OPTIMERING AV OMBLANDNING I ELDSTAD GENOM MODELLBASERAD IMPULSKVOTREGLERING (FÖRSTUDIE)

Transkript

1 TPS Branschforskningsprogram för Energiverk 2006/07 OPTIMERING AV OMBLANDNING I ELDSTAD GENOM MODELLBASERAD IMPULSKVOTREGLERING (FÖRSTUDIE) Slutrapport inom området Oberoende FoU Henrik Brodén och Lixin Tao September 2007 TPS-07/06

2 Titel: Författare: Rapportnummer: Version: Slutversion Datum: Språk: Svenska Antal sidor: 58 Nyckelord: Spridning: Optimering av omblandning i eldstad genom modellbaserad impulskvotreglering (Förstudie) Henrik Brodén, Lixin Tao TPS-07/06 Beställare: TPS Branschforskningsprogram för Energiverk 2006/07 - Oberoende FoU Avsändare: Godkänd av: TPS Termiska Processer AB, Box 624, Nyköping Tel , Fax , e-post tps@tps.se ABSTRACT Genom att blanda luft och rökgaser före ett överluftregister blir det möjligt att styra gasstrålarnas inträngning och delstökiometri oberoende av varandra. Detta kallas impulskvotreglerad luftstyrning. I detta arbete har en förstudie gjorts som omfattat CFD-simulering, jämförelse med en förenklad strålinträngningsmodell, projektering och investeringsbedömning. Resultaten visar att impulskvotreglering av överluft har goda möjligheter till lönsamhet då marginalbränslepriset positivt och en rimligt stor NO x -minskning kan förväntas. För modellpannan som använts som förebild i fallstudien uppvisar impulskvotreglerad luftstyrning god lönsamhet redan vid bränslepriser över kr/mwh och NO x -minskningar på 10 %. I rapporten ges även rekommendationer för hur man som anläggningsägare skall gå till väga för att bedöma impulskvotregleringens lönsamhet för den egna anläggningen.

3 Innehållsförteckning 1 Bakgrund Målsättning Genomförande Teori för strålinträngning Panna Visualisering av strålinträngning CFD-beräkningar Introduktion Numeriska modeller Projektering av rökgasrecirkulation Investeringsbedömning Grundläggande begrepp Kalkylmetoder Resultat Visualisering av strålinträngning CFD-beräkningar Projektering av rökgasrecirkulation Systemets uppbyggnad Systemets funktion och reglering Konstruktion och design av rökgasrecirkulationssystemet Investeringsbedömning Diskussion NO x och SNCR Luftlådor Slutsatser och rekommendationer Referenser...56

