En verkningsgrad berättar hur väl en panna lyckas ta upp värme, i jämförelse med hur
mycket värme som tillförs. Åtgärder för att öka en verkningsgrad kan exempelvis vara att
utöka någon process som tar upp värme i pannan. Det kan vara t.ex. en rökgasekonomiser
som har i uppgift att värma kondensatet innan det pumpas in i pannan. Men en verkningsgradsförbättring kan även vara att öka isoleringen av pannan. Det medför att det krävs
mindre bränsle för att klara av alla system som tar upp värme i pannan. I detta examensarbete har verkningsgraden beräknats enligt:
η=
Q̇upptagen
,
Q̇bränsle
(3.20)
där Q̇bränsle är effekten som avges vid förbränning av olja och koksgas enligt:
Q̇bränsle = Q̇olja + Q̇koks ,
(3.21a)
Q̇olja = ṁolja · [Hi,olja · ηc + cp,olja · (Tolja − Tref )] ,
(3.21b)
Q̇koks = V̇koks · [Hi,koks · ηc + cp,koks · ρkoks · (Tkoks − Tref )] .
(3.21c)
Referenstemperaturen, Tref , är satt till 0 ◦ C. Q̇bränsle är lika såväl med tillförd extra luft, som
med rökgasåterföring. Beräkningen av den upptagna värmen har genomförts med hjälp av
en energibalans. Figur 3.2 visar alla olika kontrollvolymer i energibalansen. Energibalansen
är genomförd med empiriska värden på flöden och temperaturer i de olika kontrollvolymerna. De empiriska värdena är tagna när koksgas och olja förbränns, med tillförd extra luft.
13
3.2. VERKNINGSGRAD
Det finns inga empiriska värden med rökgasåterföring, dock antas samma flöde, och temperatur, i pannväggstuberna och för bränslet, som för fallet med tillförd extra luft. De övriga
flödena itereras tills dess rökgastemperaturen före skorstenen är nära den empiriska. Den
enda temperaturen som skiljer mellan fallet med tillförd extra luft och återförd rökgas, är
temperaturen på ångan ut från överhettarna. Denna antas öka till 520 ◦ C, jämfört med 500
◦
C för tillförd extra luft.
Eftersom temperaturen och trycket ändras på rökgasen ändras även dess densitet och flöde,
vilket beräkningen tar hänsyn till. Även förbränningsluften och den tillförda extra luftens
densitet och flöde ändras. De nya flödena räknas ut enligt Ekvation 3.51, som beskrivs i
Avsnitt 3.4.1 senare i rapporten. Densiteten beräknas enligt:
ρ=
p
.
R·T
(3.22)
Figur 3.2: Energibalans.
Alla kontrollvolymer värms upp av rökgasen, vilken tappar både temperatur och tryck efter
varje kontrollvolym. Det finns en mätpunkt av temperaturen på rökgasen efter överhettarna,
14
KAPITEL 3. METOD & TEORI
som används i fallet med tillförd extra luft. I fallet med rökgasåterföring beräknas den. De
andra temperaturerna före/efter kontrollvolymerna är beräknade utifrån hur mycket effekt
som de olika kontrollvolymerna tar upp från rökgaserna. Nedan följer en beskrivning vad
som sker i de olika kontrollvolymerna.
I första kontrollvolymen sker förbränningen av bränslena. För att förbränningen ska äga
rum tillsätts förbränningsluft, V̇lf . Det tillförs extra luft för att hålla uppe temperaturen i överhettarna, V̇le . I det andra fallet tillsätts, istället för tillförd extra luft, återförd
rökgas, V̇rgå . Resultatet av förbränningen blir en rökgas, V̇rg1 , och värmeförluster genom
pannväggarna. Den avgivna effekten i förbränningen beskrivs enligt:
Q̇f br = Q̇olja + Q̇koks + Q̇lf + Q̇le + Q̇rgå − Q̇förlust ,
(3.23)
där Q̇lf (förbränningsluft), Q̇le (tillförd extra luft) samt Q̇rgå (återförd rökgas) räknas ut
enligt:
Q̇ = V̇ · ρ · cp · (T − Tref ) .
(3.24)
Det antas att förlusteffekten beräknas via en procentsats av den totala levererade effekten
av bränslena [Kje+03]. Rökgasens temperatur efter förbränningen kan beräknas enligt:
Trg1 = 273,15 +
Q̇f br
.
V̇rg1 · ρrg1 · cp,rg1
(3.25)
Eftersom densiteten, volymflödet och den specifika värmekapaciteten är alla beroende av
Trg1 krävs en iterativ process för att bestämma rökgasens temperatur. Det krävs även en
iterativ beräkning för att bestämma de övriga temperaturerna på rökgasen.
I andra kontrollvolymen värms vatten, ṁv2 , som inte har bytt fas till ånga i ångdomen,
till ånga, ṁå1 . Ett antagande att det är 100 % vatten i starten, och 100 % ånga i slutet har använts. Vattnet som går in i pannväggstuberna antas ha samma temperatur som
vattnet som går ut ur ekonomisern, men att dess tryck är ångdomstrycket. Ångan som går
ut ur pannväggstuberna antas vara samma ånga som går in i överhettarna, d.v.s. samma
temperatur och tryck. Effekten upptagen i pannväggstuberna beräknas enligt:
Q̇pvt = ṁpvt · (hå1 − hv2 ) ,
(3.26)
där h är entalpin för det aktuella trycket och temperaturen. Det finns inga empiriska
värden på flödet i pannväggstuberna. Flödet får därmed itereras tills temperaturen på
rökgaserna, innan skorstenen, stämmer överens med empirin. Rökgasens temperatur efter
pannväggstuberna kan beräknas enligt:
Trg2 = Trg1 −
Q̇pvt
.
V̇rg2 · ρrg2 · cp,rg2
(3.27)
15
3.2. VERKNINGSGRAD
I tredje kontrollvolymen överhettas ångan, ṁå1 till 500 ◦ C, ṁå2 med tillförd extra luft.
Det antas att fallet med rökgasåterföring är kapabelt att överhetta ångan till 520 ◦ C, som
är normalfallet vid förbränning av blandgas.
Även ångflödet ut ur ångdomen bör kunna ökas med implementerad rökgasåterföring. Med
ökat ångflöde ökar flödet av kondensat, och senare även matarvattnet. Detta p.g.a. vatten/ång-systemet i anläggningen är ett slutet system. Det ökade flödet påverkar m.a.o.
överhettarna, ekonomisern och rökgasekonomisern. Flödet genom alla dessa kontrollvolymer
antas vara lika vid fallet med rökgasåterföring, och itereras tills temperaturen före skorstenen är nära 125 ◦ C. Flödet i vatten/ång-systmet vid fallet med tillförd extra luft är uppmätt.
Det finns tre stycken överhettare, men de behandlas som en enhet. Temperaturen på ångan
in i överhettaresteget är alltså temperaturen på ångan in i överhettare 1, och sluttemperaturen är temperaturen efter överhettare 3. Effekten upptagen av överhettarna beskrivs
enligt:
Q̇öh = ṁå2 · (hå2 − hå1 ) .
(3.28)
Rökgasens temperatur efter överhettarna kan beräknas enligt:
Trg3 = Trg2 −
Q̇öh
.
V̇rg3 · ρrg3 · cp,rg3
(3.29)
I fjärde kontrollvolymen värms kondensatet, ṁv1 upp till matarvatten, ṁv2 . Det pumpas
in i pannan, och övergår till ångfas i ångdomen. Det som inte övergår till ångfas, åker ner i
pannväggstuberna till dess att vattnet har övergått till ånga. Effekten upptagen i ekonomisern beskrivs enligt:
Q̇eko = ṁv2 · (hv2 − hv1 ) .
(3.30)
Rökgasens temperatur efter ekonomisern kan beräknas enligt:
Trg4 = Trg3 −
Q̇eko
.
V̇rg4 · ρrg4 · cp,rg4
(3.31)
I femte kontrollvolymen förvärms förbränningsluften, V̇lf , samt den tillförda extra luften,
V̇le . I fallet med rökgasåterföring förvärms ingen tillförd extra luft. Luften förvärms för att
16
KAPITEL 3. METOD & TEORI
öka effektuttaget i pannan, och därmed öka pannans verkningsgrad. Den upptagna effekten i
luftförvärmaren beskrivs enligt Ekvation 3.24. Skillnaden i temperatur i luften tas i beaktande när flöde och densitet räknas ut, före och efter luftförvärmaren. Luftfläkten höjer trycket
till 2 kPa över atmosfärstryk, 101,325 kPa. Rökgasens temperatur efter luftförvärmaren kan
beräknas enligt:
Q̇lf v
.