4 1 1 Bakgrund För att få driftförhållanden som skapar förutsättning för samtidigt låga utsläpp av oförbrända gaser (CO och kolväten) och kväveoxider, är det väsentligt att upprätthålla en effektiv omblandning av rökgaserna genom hela lastområdet. Till stor del sker denna omblandning med hjälp av den sekundärluft och eventuella tertiärluft som tillförs pannan. Vid en god omblandning kan det totala luftöverskottet hållas nere. Samtidigt är fördelning av förbränningsluften styrande för att ge låga utsläpp av kväveoxider. Genom att styra den lokala luftfaktorn kan man balansera kvävekemin för att minimera nettobildningen av NO x. För omblandning är det luftstrålarnas inträngning i eldstaden som är styrande. Ett mått på strålens inträngningsdjup är impulsförhållandet mellan luftstrålen och rökgasflödet i eldstaden. Vid konstant impulskvot är inträngningsdjupet lika, oberoende av den absoluta storleken för enskilda flödena. För att hålla utsläppen av kväveoxider låga är det också brukligt att styra luftfördelningen i pannan genom så kallad stegvis lufttillförsel. Förbränningen startas i en understökiometrisk primärzon (luftunderskott), förbränns vidare i en sekundärzon vid ungefär luftfaktor 1, och slutligen vid lämpligt luftöverskott i en slutförbränningszon. Den optimala fördelningen är kopplad till typ av panna, bränsle och last. Detta illustreras i Figur 1 nedan. Eftersom både lokal luftfaktor och inblandningsdjup påverkas av luftfördelningen är det inte möjligt att styra dessa oberoende av varandra. En god omblandning kan tvingas ske på bekostnad av kvävekemin eller vice versa. Ett sätt att komma runt problemet är att använda en inert gas som ballast i luftstrålarna, i praktiken recirkulerade rökgaser. Genom att blanda in lämplig mängd rökgaser med luften kan en impuls upprätthållas oberoende av hur mycket syre som samtidigt tillförs eldstaden. Nyttan av konstant impulsreglering har delvis visats efter ombyggnad år 2001 av luftregistren i Stallbacka värmeverk, Trollhättan. I kombination infördes ett system med saxade annulära dysor. I den yttre spalten tillfördes recirkulerade rökgaser, med vars hjälp impulsen kunde hållas konstant. Den sammantagna effekten visade på goda resultat med låga utsläpp av CO och ett möjligt större effektuttag. Att bygga överluftsystem där luft och rökgas blandas i syfte att upprätthålla impuls vid dellast är en större investering än ett konventionellt överluftsystem på grund av högre krav på materialdata i luftlådor och dysor. Vidare skall både mängden luft och rökgas kunna mätas och styras. Den fulla ekonomiska nyttan av installationen erhålls först då systemet styrs med korrekt impuls i ett stort lastintervall. Eftersom denna typ av system delvis är oprövad teknik är ett projekt med installation på en enskild panna förenat med tekniska risker i utvecklingsfasen. Ett sätt att minska den tekniska riskexponeringen är att genomföra en förprojektering inom Branschforskningsprogrammets regi som syftar till att etablera tekniken för att införa en mera avancerad reglering i äldre reglersystem. Mot bakgrund av detta har detta projekt genomförts.

5 2 Handspjäll 1.1 < SR < 1.4 Tertiärluft Handspjäll Motorstyrt spjäll Venturi Tertiärluft Sekundärluft 0.9 < SR < 1.1 Venturi Tertiärluft och sekluft frontvägg Motorstyrt Venturi spjäll sekluft frontvägg P < SR < 0.8 Frekvensstyrning Tryckgivare Temperaturgivare P T Venturi Tertiärluft och sekundärluft OFA-fläkt Motorstyrt spjäll Figur 1. Typisk lokal luftfaktor vid stegvis luftfördelning i eldstad. 2 Målsättning Målsättningen med projektet är att belysa den ekonomiska och miljömässiga nyttan av att installera ett överluftsystem med inblandning av rökgaser som styrs av en börvärdesregulator som bestäms av en beräknad impulskvot jämfört med ett konventionellt överluftsystem. 3 Genomförande 3.1 Teori för strålinträngning När en luftstråle lämnar dysan och går in i en tvärström ökar luftstrålens diameter från den ursprungliga av två skäl: Termisk expansion genom uppvärmning Lufttrålen suger in gas från tvärströmmen vilket ökar massflödet i strålen Det faktum att luftstrålen suger in massa från tvärströmmen, som har vertikal impuls men saknar axiell impuls, gör att luftstrålen tappar i axiell hastighet och i stället får accelererande vertikal hastighet. Den faktor förutom den axiella hastighetskomponenten som påverkar hur mycket gas från tvärströmmen som sugs in i luftstrålen är graden av rotation. Graden av rotation beskrivs med det dimensionslösa Swirl-talet och definieras 2Gσ S = (1) I d x 0