(3.32)
Trg5 = Trg4 −
V̇rg5 · ρrg5 · cp,rg5
I sjätte kontrollvolymen förvärms kondensatet innan det kommer till ekonomisern (fjärde
kontrollvolymen). Detta genomförs för att öka effektuttaget i pannan. Resultatet blir en
lägre rökgastemperatur. Den upptagna effekten ur rökgasekonomisern beskrivs enligt:
Q̇rg.eko = ṁv1 · (hmv4 − hmv3 ) .
(3.33)
Rökgasens temperatur efter rökgasekonomisern, d.v.s. temperaturen före skorstenen, kan
beräknas enligt:
Q̇rg.eko
.
(3.34)
Trg6 = Trg5 −
V̇rg6 · ρrg6 · cp,rg6
Verkningsgraden kan därmed beräknas genom att Ekvation 3.21, 3.24 (för luftförvärmaren),
3.26, 3.30 samt 3.33 sätts in i Ekvation 3.20 enligt:
η=
Q̇pvt + Q̇öh + Q̇eko + Q̇lf + Q̇le + Q̇rg.eko − Q̇förlust
.
Q̇olja + Q̇koks
(3.35)
17
3.3. NOX
3.3
NOx
NOx är ett samlingsbegrepp för olika kväveoxider som uppkommer vid förbränning, t.ex. NO,
NO2 , N2 O samt i sällsynta fall N2 O4 . N2 O är en växthusgas som även påverkar minskandet
av ozonskiktet. Men de vanligaste vid förbränning är NO samt NO2 , när NOx benämns
hänvisas det till NO samt NO2 . Efter skorstenen är NO2 vanligast, när NO har oxiderats.
NO2 är en rödbrun gas med en stark doft. NO2 ger upphov till surt regn vid reaktion med
vattenmolekyler i atmosfären [Cha13]:
2N O2 + H2 O → HN O2 + HN O3 .
(3.36)
De syror som bildas kan transporteras långa vägar, och falla ner på ett annat ställe än där
de bildades. Surt regn bidrar till försurningen av marker och sjöar, vilket medför att fiskar
dör och träd får svårare att ta upp näring. Material som innehåller kalcium, t.ex. kalksten
och marmor, korroderar när syrorna reagerar med kalciumet.
Förutom att NOx bidrar till försurning, korrodering och är farlig för människan, bildas
även ”smog”. Det är en blandning av rök och dimma, som stoppar solljuset att stråla på
platsen där ”smog” är närvarande. ”Smog” bildas när solljus reagerar med NOx och O2 .
Ett annat dilemma är när NO2 oxiderar kan O3 bildas. O3 kan bidra till bl.a. andningssvårigheter.
Det är således viktigt att minska utsläppen av NOx .
3.3.1
NOx avgift
Företag som bedriver omvandling av kemisk energi (förbränning) till elenergi och/eller termisk energi m.h.a. pannor och gasturbiner, samt har en produktion på minst 25 GWh per
år, innefattas av en avgift som staten, via naturvårdsverket, tar ut [Nat14]. Avgiften är 50 kr
per kg NOx , men ett återföringsbelopp betalas tillbaka beroende på hur mycket energi som
har omvandlats. Varje år är företagen ålagda att deklarera hur många kg NOx som har har
släppts ut under året, samt hur mycket energi som totalt har omvandlats. Naturvårdsverket
sammanställer alla deklarationer och beräknar de återföringsbelopp som gäller för det året
enligt:
P
mN Ox · 50 − xadm
,
(3.37)
xåter =
Qtot
där xadm är de administrativa kostnaderna, Qtot är den totala energin som har omvandlats under året i Sverige samt mN Ox är den totala massan på utsläppen av NOx . Återföringsbeloppet
18
KAPITEL 3. METOD & TEORI
multiplicerar varje företag med dess producerade totala energi. Resultatet är det belopp
företagen får tillbaka från naturvårdsverket. Men företagen ska även multiplicera avgiften
för utsläppen av NOx med den totala massan NOx som har släppts ut. Skillanden mellan
de två är det belopp som antigen ska betalas in, eller betalas ut. Nedan följer två exempel
för att förtydliga det som är skrivet ovan.
Exempel 1
Företag A ”producerade” 500 MWh och utsläppen av NOx var 50 kg. Återföringsbeloppet
det året antogs vara 8 kr/MWh. De får tillbaka:
500 MWh · 8 kr/MWh = 4000 kr.
(3.38)
Det belopp de måste betala in är:
50 kg · 50 kr/kg = 2500 kr,
(3.39)
summan blir 1500 kr som de får tillbaka.
Exempel 2
Företag B ”producerade” 500 MWh och utsläppen av NOx var 200 kg. Återföringsbeloppet
det året antogs vara 8 kr/MWh. De får tillbaka:
500 MWh · 8 kr/MWh = 4000 kr.
(3.40)
Det belopp de måste betala in är:
200 kg · 50 kr/kg = 10 000 kr,
(3.41)
summan blir -6000 kr som de måste betala.
NOx -avgiften bidrar till lägre utsläpp av kväveoxider, företag vill hellre få pengar istället
för att behöva betala. Nedan följer en beskrivning på vilka sätt NOx kan bildas. I Figur 3.3
visas storleken på de olika varianterna av NOx .
19
3.3. NOX
Figur 3.3: De olika NOx -varianterna, som funktion av temperaturen i eldstaden [Tei01].
3.3.2
Termisk NOx
Termisk NOx bildas under höga temperaturer, minst 1200-1300 ◦ C, och ökar exponentiellt
med ökad temperatur. Dessutom ökar NOx med överskott av syre i rökgaserna, d.v.s. ökat
luftöverskott i förbränningen. Zeldovichmekanismen beskriver vad som händer när termisk
NOx bildas, enligt Ekvation 3.42 [Tur00, s.168]:
kIf
−
*
O + N2 −
)
−
− NO + N
(3.42a)
kIb
kIIf
−−
*
N + O2 )
−
− NO + O
(3.42b)
kIIb
kIIIf
−−
N + OH )
−*
− N O + H,
(3.42c)
kIIIb
där kI ...kn är de olika reaktionskonstanterna med enhten m3 /kmol · s. Det krävs höga temperaturer för att bryta upp kvävemolekylen i Ekvation 3.42, på grund av hög aktiveringsenergi.
Tiden det tar för reaktionen är längre än det tar för luften att oxidera bränslet. Därför bildas
ingen termisk NOx i flamman, men däremot bildas den precis efter flamman i rökgaserna.
Den kan även bildas var som helst i rökgasen, bara temperaturen är nog hög. I LUKAB:s
fall är den adiabatiska flamtemperaturen i korrekt temperaturområde för att bilda termisk
NOx .
20
KAPITEL 3. METOD & TEORI
För att beräkna ändringen i den termiska NOx -koncentration används Ekvation 3.43, med
koncentrationerna av N2 och O2 i rökgasen:
d[NO]
= 2 · kIf · [O][N2 ]
dt
−38370
14
kIf = 1, 82 · 10 · exp
.
Tad
(3.43a)
(3.43b)
Koncentrationen av O kan beräknas enligt:
1/2
K p · p0
[O] = [O2 ] ·
,
R · Tad
(3.43c)
där R är den universella gaskonstanten, p0 är eldstadstrycket. Kp är jämviktskonstaten
beskriven i Ekvation 3.44 [Tur00, s.40]
−∆G0T
,
(3.44)
Kp = exp
R · Tad
där ∆G0T är ändringen av Gibbs fria energi. Ekvation 3.43a kan således skrivas om enligt
d[NO]
=ω
dt
1/2
K p · p0
ω = 2 · kIf ·
· [O2 ]1/2 · [N2 ]
R · Tad
(3.45a)
(3.45b)
Den tidsberoende koncentrationen av N O beräknas via variabelseparation och integrering
av Ekvation 3.45:
Z τ
Z [NO](τ )
d[NO] =
ω · dt
(3.46a)
0
0
[NO](τ ) = ω · τ
(3.46b)
där τ är en tidskonstant som är definierad enligt 0 ≤ τ < ∞ ms.
Det ska tilläggas att ovanstående metod för beräkning av NOx -koncentration är en approximativ metod, och ger endast en grov bild hur mycket NOx som släpps ut. Men metoden
kan visa approximativt vad som händer med NOx -utsläppet vid konstant temperatur och
varierande tid, eller vid konstant tid och varierande temperatur.
3.3.3
Prompt NOx
När fria kolväten från bränslet reagerar med kvävet i förbränningsluften, produceras HCN.
Efter flera olika kedjereaktioner produceras NOx . Fenimoremekanismen beskriver de vikti21
3.3. NOX
gaste reaktionerna i Ekvation 3.47 [Tur00, s.169-170]:
kIVf
CH + N2 −
)−
−*
− HCN + N
(3.47a)
kIVb
kVf
−
*
CH2 + N2 −
)
−
− HCN + N H
(3.47b)
kVb
kVIf
−−
CH2 + N2 )
−*
− H2 CN + N
(3.47c)
kVIb
kVIIf
−−
*
C + N2 )
−−
−
− CN + N
(3.47d)
kVIIb
med åtföljande oxidation av produkterna vilka resulterar i NOx . Som namnet antyder sker
reaktionerna med höga reaktionshastigheter. Prompt NOx bildas i bränslerika områden i
flamman och är inte lika temperaturberoende som termisk NOx . Det fortsätter att bildas
prompt NOx , till dess det saknas fria kolväten för kvävet att reagera med. Ett sätt att
minimera bildandet av prompt NOx är att öka förbränningen av fria kolväten. Prompt NOx
står för endast någon procent av det totala utsläppet, när förbränningen är stökiometrisk.
3.3.4
NOx från bränslet
Bränslen som innehåller kemiskt bundet kväve omfattas av begreppet ”Bränsle NOx ”. Det
kemiskt bundna kvävet reagerar med syret i förbränningsluften samt i rökgasen, och produkten efter flera kedjereaktioner är NOx . Vid förbränning av en del gaser (t.ex. naturgas)
är bränsle NOx försumbar. Kvävet i gasen är en fri radikal och inte bundet till bränslet. Men
när olja, kol och biobränslen förbränns är bränsle NOx et av stor betydelse. De bränslena
innehåller en icke försumbar del kemiskt bundet kväve. Det är inte ovanligt att NOx från
bränslet överstiger termiskt NOx när dessa bränslena förbränns.
Det är komplicerat att beskriva hur NOx från bränslet bildas på samma sätt som för termisk NOx , samt för prompt NOx . En förenklad process kan beskrivas enligt följande: I
reaktionen som producerar NOx från bränsle genomgår molekyler som innehåller kväve en
degraderingsprocess, och bildar HCN eller NH3 . De reagerar sedermera med molekyler som
innehåller O2 och producerar NOx , alternativt att de reagerar med NOx och reduceras till
molekylärt kväve, N2 . Vilken av de reaktionerna som inträffar beror på koncentrationen av
O2 i rökgasen, är koncentrationen av O2 hög bildas NOx och är den låg bildas molekylärt
kväve, N2 [Tei01].
22
KAPITEL 3. METOD & TEORI
3.3.5
Metoder för att minska utsläpp av NOx
Det existerar olika metoder för att minska utsläppen av NOx . I följande avsnitt redovisas
och analyseras några av dem, bl.a. den som ska implementeras på LUKAB, med för- och
nackdelar. Den vanligaste åtgärden är att injicera ammoniak i rökgaserna, för att omvandla
NOx till H2 O och N2 .
Åtgärder hos brännare
Metoder för att sänka utsläppen av NOx i form av åtgärder hos brännarna kan t.ex. vara:
• stegvis förbränning/lufttillförsel
• förbränning utan synlig flamma
• ”låg NOx ”-brännare.
Eftersom det krävs stora åtgärder hos brännarna, samt för att de inte är metoder som är
tilltänkta att implementeras, tas de inte upp för närmare diskussion. Men dessa metoder
finns bra beskrivet i diverse litteratur i referenslistan.
Åtgärder i rökgasflödet
Istället för attåtgärda utsläpp av NOx genom modifikation av brännaren, eller av förbränningen,
finns det åtgärder i rökgasflödet. Nedan beskrivs några av de mest effektiva, och mest
använda på marknaden.
Rökgasåterföring (FGR-Flue gas recirculation)
Det existerar ett flertal olika metoder att använda sig av rökgasåterföring. Den mest frekvent
använda metoden är att blanda de återförda rökgaserna med förbränningsluften. Oavsett
metod är syftet att sänka flamtemperaturen, med målet att sänka utsläppen av termisk
NOx . Om rökgaserna blandas med förbränningsluften krävs ingen extra fläkt, luftfläkten
tar hand om det extra flödet. Men om rökgaserna inte ska blandas med förbränningsluften,
utan transporteras in i pannan, krävs det en extra fläkt.
Det mest effektivt att ta rökgaserna efter rökgasfläkten [Cha04, p.605], där är temperaturen
kring 150◦ C. Ett problem är dock att luftförvärmaren, som är uppströms rökgasfläkten, kan
läcka luft. Resultatet blir högre koncentration av O2 i de återförda rökgaserna.
23
3.3. NOX
Men finns inget läckage är det inget problem. Tas rökgaserna från ekonomisern existerar
inte den risken, luftförvärmaren är nedströms ekonomisern. Rökgastemperaturen är dock
betydligt högre, vilket resulterar i lägre effektivitet i fråga om sänkning av flamtemperaturen.
Selektiv katalytisk reduktion (SCR-Selective catalytic reduction)
Metoden för reduktion av NOx via SCR bygger på att en katalysator är placerad i strömmen
av rökgas. Ett reaktansmedium, ammoniak eller urea, tillförs i strömmen och fastnar på
katalysatorn. När NOx strömmar förbi katalysatorn, reagerar den med reaktansmediet och
bildar N2 , H2 O och CO2 . Ekvation 3.48 visar de viktigaste reaktionerna med ammoniak som
reaktansmedium [Tei01]:
4N O + 4N H3 + O2 → 4N2 + 6H2 O,
(3.48a)
N O + N O2 + 2N H3 → 2N2 + 3H2 O,
(3.48b)
medan Ekvation 3.49 visar de viktigaste reaktionerna med urea {(N H2 )2 CO} som reaktansmedium [Ben96]:
4N O + 2 {(N H2 )2 CO} → 4N2 + 4H2 O + 2CO2 ,
(3.49a)
6N O + 4 {(N H2 )2 CO} → 7N2 + 12H2 O + 4CO2 .
(3.49b)
Det positiva med urea är att det är enklare att förvara, eftersom urea är en solid som
upplöses i vatten. Ammoniak är en fluid som vid läckage kan skapa naturproblem, och är
farlig för en människa att komma i kontakt med. Temperaturområdet där SCR är mest
effektiv är mellan 340-360 ◦ C. Men innehåller katalysatorn zeoliter kan temperaturområdet
utvidgas till högre temperaturer.
Selektiv icke-katalytisk reduktion (SNCR-Selective non catalytic reduction)
Fördelen med SNCR, jämfört med SCR, är att det krävs ingen katalysator för reaktionerna att äga rum. Ekvationerna 3.48 och 3.49 äger rum för SNCR också. Nackdelen är
temperaturområdet som är högre än för SCR. För att reaktionerna ska äga rum krävs
temperaturer mellan 870-1100 ◦ C, om vissa ämnen tillsätts i reaktionen kan temperaturområdet sänkas. Överstiger temperaturen den övre temperaturgränsen oxiderar NH3 och
bildar NOx . Detta är både kontraproduktivt och ett slöseri av ammoniak. Understiger temperaturen den lägre temperaturgränsen reagerar inte ammoniaket, och det transporteras
vidare i rökgaserna. Detta är högst olämpligt, ammoniak är farligt för naturen även i låga
koncentrationer [Zan+01].
24
KAPITEL 3. METOD & TEORI
3.4
Allmän gasteori
I detta avsnitt behandlas teorier samt metoder för hur beräkningar genomförs, med de
ingående gaser som förekommer i det här examensarbetet.
3.4.1
Ideal gas
Enligt avsnitt 1.4 behandlas alla ingående gaser som ideala gaser. Förutsättningarna vid ett
sådant antagande är att gasen ska verka nära atmosfärstyck samt vid normal temperatur,
vilket de gör. Det är ett visst övertryck i koksgasledningen p.g.a. att inget syre ska sugas
in vid eventuellt läckage. Trycket i ledningen är 5 kPa över atmosfärtryck, vilket get ett
totaltryck i ledningen på 106,325 kPa (patm = 101,325 kPa). Temperaturen på koksgasen är
ungefär 20 ◦ C. Dessa förutsättningar rättfärdigar antagandet om ideala gaser.
I Tabell 2.1 beskrivs de ingående gasernas individuella volymprocent. För en ideal gas är volymprocent synonymt med molprocent. En ideal gas innehåller 1 kmol per 22,7 m3n [Kje+03],
där en m3n är en standardenhet för volym vid normalt tryck och temperatur. Antal mol per
m3n för de ingående gaserna kan med hjälp av Tabell 2.1 beräknas enligt:
1000mol
· mol%.
(3.50)
nkoks =
22, 7m3n
Den ideala gaslagen kan skrivas om enligt:
 p·V

= n · R = konstant

T

 pn · Vn = p · V ,
Tn
T
(3.51)
där Ekvation 3.51 används för att räkna om rådande förhållanden till normala förhållanden,
d.v.s. normalt tryck och temperatur.
3.4.2
Gasblandning
Koksgasens och rökgasens olika egenskaper (t.ex. specifik värmekapacitet, densitet och vikt)
finns inte tabellerade, utan får beräknas enligt:
n
X
ytot =
xk · y k ,
(3.52)
k=1
där y är den egenskap som är sökt och x är volym/mol-fraktionen.