6 3 där G σ är strålens tröghetsmoment beroende på tangentialhastigheten och I x är axiell impuls som beror av axialhastighet. I en luftstråle som lämnar dysan med rotation förstärks expansionen dels av att luften som befinner sig i strålens periferi kommer att kastas ut radiellt på grund av centrifugalkraft vilket skapar ett undertryck i centrum av strålen vilket leder till att massa sugs in i strålens centrum nedströms, dels på grund av att strålen med rotation, jämfört med en stråle utan rotation, har en högre resulterande hastighet i dysöppningen trots att massflödet är lika. Detta betyder att strålen med rotation har högre dynamiskt tryck och därmed lägre statiskt tryck vilket ytterligare förstärker insugningen av gas från tvärströmmen. Ett exempel på detta visas i Figur 2 och Figur 3. Figurerna visar inträngning och avlänkning av två i övrigt identiska strålar men med olika Swirl-tal. Figur 2. Strålinträngning med Swirl-tal=0. Figur 3. Strålinträngning med Swirl-tal=0,5. Analytiska lösningar som beskriver gasstrålars expansion, inträngningsdjup och avlänkning har beskrivits i ett tidigare Branschforskningsprojekt [1]. Det finns även empiriska data framtagna för avböjningsförloppet för strålar utan rotation i enfas tvärström. En sådan korrelation, anpassad från mätdata är [2]. Avböjningsförloppet uttrycks då i dimensionslös form som: n 2 z ρtvu tv = k d ρ s0u s0 x d b (2) där k=1, n=0,33 och b=0, ρ tvu tv Den dimensionslösa kvoten 2 är förhållandet mellan tvärströmmens och luftstrålens ρ s0u s0 impulser per areaenhet och brukar betecknas λ 2. Fördelen med ett samband som ekvation (2) är att det ger ett snabbt verktyg för att ta reda på inträngningsdjup, definierat som ett antal dysdiametrar, som funktion av förskjutningen i tvärströmmens riktning, även detta definierat som ett antal dysdiametrar. Ekvation (2) visas grafiskt i Figur 4 för fem olika λ 2 som är typiska för överluftdysor i större biobränslepannor.

7 4 Exempel: Antag att vi har en dysa som är 10 cm i diameter. Om vi vill att luftstrålen skall ha nått 2,5 meter in från väggen inom 2 meter uppströms dysan kan detta krav översättas till att strålen skall ha trängt in 25 dysdiametrar när den nått 20 dysdiametrar uppströms luftporten. För att detta skall uppnås krävs ett λ 2 på ca 0,005 om man gör en grafisk avläsning i figuren. Om tvärströmens temperatur är 1000ºC är tvärströmmens densitet ca 0,3 kg/m 3. Vi antar vidare att tvärströmmens hastighet är 5 m/s. Luften i dysan antas vara 25ºC och ha densitet på 1,27 kg/m 3. Den nödvändiga gashastigheten i dysan blir då 2 0,3*5 1,27 * 0,005 34,4 m / s Konsekvensen av exemplet ovan är att strålens inträngningsdjup kommer att ändras varje gång flödet i dysan ändras, exempelvis på grund av att man vill reglera utgående O 2 -halt eller lokal delstökiometri λ 2 =0,001 λ 2 =0,005 λ 2 =0,01 λ 2 =0,05 λ 2 =0,1 x/d 0 [-] z/d 0 [-] Figur 4. Grafisk presentation av ekvation (2) för fem olika λ 2.

8 5 3.2 Panna Pannan som använts som förlaga i detta projekt är Panna 1 vid Igelstaverket i Södertälje. Pannan är ursprungligen en kolpulverpanna som byggts om till rostpanna. Rosten är av typ Noell som numera säljs av Fisia Babcock. Pannan är på 80 MW effekt eldas med en blandning av ett avfallsbränsle bestående av sorterat av fall består av 60-70% fluff och 30-40% RDFpellets. Pannan producerar hetvatten (16 bar). Efter pannan renas rökgaserna i elfilter varefter de passerar en svavelreaktor och efterföljande slangfilter. Rökgaserna kyls till 155ºC innan skorsten. Primärluften som tillförs under rosten är inte förvärmd. Däremot är sekundär- och tertiärluften förvärmd till ca 160ºC. Sekundärluften tillförs fram- och bakvägg från nedåtriktade dysbankar i valven ovan nedre eldstadsrummet. Tertiärluft tillförs från fram- och bakväggarna ovan gashalsen. Figur 5. Noell-rost sedd från askutmatningen. Källa [3] Figur 6. Rostbanans uppbyggnad. Källa [3] 3.3 Visualisering av strålinträngning Vid driften av en panna är det viktigt att sekundärluften tillsätts på ett sådant sätt att man får en god omblandning mellan sekundärluften och de oförbrända gaserna i eldstaden. Samtidigt skall inte luftstrålarna tränga in så kraftigt att turbulenta zoner med intensiv förbränning och höga lokala temperaturer uppstår. Ytterligare en viktig faktor för att åstadkomma optimala förbränningsbetingelser är att känna till vilka lokala luftfaktorer som råder på olika nivåer i eldstaden. Driftpersonalen har idag små möjligheter att avgöra om man driver pannan vid optimala betingelser i dessa avseende. Ett sätt är att lösa detta är att skapa en processbild som visualiserar luftstrålarnas inträngning och utbredning baserat momentana värden på luftflöden, last och utgående O 2 -halt. I ett tidigare Branschforskningsprojekt [4] utvecklades ett strålinträngningsprogram i Delphi som är ett Pascal-liknande programmeringsspråk som dessutom har kraftfulla grafiska möjligheter att visualisera beräkningsresultaten. Processbilden har som huvuduppgift att på ett enkelt, tydligt och snabbt sätt förmedla viktig driftinformation till operatörerna. Det gör det möjligt för dem att i ett tidigt skede vidta åtgärder för att hålla emissionerna så låga som möjligt. En förutsättning för att informationen ska förmedlas snabbt är att bilden syns på långt håll. Det bör vara möjligt att se och tolka bilden var man än befinner sig i kontrollrummet på samma vis som man tidigare kunde se och tolka de

9 6 stora analoga instrumenten på kontrollrummets väggar. Informationen i bilden ska också ge operatören hjälp att fatta korrekta beslut vid förändringar i driften. I den prototyp som utvecklades i [4] (Figur 7) presenterades en stor bild av eldstadens tvärsnitt som grund. Eldstaden är indelad i olika förbränningszoner baserat på var luft- och rökgasregister är placerade. Varje zon färg- och mönsterkodas så att det tydligt syns om syrehalten är gynnsam (grön), för hög (röd), eller för låg (blå). Dessutom presenteras värdet på den lokala luftfaktorn i varje zon som ett siffervärde. Strålarnas utbredning i eldstaden syns som skuggade fält där både strålens inträngning och utbredning kan avläsas. Vid sidan av eldstaden i nivå med varje luft- eller rökgasregister syns tydliga pilar. Ovanför pilarna visas aktuellt flöde men det skulle även kunna vara hur mycket luft- eller rökgasflödet ska ändras för att strålarnas inträngning ska bli optimal. Vid rosten presenteras det aktuella luftflödet. Inom ramen för det innevarande projektet har Delfhi-programmet skrivits om för att: 1. Visualisera Söderenergis Panna 1 i Igelsta 2. Kunna visualisera inblandning av rökgas i tertiärluftregistret Figur 7. Indikeringsbild för en rostpanna med 6 register för luft och recirkulerad rökgas. De färgade fälten anger lokal luftfaktor i det området av eldstaden, siffrorna ger luftfaktorn och färgen anger om den är rätt (grön), för hög (röd) eller för låg (blå). Källa [4]