25
3.5. ÖVRIGT
3.4.3
Luftfuktighet
I atmosfärluft finns en andel vatten i luften, det kallas luftfuktighet. I ett Mollierdiagram
kan den absoluta luftfuktigheten bestämmas givet temperatur och relativ luftfuktighet, se
Figur B.1 i Bilaga B. I Ekvation 3.53 beskrivs den absoluta (x)- respektive den relativa
fuktigheten (φ):
mH2 O
,
mluf t
pH O
φ= 2 .
pluf t
x=
(3.53a)
(3.53b)
Förbränningsluften tas från plan 7 i pannhallen och har en temperatur på ca 40 ◦ C före
luftförvärmaren, och ca 200 ◦ C efter. Den relativa luftfuktigheten är ca 30 %. När luft
värms ändras inte den absoluta luftfuktigheten, som är 0,0138 kg H2 O / kg luft enligt Figur
B.1, med de givna värdena på förbränningsluften. Med hjälp av molmassorna för luft (79
% N2 , 21 % O2 ) och vatten ändras enheten från kg H2 O / kg luft, till antal mol H2 O /
antal mol luft. Det resulterande värdet multipliceras med den stökiometriska luftmängden i
förbränningskalkylen, i syfte att få reda på hur många mol vatten det är i förbränningsluften.
3.5
Övrigt
Beräknigar av antal mol för de ingående ämnena i WRD-oljan beräknades med hjälp av
Tabell 2.2 samt Ekvation 3.54:
nolja =
26
1000 [g] · m%
.
M [g/mol]
(3.54)
Kapitel 4
Resultat
Resultaten presenteras i tabeller och figurer med en beskrivande text. Figurerna är framtagna m.h.a. MATLAB, samt LUKAB:s databas [Lul14].
4.1
4.1.1
Stökiometrisk förbränning
Koksgas
I Tabell 4.1 visas antal mol för de ingående molekylerna i koksgasen. De beräknades med
hjälp av Ekvation 3.50, Tabell 2.1 samt ett antagande att 1 m3n gas förbränns.
Tabell 4.1: Sammansättning koksgas.
Ämne
Antal mol
Mol %
CH4
10,35
23,5
C6 H6
1,41
3,2
CO
2,55
5,8
H2
27,92
63,375
N2
1,76
4
H2 S
0,05
0,125
44,004
100
Summa
27
4.1. STÖKIOMETRISK FÖRBRÄNNING
Den stökiometriska luften, inkluderat ett luftöverskott på 7,5 % [Kje+03] för att säkerställa
förbränningen, visas i Tabell 4.2. Beräkningarna för hur mycket vatten det är i förbränningsluften
redovisades i Avsnitt 3.4.3.
Tabell 4.2: Stökiometrisk förbränningsluft vid förbränning av koksgas.
Ämne
Antal mol
Mol %
O2
51,44
19,7
N2
203,98
78,1
5,63
2,2
261,05
100
H2 O
Summa
De ingående ämnena hos rökgasen visas i Tabell 4.3, inkluderat luftöverskott vid förbränningen.
Tabell 4.3: Stökiometrisk rökgas vid förbränning av koksgas.
Ämne
Antal mol
Mol %
CO2
21,37
7,29
H2 O
58,60
19,99
SO2
0,01
0,028
N2
207,79
70,88
O2
5,38
1,84
261,05
100
Summa
Med erhållen kunskap om antal mol hos bränslet och förbränningsluften, beräknades LBK
enligt Ekvation 3.4a:
LBKvolym = 5,92.
(4.1)
Med känd LBK har flödet av förbränningsluft, V̇l,k , samt det resulterande rökgasflödet, V̇rg,k ,
beräknats. Resultatet av beräkningarna redovisas i Tabell C.1 vid varierande koksgasflöden,
V̇b,k . Eftersom beräkningarna är genomförda med ett stökiometriskt antagande, blir flödena
lägre än i verkligheten.
28
KAPITEL 4. RESULTAT
4.1.2
Olja
Antal mol av de ingående ämnena i oljan beräknades med hjälp av Ekvation 3.54 och
resultatet redovisas i Tabell 4.4. Det antas att 1 kg olja förbränns vid beräkningen av antal
mol.
Tabell 4.4: Sammansättning olja.
Ämne
Antal mol
Mol %
C
72,33
52,83
H2
64,55
47,15
S
0,02
0,01
N2
0,01
0,01
H2 O
0,006
0,004
Summa
136,91
100
Den stökiometriska förbränningsluften, inklusive luftöverskott på 7,5 % [Kje+03], redovisas
i Tabell 4.5.
Tabell 4.5: Stökiometrisk förbränningsluft vid förbränning av olja.
Ämne
Antal mol
Mol %
O2
112,47
20,6
N2
422,89
77,2
H2 O
12,31
2,2
Summa
547,67
100
Den resulterande LBK för oljan beräknas m.h.a. Ekvation 3.4b till:
LBKmassa = 18,07.
(4.2)
Hur mycket luft som krävs vid förbränningen av olja beror på de höga andelarna av C
och H2 , som oxiderar till CO2 respektive H2 O. När det är höga andelar C i bränslet ökar
utsläppen av CO2 , vilket stämmer överens med beräkningen av rökgassammansättningen.
29
4.2. VERKNINGSGRAD
Den resulterande rökgasen från den stökiometriska förbränningen av WRD-olja, inklusive
luftöverskottet, visas i Tabell 4.6:
Tabell 4.6: Stökiometrisk rökgas vid förbränning av olja.
Ämne
Antal mol
Mol %
CO2
72,33
12,47
H2 O
76,87
13,25
SO2
0,016
0,003
N2
422,90
72,92
O2
7,84
1,35
579,96
100
Summa
4.2
Verkningsgrad
Resultaten från beräkningarna av verkningsgraden presenteras i form av tabeller.
4.2.1
Tillförd extra luft
I situationen med tillförd extra luft existerar det empiriska data för alla flöden och temperaturer, in och ut ur de olika stegen som tar upp effekt. Dessa kan betraktas i Tabell 4.7.
Den empiriska temperaturen på rökgasen efter överhettarna har använts i beräkningen vid
tillförd extra luft, den har alltså inte beräknats.
30
KAPITEL 4. RESULTAT
Tabell 4.7: Empiriska värden för flöden i kontrollvolymer, tillförd extra luft.
Temperatur in [◦ C]
Temperatur ut [◦ C]
Flöde [kg/s]
Upptagen effekt [MW]
Pannväggstuber
265,36
306,25
36
39,9
Överhettare
324,25
499,15
83,24
90
Ekonomiser
131,75
265,36
83,24
49,9
Luftförvärmare
36,56
143,91
72,97 [m3n /s]
9,45
Rökgas.eko
90,22
94,92
82,59
1,63
Summa
190,88
Av de 72,59 m3n /s luft, som passerar luftförvärmaren, är ca 12 m3n /s tillförd extra luft. I Tabell 4.8 visas hur rökgastemperaturen sjunker efter varje effektupptagande kontrollvolym.
Tabell 4.8: Rökgastemperatur, tillförd extra luft.
Temperatur rökgas efter kontrollvolym [◦ C]
Förbränning
1670,85
Pannväggstuber
1406,85
Överhettare
649,85 (empirisk data)
Ekonomiser
241,85
Luftförvärmare
162,85
Rökgas.eko
148,85
Temperaturen efter rökgasekonomisern har god överenskommelse med empirin. Den empiriska temperaturen är ungefär 125 ◦ C. Antingen beror skillnaden p.g.a. effektuttaget i
fallrören, eller – vilket är det mest sannolika – p.g.a. värmeförluster genom pannväggarna.
Tabell 4.9 visar de olika flödena som avger effekt i förbränningen.
31
4.2. VERKNINGSGRAD
Tabell 4.9: Avgiven effekt i pannan, tillförd extra luft.
Temperatur in [◦ C]
Temperatur ut [◦ C]
Flöde [m3n /s]
Värmevärde
Avgiven effekt [MW]
Olja
0
34,51
5,099 [kg/s]
42 [MJ/kg]
213,5
Koksgas
0
20
2,016
16,8 [MJ/m3n ]
33,2
Förbränningsluft
0
144,91
61,99
-
11,3
Extra luft
0
144,91
12,8
-
2,34
Rökgasåterföring
-
-
-
-
-
Förlust
-
-
-
-
-2,47
Summa
257,87
Verkningsgraden beräknas m.h.a. Ekvation 3.20 enligt:
ηlf e =
Q̇upptagen
Q̇bränsle
Q̇pvt + Q̇öh + Q̇eko + Q̇lf v + Q̇rg.eko − Q̇förlust
Q̇olja + Q̇koks
39, 9 + 90 + 49, 9 + 9, 45 + 1, 63 − 2, 47
=
· 100
213, 5 + 33, 2
=
= 76,3 %
4.2.2
Rökgasåterföring
Tidigare antogs det att ångan överhettades till 520 ◦ C med rökgasåterföringen. Det antogs även att flödet i vatten/ång-systemet ökade. Det slutgiltiga itererade flödet i vatten/ång-systemet, vid den antagna överhettade temperaturen, resulterade i 88 kg/s. Med
en rökgasåterföring försvinner behovet av tillförd extra luft. Den upptagna effekten av
luftförvärmaren minskar m.a.o. Tabell 4.10 visar de olika flödena, temperaturerna och effekten i de olika kontrollvolymerna som tar upp effekt.
32
KAPITEL 4. RESULTAT
Tabell 4.10: Beräknade samt empriska värden för flöden i kontrollvolymer, rökgasåterföring.
Temperatur in [◦ C]
Temperatur ut [◦ C]
Flöde [kg/s]
Upptagen effekt [MW]
Pannväggstuber
265,36
324,25
36
39,9
Överhettare
324,25
520
88
100,7
Ekonomiser
131,14
265,36
88
52,8
Luftförvärmare
36,02
144,91
61,99 [m3n /s]
8,51
Rökgas.eko
90,22
94,92
88
1,74
Summa
203,65
Den upptagna effekten ökar från 190,88 MW till 203,65 MW. Uppenbarligen är det den
ökande upptagna effekten i vatten/ång-systemet som bidrar till ökningen. Luftförvärmaren
tar upp mindre effekt än tidigare, detta p.g.a. ingen tillförd extra luft. Tabell 4.11 visar hur
rökgastemperaturen sjunker efter varje effektupptagande kontrollvolym.
Tabell 4.11: Rökgastemperatur efter kontrollvolymer, rökgasåterföring.
Temperatur rökgas efter kontrollvolym [◦ C]
Förbränning
1631,85
Pannväggstuber
1373,85
Överhettare
643,85
Ekonomiser
220,85
Luftförvärmare
150,85
Rökgas.eko
136,85
Differensen i temperaturerna mellan rökgasåterföring och tillförd extra luft är väldigt liten,
vilket gör det möjligt att implementera en rökgasåterföring. Detta p.g.a. att kontrollvolymerna som tar upp effekt inte påverkas med rökgasåterföring, samt att temperaturen efter
rökgasekonomisern är i ett rimligt temperaturintervall.
Skillnaden i rökgastemperaturen efter överhettarna är 6 ◦ C mellan rökgasåterföring och
tillförd extra luft. Det rättfärdigar antagandet om ökat effektupptag i vatten/ång-systemet.
Med ökat effektupptag minskar även fluktuationerna i överhettartemperaturen, vid byte av
bränsle. Tabell 4.12 visar de olika ingående flödenas avgivna effekt vid rökgasåterföring.
33
4.2. VERKNINGSGRAD
Tabell 4.12: Avgiven effekt i pannan, rökgasåterföring.
Temperatur in [◦ C]
Temperatur ut [◦ C]
Flöde [m3n /s]
Värmevärde
Avgiven effekt [MW]
Olja
0
34,51
5,099 [kg/s]
42 [MJ/kg]
213,5
Koksgas
0
20
2,016
16,8 [MJ/m3n ]
33,2
Förbränningsluft
0
144,91
61,99
-
11,3
Extra luft
-
-
-
-
-
Rökgasåterföring
0
141,85
15
-
3,14
Förlust
-
-
-
-
-2,47
Summa
258,67
Effekten avgiven i pannan är ungefär lika stor som vid tillförd extra luft. Det som skiljer är
den specifika värmekapaciteten hos rökgasen. Den är högre vid rökgasåterföring jämfört med
tillförd extra luft. Det medför att temperaturerna sjunker med lägre hastighet, än vid tillförd
extra luft. Med minskat flöde av rökgasåterföringen minskar temperaturerna på rökgasen.
Det medför i sin tur att ett ökat effektupptag i vatten/ång-systemet inte är möjligt. Däremot
är temperaturen på rökgasen högre efter överhettarna, än vid tillförd extra luft, vid samma
temperatur och flöde i överhettarna som i empirin. Det gör att fluktuationerna minskar
även vid minskat flöde av rökgasåterföring. Verkningsgraden beräknas p.s.s. som ovan med
tillförd extra luft enligt:
ηrgå =
Q̇upptagen
Q̇bränsle
Q̇pvt + Q̇öh + Q̇eko + Q̇lf v + Q̇rg.eko − Q̇förlust
Q̇olja + Q̇koks
39, 9 + 100, 7 + 52, 8 + 8, 51 + 1, 74 − 2, 47
=
· 100
213, 5 + 33, 2
=
= 82,5 %
Verkningsgraden ökar med 6,2 procentenheter med implementerad rökgasåterföring, jämfört
med fallet med tillförd extra luft. Detta vid det givna flödet av rökgasåterföring i Tabell
4.12.
34
KAPITEL 4. RESULTAT
4.3
Adiabatisk flamtemperatur
Den adiabatiska flamtemperaturen är beräknad i temperaturenheten Kelvin, och bestäms
m.h.a. Ekvation 3.19. För koksgas uppgår den adiabatiska flamtemperaturen till 2392 K,
och för olja 2457 K. Dessa temperaturer är beräknade utan rökgasåterföring samt utan
tillförd extraluft. I nästa avsnitt redovisas hur den adiabatiska temperaturen varierar med
rökgasåterföring samt med tillförd extraluft.
4.3.1
Koksgas
O2ö
ve
r
s
kot
tir
ökgas[
vol%]
Adi
abat
i
s
kf
l
amt
e
mpe
r
at
ur[
K]
Resultatet från beräkningarna av den adiabatiska flamtemperaturen är presenterade i Figur
4.1 samt 4.2. Figur 4.1 visar när luft tillsätts som värmebärare från botten av pannan,
d.v.s. hur driften av koksgasförbränning genomförs för närvarande. Enligt Avsnitt 3.3.2
ökar bildningen av termisk NOx vid ökad temperatur, samt vid ökad närvaro av syre. När
extra luft tillförs ökar koncentrationen av syre i rökgasen, temperaturen sjunker visserligen
men chansen för bildning av termisk NOx är hög. Empiriskt tillförs det ca 9 m3n /s. Vilket
leder till en adiabatisk flamtemperatur på ca 2100 K, samt ett luftöverskott på ca 4-5 % i
rökgaserna. Figur 4.1 visar den adiabatiska flamtemperaturen (4), luftöverskottet (+) som
funktion av den tillförda extra luften, under förbränning av maximalt koksgasflöde 6,9 m3n /s.
Den tillförda extra luften är beräknad som en andel i procent av förbränningsluftflödet. Figur
4.2 visar hur den adiabatiska flamtemperaturen samt syreöverskottet i rökgasen varierar med
ökat flöde av rökgasåterföring, med samma symbolbetydelse som i Figur 4.1.
Ti
l
l
f
ör
de
xt
r
al
uf
t[
m3n/s
]
Figur 4.1: Adiabatisk temperatur som funktion av tillförd extraluft, koksgas.
35
O2ö
ve
r
s
kot
tir
ökgas[
vol%]
Adi
abat
i
s
kf
l
amt
e
mpe
r
at
ur[
K]
4.3. ADIABATISK FLAMTEMPERATUR
Åt
e
r
f
ör
dr
ökgas[
m3n/s
]
Figur 4.2: Adiabatisk temperatur som funktion av återfört rökgasflöde, koksgas.
Luftöverskottet vid återförd rökgas är konstant även fast rökgasen innehåller syre. Det är
p.g.a. att rökgasen somåterförts har samma sammansättning som rökgasen från förbränning.
Därför ändras inte koncentrationen av ämnena, utan mol/volymprocenten är konstant. Skulle det däremot tillföras extra luft, ändras koncentrationerna, d.v.s. mol/volym-procenten
ändras.
4.3.2
Olja
Den adiabatiska temperaturen vid förbränning av olja är något högre än vid förbränning av
koksgas, vilket leder till ökad risk för bildning av termisk NOx . Den adiabatiska flamtemperaturen sjunker, likvärdigt som för koksgasen, med ökat flöde av tillförd extra luft, samt
för ökat flöde av rökgasåterföring. Vid förbränning av olja är det viktigt att komma ihåg
att bildningen av NOx från bränslet kan inträffa, oberoende av den adiabatiska flamtemperaturen.
Figur 4.3 visar den adiabatiska temperaturen vid förbränning av olja och överskottet av
O2 , som funktion av flödet av den tillförda extra luften. Figur 4.4 visar den adiabatiska
flamtemperaturen och överskottet av O2 , som funktion av flödet av den återförda rökgasen.
36
O2ö
ve
r
s
kot
tir
ökgas[
vol%]
Adi
abat
i
s
kf
l
amt
e
mpe
r
at
ur[
K]
KAPITEL 4. RESULTAT
Ti
l
l
f
ör
de
xt
r
al
uf
t[
m3n/s
]
O2ö
ve
r
s
kot
tir
ökgas[
vol%]
Adi
abat
i
s
kf
l
amt
e
mpe
r
at
ur[
K]
Figur 4.3: Adiabatisk temperatur som funktion av tillförd extra luft, olja
Åt
e
r
f
ör
dr
ökgas[
m3n/s
]
Figur 4.4: Adiabatisk temperatur som funktion av återfört rökgasflöde, olja.