10 7 3.4 CFD-beräkningar Introduktion Det är väl känt att omblandning mellan förbränningsluft och flyktiga gaser som bildats i bränslebädden styr förbränningshastigheten i rosteldad panna. För att erhålla god omblandning och därigenom låga emissioner av CO och oförbrända kolväten, måste utformningen av sekundär och tertiärluftportarna i en rosteldad panna säkerställa att penetrationen och omblandningen av luftstrålar med flyktiga brännbara gaser tillräckligt kraftig. Grundläggande för inträngning och omblandning av en stråle i en tvärström är dess rörelsemängd eller för att var ännu mer stringent, kvoten mellan strålens rörelsemängd och tvärströmmens rörelsemängd. För att uppnå tillräcklig omblandning så är det ofta nödvändigt att ha ganska stora massflödeshastigheter i en rostpannas sekundär- och tertiärluftportarna vilket leder till relativt höga luftöverskott jämfört med exempelvis oljeeldade eller pulvereldade pannor. En hög luftfaktor minskar inte bara pannans termiska verkningsgrad utan höjer också NO x -emissionen. För att undvika denna nackdel skulle man kunna tänka sig att tillföra recirkulerad rökgas till sekundär- och tertiärluftflödena. På detta sätt kan god omblandning erhållas i eldstaden samtidigt som luftöverskottet kan minskas. Lägre luftfaktor kommer att resultera i ökad termisk verkningsgrad och minskad primärbildning av NO x. Syftet med detta projekt är att ta fram kvantitativ information för optimering av gasomblandning i eldstaden på rosteldad panna genom använda recirkulerad rökgas. Den framtagna informationen kan användas för ytterligare utveckling av nya strategier för att optimera driftförhållandena i rosteldade pannor. Metoden som använts är CFD-modellering. Beräkningsverktyget som använts vid CFD-modelleringen är en ett modernt CFD-paket: FLUENT som TPS har lång erfarenhet av att arbeta med. Den numeriska simuleringen av pannan har gjorts baserat på faktisk ugnsgeometri och typiska drifttillstånd. Figur 8. Övergripande ugnsgeometri. Figur 8 visar den övergripande ugnsgeometrin som använts i CFD-modellen. Som framgår av figuren är rosten uppdelad i fem luftzoner. Avfallsbränslet matas in från frontsidan (den vänstra sidan i figuren) och rör sig längs rosten mot baksidan. Bränslet antas brinna på de första fyra

11 8 rostzonerna. Den återstående askan matas ut efter luftzon 5. Förbränningsluften tillförs pannan i tre nivåer. Primärluften tillförs genom rosten och sekundär och tertiärluftflödena tillförs genom ett antal luftportar placerade över rosten frontväggen och bakväggen. I detta projekt har fem olika fall studerats. Tre av dessa har varit fullastsimuleringar ((80 MW termisk effekt) och de två återstående fallen beräknades på basis av halv last (40 MW termisk effekt). Fall 1-1 utgör basfall vid vilket indata till CFD-modelleringen togs från faktisk fullastdrift. Fel! Hittar inte referenskälla. Tabell 1 visar bränsleanalysen som använts vid CFD-modelleringen. Tabell 2 visar fördelning av förbränningsluft i ugnen och bränsleflödet in som använts i basfallet (Fall 1-1). Fallen 1-2 och 1-3 är två modifierade fullastfall vid vilka massflödet tertiärluft halverats men kompenserats med motsvarande massflöde recirkulerad rökgas, se Tabell 3 och Fel! Hittar inte referenskälla.. På detta sätt har det totala massflödet i tertiärluftregistret varit oförändrat i alla tre fullastfallen. Skillnaden mellan Fall 1-2 och Fall 1-3 är den att fördelningen mellan front- och bakvägg var annorlunda jämfört med basfallet. I Fall 1-2 tillfördes 40 % av tertiärregistrets gasflöde genom luftportarna på frontväggen och 60 % genom bakväggens luftportar. I Fall 1-3 tillfördes lika stor andel av luft-rökgasblandningen till front- och bakvägg. De återstående randvillkoren som använts i Fall 1-2 och Fall 1-3 är de samma som i basfallet (Fall 1-1).Fel! Hittar inte referenskälla. Tabell 1. Bränsleanalys använd i CFD-modelleringen. Bränslets kemiska sammansättning Andel [% vikt] Fukt 14,52 Aska (TS) 13,96 Kol (Brännbar TS) 54,77 Väte (Brännbar TS) 6,99 Kväve (Brännbar TS) 0,89 Syre (Brännbar TS) (Differens) 37,36 Effektivt värmevärde (MJ/kg) 15,4