Den adiabatiska flamtemperaturen sjunker med högre hastighet vid både förbränning av
koksgas och olja, vid rökgasåterföring. Detta beror på en högre värmekapacitet för rökgasen,
än för luft.
37
4.4. NOX
4.4
NOx
Med ökad koncentration av H2 i bränslet, ökar temperaturen på flamman. Detta ger en
ökning av termisk NOx . Temperaturen ökar p.g.a. minskat värmeutbyte till omgivningen
via strålning. Den adiabatiska flamtemperaturen för ett bränsle med hög koncentration av
H2 , är högre än för ett bränsle med låg koncentration av H2 . H2 :s adiabatiska flamtemperatur är 2382 K, vilket kan jämföras med den adiabatiska flamtemperaturen för naturgas
som är 2225 K [Cho+03]. Koksgas innehåller, enligt Tabell 4.1, ungefär 64% H2 . Blandgas innehåller mellan 1-11% H2 , beroende på vilken blandning av masugnsgas, LDgas samt
koksgas det är i blandgasklockan [SSA11]. Figur 4.5 visar vad som händer empiriskt med
utsläppen av NOx , när ett bränslebyte sker från blandgas till koksgas och olja.
Figur 4.5: Utsläpp av NOx , som funktion av koksgas-, blandgas- och oljeflöde [Lul14].
Den vänstra Y-axeln beskriver flödet av blandgas (0-90 m3n /s), samt antal ppm (0-300) av
NOx i rökgasen. Den högra Y-axeln beskriver flödet av olja (0-9 kg/s) och koksgas (0-8,4
m3n /s). X-axeln beskriver den aktuella tiden, i datumformat.
38
KAPITEL 4. RESULTAT
Brotten på kurvan för utsläpp av NOx beror inte på ett plötsligt avbrott i utsläppen. Det
är upplösningen i programmet som orsakar brottet. Det syns dock tydligt att utsläppen av
NOx ökar vid förbränning av koksgas och olja. Detta beror på dels den ökade tillförseln av
extra luft, men även på den höga koncentrationen av H2 i koksgasen. Oljans bidrag med
bränsle NOx bidrar även till ökningen av utsläppen av NOx , i.o.m. koncentrationen av kemiskt bundet N2 till bränslet.
Grafen, och analysen ovan, indikerar på att en rökgasåterföring kan bidra till en sänkning
av utsläppen av NOx . Det extra lufttillskottet skulle minska, som i dagsläget har till uppgift att säkra temperaturen på ångan i överhettarna. Rökgasen med en högre specifik
värmekapacitet kan ersätta luften, med resultat att mindre bränsle kan förbrännas för att
uppnå samma temperaturer som i dagsläget. Flammans temperatur sjunker snabbare med
rökgas som värmebärare än luft, vilket medför en lägre risk att termisk NOx bildas.
4.4.1
Empiriskt test med lägre flöde av tillförd extra luft
Under två separata tillfällen, där ångmängd och levererad effekt var ungefär lika mellan de
två tillfällena, provade LUKAB att sänka den tillförda extra luften vid det ena tillfället. De
gjorde detta i syfte att se om utsläppen av NOx minskade. Bränslena var vid båda tillfällena
olja och koksgas. Med minskat flöde av tillförd extra luft borde det betyda att utsläppen
av NOx sjunker, detta enligt Avsnitt 3.3. Syftet med att tillföra extra luft är dock att öka
temperaturen på ångan i överhettarna, minskat flöde av tillförd extra luft medför m.a.o.
lägre temperatur på ångan i överhettarna.
Tabell 4.13 visar de uppmätta värdena vid det första tillfället med tillförd extra luft. Det
aktuella överskottet av O2 , i rökgaserna var vid det tillfället 5,5 %.
39
4.4. NOX
Tabell 4.13: Empiriskt utsläpp av NOx med 5,5 % O2 i rökgaserna, 2015-01-12.
Tid
NOx [kg]
NOx [mg/m3n ]
Gränsvärde [mg/m3n ]
Olja [MW]
Koksgas [MW]
10:00
40,69
125,29
168
160
23,8
11:00
59,84
210,69
157
218,5
35,5
12:00
59,57
210,16
157
217,1
36,2
13:00
56,32
221,99
160
181,7
45
14:00
59,87
223,63
161
183,5
53,5
15:00
60,01
224,33
161
183,6
54,6
16:00
62,75
227,58
162
183,7
61
17:00
63,89
229,68
163
183,6
63,6
18:00
57,97
222,13
160
183,6
48
19:00
43,8
119,63
171
144,9
22,9
Utsläppen av NOx ökar med ökad effekt av både olja och koksgas. Men en tydlig markering
sker mellan klockan 12:00 och 13:00. Effekten från oljan sjunker, och effekten från koksgasen
ökar. Detta medförde att utsläppen av NOx ökade. Det betyder att det är koksgasen som
bidrar mest till ökningen i utsläpp av NOx . Det fortsätter att öka ända tills effekten från
koksgasen sjunker. Anledningen till att utsläppen av NOx ökar med ökad effekt från koksgas
är antingen en ökande bildning av prompt NOx , eller – vilket är det mest sannolika – ökande
bildning av termisk NOx .
Gränsvärdet, ζ [mg/m3n ], för hur mycket NOx som får släppas ut mellan 11:00-18:00, före
och efter förbränns det även blandgas, beräknas enligt:
ζ=
ζolja · Q̇olja + ζkoksgas · Q̇koksgas
,
Q̇olja + Q̇koksgas
(4.3)
där
• ζolja = 150 mg/m3n
• ζkoksgas = 200 mg/m3n .
I Tabell 4.14 visas det andra tillfället med sänkt flöde av tillförd extra luft. Luftöverskottet
i rökgaserna var vid det tillfället 2,2 %.
40
KAPITEL 4. RESULTAT
Tabell 4.14: Empiriskt utsläpp av NOx med 2,2 % O2 i rökgaserna, 2015-01-22.
Tid
NOx [kg]
NOx [mg/m3n ]
Gränsvärde [mg/m3n ]
Olja [MW]
Koksgas [MW]
12:00
24,4
59,36
186
71,6
26,3
13:00
48,09
168,58
157
213,3
36,6
14:00
48,34
165,54
157
219,5
37
15:00
48,17
165,17
157
219,7
37
16:00
47,39
166,58
157
216,5
36,8
17:00
47,84
164,45
157
219,7
37
18:00
48,29
167,22
157
219,5
36,9
19:00
37,19
89,46
168
176,7
10
Utsläppen av NOx sjönk med ca 40-50 mg/m3n när överskottet av O2 blev lägre, än vid
tidigare nämnda fall. Effekten från bränslena skiljer sig en del mellan fallen. Men klockan
11:00 i Tabell 4.13 och klockan 13:00 i Tabell 4.14 är skillnaden mellan effekten från bränslena
liten. I de fallen är det uppenbart att en lägre koncentration av O2 bidrar till ett mindre
utsläpp av NOx .
Temperaturen i överhettarna sjönk från 500 ◦ C till 488 ◦ C, med lägre flöde av tillförd extra
luft. En rökgasåterföring skulle bidra till en lägre koncentration av O2 , men samtidigt öka
temperaturen i överhettarna till 520 ◦ C enligt Tabell 4.10. Detta empriska test verifierar
teorin om att utsläppen av NOx minskar med minskad koncentration av O2 i rökgaserna.
41
4.4. NOX
42
Kapitel 5
Diskussion
5.1
5.1.1
Förenklingar
Adiabatisk flamtemperatur
Via antagandet att flamman är adiabatisk sker inget värmeutbyte till omgivningen. Men
med tanke på att det är komplicerat att mäta en exakt temperatur i verkligheten hjälper
antagandet om adiabatiska förhållanden. Det är även vanligt att den adiabatiska flamtemperaturen används för att beräkna saker som är beroende av den, t.ex. värmeöverföring
till övriga delar av pannan. I.o.m. att det är den maximala teoretiska flamtemperaturen
kan den inte användas empiriskt, men den kan användas som en approximation. Det sker
alltid förluster i form av t.ex. oförbränt bränsle samt värmeutbyte i form av konvektion och
ledning med luft/rökgaser, samt i form av strålning till pannväggarna.
5.1.2
Ideal gas
Antagandet om att alla ingående gaser är en ideal gas stämmer bra med koksgasen, i.o.m. att
både temperatur och tryck ligger nära normalt tryck och temperatur (20 ◦ C samt 101,325
kPa). I rökgaserna är det en högre temperatur än i normalfallet, men det är ett undertryck
som ger förutsättningar att använda den ideala gas lagen. Detta kan förklaras genom att vid
låga tryck ökar avståndet mellan molekylerna, och vid höga temperaturer ökar hastigheten
på molekylerna. Detta medför att det är lägre risk för att molekylerna ska kollidera med
varandra, vilket stämmer överens med den ideala gas lagen. Men temperaturen får inte
understiga kondenseringstemperaturen, gasen övergår då till vätskeform.
43
5.2. VAL AV METOD
5.1.3
Luft och gas reagerar inte med bränslet
Det antagandet faller in under antagandet om adiabatisk flamtemperatur, som beskrivet ovan antas det att flamman inte reagerar med yttre medium. Detta gäller inte för
beräkningar hur flamtemperaturen sjunker med tillförd extra luft, samt med återförd rökgas.
Utan det gäller för förbränningsluften och den resulterande rökgasen från förbränningen.
5.2
Val av metod
Har valet av metod att basera beräkningarna utifrån den adiabatiska flamtemperaturen varit rätt? Ja, metoden har bidragit till en förståelse för vad som sker och varför det sker. Den
har även bidragit till en förenkling av senare beräkningar. Som tidigare diskuterat ger den
inte ett empiriskt svar på temperaturvariationer samt verkningsgrad, utan det är en approximation där resultat i empirin kan skilja från resultatet i detta examensarbete. En nackdel
med de stökiometriska beräkningarna är att det har tagit lång tid att konstruera modellen.
Men även som med den adiabatiska temperaturen, att den förbränningen (stökiometrisk
förbränning) inte sker som i empirin. Produkterna från den stökiometriska förbränningen
stämmer troligtvis inte överens med verkligheten. Men det är en bra approximation.
Beräkningarna av verkningsgraden är utförda utifrån processer som tar upp effekt i pannan,
jämfört med vilken effekt som levereras av bränslet. Den verkningsgraden ger en sämre bild
på hur verkninsgraden kan ökas, jämfört med om beräkningarna hade utförts utifrån vilka
förluster det finns i pannan. Med en sådan verkningsgrad kan olika förluster identifieras och
minimeras, för att öka verkningsgraden. Men i.o.m. att förluster i form av värme, vatten
i rökgaser, CO i rökgaser m.m. bara kan uppskattas ger det ingen korrekt verkningsgrad.
Därmed är det bättre att utgå från vad som tar upp effekt i det här examensarbetet, eftersom
det finns empirisk data på det.
44
Kapitel 6
Slutsats
Med implementerad rökgasåterföring sjunker den adiabatiska flamtemperaturen vilket leder
till mindre risk att termisk NOx bildas. Det gäller för såval förbränning av olja som koksgas. NOx från bränslet har ett mindre beroende av den adiabatiska flamtemperaturen, än
för den termiska NOx en, och gäller för bränslen med kemiskt bundet kväve, t.ex olja. Den
typen av bildning av NOx måste särskilt beaktas när det diskuteras utsläpp av NOx från
oljeförbränningen. Prompt NOx bildas via oförbrända kolväten, Cx Hy , som reagerar med
kväve i förbränningsluften. Koksgasen innehåller 20,5 volym% CH4 och kan bidra till ökad
bildning av prompt NOx .
Koksgas innehåller betydligt större koncentration H2 än blandgas. Det kan förklara varför
utsläppen av NOx ökar när koksgas förbränns istället för blandgas. Detta p.g.a. högre adiabatisk flamtemperatur för koksgasen än den för blandgas, i.o.m. högre koncentration av
H2 . Termisk NOx ökar m.a.o. och kan minskas med hjälp av rökgasåterföring, som sänker
flamtemperaturen. Som tidigare nämnt kan koksgasen bidra till ökad bildning av prompt
NOx . En rökgasåterföring kan inte hjälpa mot denna typ av NOx . Men storleken är inte i
närheten av termisk NOx , och därmed är en sänkning av prompt NOx inte värd att investera
i.
För närvarande varierar temperaturen i överhettarna vid bränslebyte, för att motverka
det tillsätts extra luft i botten i pannan. Den luften har som uppgift att agera som en
värmebärare. Det medverkar till att utsläppen av NOx ökar. En rökgasåterföring kan absolut ersätta den extra tillsatta luften. Rökgasen har en högre specifik värmekapacitet, som
bidrar till en stabilare temperatur. Luften som tillförs kommer från förbränningsluften i
brännarna för blandgas, därmed går det inte att på förhand tillsätta mer luft för att mot45
verka variationen. En rökgasåterföring kan användas kontinuerligt oavsett bränsle, och på
så sätt kan den motverka variationen på förhand när ett bränslebyte sker.
En rökgasåterföring ökar verkningsgraden, jämfört med empirin där det tillförs extra luft. En
ökning av verkningsgraden kan bl.a. medföra en sänkning av effekten från oljan och ändå bibehålla dagens effektupptagningar. Ökningen av verkningsgraden beror på antagandet att en
rökgasåterföring är kapabelt till att öka uttaget av effekt i vatten/ång-systemet. När blandgas förbränns är temperaturen i överhettarna 520 ◦ C. Med koksgas- och oljeförbränning
sjunker temperaturen till mellan 480-500 ◦ C. En rökgasåterföring gör det möjligt att bibehålla samma temperatur i överhettarna, som vid förbränning av blandgas, när olja och
koksgas förbränns.
För att summera resultatet av rapporten borde man överväga att investera i en
rökgasåterföring. En rökgasåterföring sänker utsläppen av NOx till följd av sänkt adiabatisk flamtemperatur. Den bidrar till stabilare temperaturvariationer i överhettarna vid
bränslebyte. Den gör det även möjligt att öka effektuttaget i vatten/ång-systemet, vilket
resulterar i en ökning av verkningsgraden. Det medför även en högre levererad effekt från
generatorn, vilket resulterar i en högre vinst.
46
Kapitel 7
Fortsatt arbete
Nedan redovisas förslag på fortsatt arbete, med examensarbetet som grund. Några är direkta
följder av moment som var planerade i examensarbetet, men där tiden var en begränsande
faktor.
7.1
Dimensionering utav rör och fläkt
En viktig del i konstruktionen av en rökgasåterföring är dimensioneringen av rören. Vilka dimensioner krävs för att transportera den återförda rökgasen för att minimera rörförlusterna,
samt hur/var ska rörsystemet anslutas? En annan viktig aspekt att fundera över vid dimensioneringen är hur trycken i pannan påverkas. Ett undertryck ska alltid råda, detta för att
bränslet ska sugas ut ur brännarna in i pannan. Det säkerställer att det förbrända bränslet
inte kan tryckas in i brännarna igen och skapa en katastrof. Undertrycket hjälper även till att
transportera rökgasen genom pannan. De uträknade flödena ska den befintliga rökgasfläkten
klara av. Men vad händer med den när en ny fläkt för rökgasåterföringen installeras efter
den befintliga? Blir tryckfallet för stort med resulterande stagnation av rökgasflödet till
skorstenen? Det är några frågor som bör undersökas.
Hur stor fläkten ska vara bestäms av hur mycket förluster det är i rören, d.v.s. vilket tryckfall det finns i rören. Fläktens storlek bestäms även av vilket tryck det ska vara i slutet på
ledningen. Val av fläktmodell bör falla på en axialfläkt p.g.a. att den tar upp lite utrymme.
En radialfläkt tar upp mer utrymme och kan inte placeras direkt i gasflödet, men det kan en
axialfläkt. Behövs ett stort tryck byggas upp av fläkten bör man istället välja en radialfläkt.
47
7.2. BIOENERGI
Ett fortsatt arbete som ingår i dimensioneringen av fläkten är hur den ska regleras. En
tanke är på reglering via temperaturen i överhettarna, eller via vilken storlek det är på
bränsleflödena. En annan tanke är att regleringen kan ske via utsläppen av NOx .
7.2
Bioenergi
Den befintliga rökgasåterföringen har som uppgift att säkerställa temperaturen i botten
på pannan för Bioenergi. Hur påverkas den med en ny rökgasåterföring? Är det möjligt
att använda befintliga rör för den nya rökgasåterföringen? Finns det risk att rökgasen som
återförs i dagsläget tar upp flödet från den nya rökgasåterföringen om nya rör installeras,
p.g.a. tryckskillnader?
I dagsläget kan inte Bioenergi ta torkgaser från botten på pannan vid förbränning av olja och
koksgas, p.g.a. för höga koncentrationer av O2 . Med en installerad rökgasåterföring höjs inte
koncentrationen av O2 , i teorin. En undersökning vad som sker empiriskt bör genomföras.
Detta för att se hur koncentrationen av O2 ändras jämfört med hur det är i dagsläget. Om
koncentrationen av O2 är låg nog, för att Bioenergi ska kunna ta torkgas, innebär det att
Bioenergi kan producera pellets oavsett vilket bränsle som förbränns.