12 9 Tabell 2. Fördelning av förbränningsluft till ugnen och bränsleflöde in använt i Fall 1-1. Massflöde [kg/s] Temperatur [ C] Primärluft Zon 1 0, Zon 2 3, Zon 3 4, Zon 4 3, Zon 5 0, Sekundärluft 16 luftportar på frontväggen 12, luftportar på bakväggen 6, Tertiärluft 16 luftportar på frontväggen 4, luftportar på bakväggen 3, Kylluft rost 2, Kylluft oljebrännare 3 brännare på vänster sidovägg 0, brännare på höger sidovägg 0, Bränsleflöde in 5, Tabell 3. Fördelning av förbränningsluft till ugnen och bränsleflöde in använt i Fall 1-2 Massflöde [kg/s] Temperatur [ C] Primärluft Zon 1 0, Zon 2 3, Zon 3 4, Zon 4 3, Zon 5 0, Sekundärluft 16 luftportar på frontväggen 12, luftportar på bakväggen 6, Tertiärgasblandning 16 luftportar på frontväggen 3, luftportar på bakväggen 4, Kylluft rost 2, Kylluft oljebrännare 3 brännare på vänster sidovägg 0, brännare på höger sidovägg 0, Bränsleflöde in 5, Beräknad sammansättning på tertiärgasblandningen O 2 [% vikt] CO 2 [% vikt] H 2 O [% vikt] N 2 [% vikt] 14,75 8,79 3,62 72,84

13 10 Tabell 4. Fördelning av förbränningsluft till ugnen och bränsleflöde in använt i Fall 1-3. Massflöde [kg/s] Temperatur [ C] Primärluft Zon 1 0, Zon 2 3, Zon 3 4, Zon 4 3, Zon 5 0, Sekundärluft 16 luftportar på frontväggen 12, luftportar på bakväggen 6, Tertiärgasblandning 16 luftportar på frontväggen 3, luftportar på bakväggen 3, Kylluft rost 2, Kylluft oljebrännare 3 brännare på vänster sidovägg 0, brännare på höger sidovägg 0, Bränsleflöde in 5, Beräknad sammansättning på tertiärgasblandningen O 2 [% vikt] CO 2 [% vikt] H 2 O [% vikt] N 2 [% vikt] 14,75 8,79 3,62 72,84 Sammansättning på gasblandningen i tertiärluftregistret som den redovisas i Tabell 3Fel! Hittar inte referenskälla. och Fel! Hittar inte referenskälla.fel! Hittar inte referenskälla. har beräknats med formeln Y i Y = i, a m& a m& a + Y i, ex + m& ex m& ex (3) där Y i är massfraktionen av ämne i i gasblandningen, Y i,a massfraktionen av ämne i i luft, Y i,ex massfraktionen av ämne i i rökgasen, m& massflöde luft i gasblandningen [kg/s] och m& ex massflöde rökgas i gasblandningen [kg/s]. a För de två halvlastfallen utgör Fall 2-1 basfall i vilket indata till CFD-modelleringen antogs vara hälften av massflödena i fullastfallet (Fall 1-1) när det gäller primär-, sekundär- och tertiärluftflödena samt bränsleinmatningen. Tabell 5Fel! Hittar inte referenskälla. visar fördelningen av förbränningsluft till eldstaden och bränsleflöden in för Fall 2-1. Fall 2-2 är ett modifierat halvlastfall av Fall 2-1. I Fall 2-2 tillsattes rökgas till sekundär- och teriärluftflödena så att omblandningskriteriet, det vill säga att kvoten mellan gasstrålarnas rörelsemängd och tvärströmmens rörelsemängd hölls konstant. Mängden recirkulerad rökgas tillförd till sekundär- och tertiärregistren beräknades genom att använda samma rörelsemängdskvot som i Fall1-1. Tabell 6Fel! Hittar inte referenskälla. visar resultatet av beräkningen av rörelsemängdskvoter för fullastbasfallet och halvlastbasfallet.

14 11 Som framgår avfel! Hittar inte referenskälla., är rörelsemängdskvoterna i något lägre i halvlastfallet jämfört med fullastfallet. Orsaken till detta är att vi har antagit att flödena från rostkylningen och oljebrännarekylning har antagits vara konstanta. Den något lägre rörelsemängdskvoten indikerar att penetration och omblandning av gaser i ugnen i halvlastfallet borde vara något sämre än i fullastfallet. För att upprätthålla blandningsförhållandena i halvlastfallet måste en viss mängd rökgas tillföras sekundär- och tertiärluftflödena. Under antagande om att rörelsemängdskvoten skall hållas konstant (samma förhållande som i fullastbasfallet) har nödvändig rökgastillsats beräknats för halvlastfallet. Tabell 7Fel! Hittar inte referenskälla. visar beräknad nödvändig rökgastillsats. Som visas i Tabell 7Fel! Hittar inte referenskälla. utgör det den önskvärda rökgastillsatsen ca % av massflödet luft i halvlastfallet. I enlighet med analysen ovan antogs därför att rökgastillsatsen i det modifierade halvlastfallet skulle motsvara 20 % av luftens massflöde. Detta lastfall kallas Fall2-2. Tabell 8Fel! Hittar inte referenskälla. visar fördelningen av förbränningsluft till eldstaden och bränsleflöde in för Fall 2-2. Tabell 5. Fördelning av förbränningsluft till ugnen och bränsleflöde in använt i Fall 2-1 Massflöde [kg/s] Temperatur [ C] Primärluft Zon 1 0, Zon 2 1, Zon 3 2, Zon 4 1, Zon 5 0, Sekundärluft 16 luftportar på frontväggen 6, luftportar på bakväggen 3, Tertiärluft 16 luftportar på frontväggen 2, luftportar på bakväggen 1, Kylluft rost 2, Kylluft oljebrännare 3 brännare på vänster sidovägg 0, brännare på höger sidovägg 0, Bränsleflöde in 2,596 25

15 12 Tabell 6. Analys av rörelsemängdskvoter för fullast- och halvlastbasfallen. Fullast basfall Nivå Totalt massflöde [kg/s] Temperatur [ºC] Area tvärsnitt [m 2 ] Primär 20, ,12 Sekundär (front) 12, ,25 724,42 Sekundär (bak) 6, ,13 411,67 Primär + Sekundär 39, ,32 Tertiär (front) 4, ,13 186,72 Tertiär (bak) 3, , Nivå Rörelsemängdskvot Sekundär (front) mot Primär Sekundär (bak) mot Primär Tertiär (front) mot Primär + Sekundär Tertiär (bak) mot Primär + Sekundär Halvlast basfall Nivå 25,76 14,64 1,1 0,74 Totalt massflöde [kg/s] Temperatur [ºC] Area tvärsnitt [m 2 ] Primär 11, ,92 Sekundär (front) 6, ,25 181,1 Sekundär (bak) 3, ,13 102,92 Primär + Sekundär 20, ,13 Tertiär (front) 2, ,13 46,68 Tertiär (bak) 1, ,13 31,25 Nivå Rörelsemängdskvot Sekundär (front) mot Primär Sekundär (bak) mot Primär Tertiär (front) mot Primär + Sekundär Tertiär (bak) mot Primär + Sekundär 20,31 11,54 0,97 0,65 Total rörelsemängd [N] Total rörelsemängd [N]