En begränsning är att flödet av rökgas får inte vara för lågt. Det medför att under lågt flöde
av olja och koksgas kan Bioenergi inte vara i produktion, oavsett om en rökgasåterföring
är implementerad. Tillfällen där Bioenergi skulle kunna vara i produktion är under vinterhalvåret. Fjärrvärmenätets effekt är under denna period hög, vilket medför att flödet på
koksgas och olja måste uppgå till höga värden. Det resulterar i höga flöden av rökgas.
48
Referenser
Skrivna källor
[Cho+03] Ahsan R. Choudhuri och S.R. Gollahalli. “Characteristics of hydrogen–hydrocarbon
composite fuel turbulent jet flames”. I: International Journal of Hydrogen Energy 28.4 (2003), s. 445 –454.
[Enb08]
Henrik Enberg. “Konvertering från olja till naturgas vid Lulekraft AB”. Examensarbete. Luleå: Luleå Tekniska Universitet, 2008.
[Kje+03] Björn Kjellström, Jenny Lindberg och Gudrun Keikkala. Combustion and gasification in theory and practice. Luleå: Luleå Tekniska Universitet, 2003.
[Kuo05]
Kenneth K. Kuo. Principles of combustion. New Jersey: John Wiley & Sons,
Inc., 2005.
[Son+98] Richard E. Sonntag, Claus Borgnakke och Gordon J. Van Wylen. Fundamentals
of thermodynamics. 5:e utgåvan. New York: John Wiley & Sons, Inc., 1998.
[Tei01]
Lintunen Teija. “Advanced control methods for reducing nitrogen oxides in a
fluidized bed boiler”. Examensarbete. Varkaus: Lappeenranta University of Technology, 2001.
[Tur00]
Stephen R. Turns. An introduction to combustion. 2:a utgåvan. New York: McGrawHill, 2000.
[Zan+01] Sarantuyaa Zandaryaa m. fl. “Nitrogen oxides from waste incineration: control
by selective non-catalytic reduction”. I: Chemosphere 42.5-7 (2001), s. 491 –497.
[Ben96]
Bengt Hanell m.fl. Utvärdering av de första SCR-anläggningarna i Sverige. Värmeforsk
558. Stockholm: Stiftelsen för värmeteknisk forskning, 1996.
[Cha04]
Charles E. Baukal, Jr. Industrial burners handbook. Boca Raton: CRC Press,
2004.
[Cha13]
Charles E. Baukal, Jr. The John Zink Hamworthy Combustion handbook. Boca
Raton: CRC Press, 2013.
[Lar]
Lars Westerlund. Indoor climate: Formula Assemble. Kurs vid LTU: F0049T.
49
ÖVRIGA KÄLLOR
[Lul13]
Lulekraft AB. Årsredovisning. 2013.
Övriga källor
[Nat14]
[NIS14a]
[NIS14b]
[NIS14c]
[Lul14]
[SSA07]
[SSA11]
50
Naturvårdsverket. Vägledning om kväveoxidavgiften. Hämtad 2014-10-14. 2014.
url: http://http://www.naturvardsverket.se/Stod- i- miljoarbetet/
Vagledningar/Industri-och-forbranning/Kvaveoxidavgiften-sa-fungerarden/.
NIST. Benzene. Hämtad 2014-10-09. 2014. url: http://webbook.nist.gov/
cgi/cbook.cgi?Name=benzene/.
NIST. Hydrogen sulfide. Hämtad 2014-10-08. 2014. url: http : / / webbook .
nist.gov/cgi/cbook.cgi?ID=C7783064&Units=SI/.
NIST. Sulfur dioxide. Hämtad 2014-10-08. 2014. url: http://webbook.nist.
gov/cgi/cbook.cgi?ID=C7446095&Units=SI/.
Lulekraft AB. Aspen Process Explorer. Databas. 2014.
SSAB. Säkerhetsdatablad. Koksgas. 2007.
SSAB. Säkerhetsdatablad. Blandgas. 2011.
Bilaga A
Beräkning av specifik värmekapacitet
De specifika värmekapaciteterna har enheten [kJ/kmol K] Temperaturen, T , är olika för
vilket bränsle som används, ifall det är förbränningsluft eller om det är återförd rökgas.
A.1
Bränsle
A.1.1
Koksgas
Formlerna nedan är hämtade ur [Son+98, s.651], konstanten θ = T [K]/100.
CpCH4 = −672, 87 + 439, 74 · θ0,25 − 24, 875 · θ0,75 + 232, 550 · θ−2
CpCO = 69, 145 − 0, 70463 · θ
0,75
− 200, 77 · θ
−0,5
+ 176, 76 · θ
−0,75
(A.1)
(A.2)
CpN2 = 39, 060 − 512, 79 · θ−1,5 + 1072, 7 · θ−2 − 820, 40 · θ−3
(A.3)
CpH2 = 56, 505 − 702, 40 · θ−0,75 + 1165, 0 · θ−1 − 560, 7 · θ−1,5
(A.4)
Den specifika värmekapaciteten för H2 S beräknas enligt Ekvation A.5 [NIS14b]
CpH2 S = A + B · t + C · t2 + D · t3 + E · t−2
(A.5)
där konstanterna redovisas i Tabell A.1.
51
A.2. RÖKGAS
Tabell A.1: Konstanter för H2 S
Parameter
Värde
t
T [K]/1000
A
26,88412
B
18,67809
C
3,434202
D
-3,378702
E
0,135882
Den specifika värmekapaciteten för C6 H6 beräknas med interpolation av tabellvärden [NIS14a].
A.1.2
Olja
Ämnena i oljan är alla grundämnen och dess specifika värmekapacitet hämtas ur tabeller.
A.2
Rökgas
I denna sektion presenteras beräkningar av specifika värmekapaciteter för de ingående gaserna i rökgasen, samlat för både olja- och koksgasförbränning. Formlerna är hämtade ur
[Son+98, s.651]. Konstanten θ = T [K]/100.
CpO2 = 37, 432 + 0, 020102 · θ1,5 − 178, 57 · θ−1,5 + 236, 88 · θ−2
(A.6)
CpN2 = 39, 060 − 512, 79 · θ−1,5 + 1072, 7 · θ−2 − 820, 40 · θ−3
(A.7)
CpCO2 = −3, 7357 + 30, 529 · θ0,5 − 4, 1034 · θ + 0, 024198 · θ2
(A.8)
CpH2 O = 143, 05 − 183, 54 · θ0,25 + 82, 751 · θ0,5 − 3, 6989 · θ
(A.9)
Den specifika värmekapaciteten för SO2 beräknas via Ekvation A.5. Konstanterna redovisas
i Tabell A.2 [NIS14c].
52
BILAGA A. BERÄKNING AV SPECIFIK VÄRMEKAPACITET
Tabell A.2: Konstanter för SO2
Parameter
Värde
t
T [K]/1000
A
21,43049
B
74,35094
C
-57,75217
D
16,35534
E
0,086731
53
A.2. RÖKGAS
54
Bilaga B
Diagram
Figur B.1: Mollierdiagram. [Lar, s.28]
55
56
Bilaga C
Tabeller
C.1
Koksgas
Tabell C.1: Resulterande flöden vid koksgasförbränning [m3n /s].
V̇b,k
V̇l,k
V̇rg,k
1
5,92
6,92
1,5
8,88
10,38
2
11,84
13,84
2,5
14,8
17,3
3
17,76
20,76
3,5
20,72
24,22
4
23,68
27,68
4,5
26,64
31,14
5
29,6
34,6
5,5
32,56
38,06
6
35,52
41,52
6,5
38,48
44,98
57
C.2. OLJA
C.2
Olja
Det ska tilläggas att omvandling från kg/s till m3n /s har genomförts via en konstant densitet
på förbränningsluften och rökgasen. Det kan leda till inkorrekta värden på flödena, då
densiteten varierar med en varierad temperatur (d.v.s. rökgasernas temperatur minskar med
minskad temperatur i flamman.).
Tabell C.2: Resulterande flöden vid oljeförbränning [m3n /s].
ṁb,o [kg/s]
V̇l,o
V̇rg,o
1
15,86
17,72
1,5
23,78
26,58
2
31,71
35,44
2,5
39,84
44,30
3
47,57
53,17
3,5
55,5
62,03
4
63,43
70,89
4,5
71,35
79,75
5
79,28
88,61
5,5
87,21
97,47
6
95,14
106,33
6,5
7
C.3
58
Övriga tabeller
103,07 115,19
111
124,05
BILAGA C. TABELLER
Tabell C.3: Molmassor.
Ämne
Molmassa [g/mol]
C
12,011
CH4
16,043
C6 H6
78,112
CO
28,010
CO2
44,001
H2
2,016
H2 O
18,015
H2 S
34,081
N2
28,103
O2
31,998
S
32,06
SO2
64,064
Tabell C.4: Bildningsentalpier.
Ämne
Bildningsentalpi [J/mol]
CH4
-74 780
C6 H6
82 900
CO
-110 530
CO2
-393 530
H2 O
-241 830
H2 S
-20 500
SO2
-296 840
59