16 13 Tabell 7. Beräknad tillsats av rökgas i halvlastbasfallet. Önskad rörelsemängdskvot Nivå Sekundär (front) mot Primär Sekundär (bak) mot Primär Tertiär (front) mot Primär + Sekundär 25,76 14,64 1,1 0,74 Total rörelsemängd [N] Totalt massflöde [kg/s] Massflöde luft [kg/s] Primär 8,92 11,53 11,53 0 Sekundär (front) 229,76 6,79 6,03 0,76 Sekundär (bak) 130,55 3,66 3,25 0,41 Primär + Sekundär 53,7 21,98 20,81 1,17 Tertiär (front) 59,22 2,47 2,19 0,28 Tertiär (bak) 39,64 2,02 1,79 0,23 Tertiär (bak) mot Primär + Sekundär Rökgastillsats [kg/s] Tabell 8. Fördelning av förbränningsluft till ugnen och bränsleflöde in använt i Fall 2-2. Massflöde [kg/s] Temperatur [ C] Primärluft Zon 1 0, Zon 2 1, Zon 3 2, Zon 4 1, Zon 5 0, Sekundärgasblandning 16 luftportar på frontväggen 7, luftportar på bakväggen 3, Tertiärgasblandning 16 luftportar på frontväggen 2, luftportar på bakväggen 2, Kylluft rost 2, Kylluft oljebrännare 3 brännare på vänster sidovägg 0, brännare på höger sidovägg 0, Bränsleflöde in 2, Beräknad sammansättning på tertiärgasblandningen O 2 [% vikt] CO 2 [% vikt] H 2 O [% vikt] N 2 [% vikt] 20,85 2,51 1,03 75,6

17 Numeriska modeller Förenklat kan förbränningsprocessen i en rosteldad panna delas in i två delar, nämligen fastbränsleförbränningen i bränslebädden och gasförbränningen i fribordet. Modelleringen av gasförbränningen i fribordet beskrivs av Reynolds tidsmedelvärderade transportekvationer för det genomsnittliga gasflödesfältet, medelvärderade gaskoncentrationsfördelningar och genomsnittliga gastemperaturer. FLUENT löser dessa styrande transportekvationer numeriskt med fint differensmetod. Av speciellt intresse för den numeriska simuleringen av en rosteldad panna är modelleringen av bränslebädden. I en rosteldad panna brinner en del av bränslet i bränslebädden och en annan del som brännbara gaser i fribordet ovan bränslebädden. Förbränningsprocessen i bränslebädden är mycket komplex. Än så länge finns det inte någon modell tillgänglig som fullständigt beskriver bäddförbränningsprocessen. Detta område är fortfarande under utveckling. Olika approximationer för modellering av bränslebädden har föreslagits i litteraturen. I praktiken utförs CFD-beräkningarna endast för fribordet ovan bränslebädden. De flyktiga gaserna som avges från bränslebädden används endast som randvillkor för inflödet av gas till CFDberäkningen. I detta projekt har en halvempirisk bäddmodell [5] utvecklad vid Lunds Tekniska Universitet använts för att beräkna randvillkoren för det avgivna gasflödet från bränslebädden (zon1-4). Fördelning av massflöde, gaskomponentkoncentrationer och gastemperatur över bädden antogs vara lika över bädden med den reservationen att massflödet av brännbar flyktig gas antogs proportionell mot massflödet primärluft i respektive rostzon. Formuleringen av den tillämpade halvempiriska bäddmodellen baseras på följande antaganden: 1. Bädden antas likformig och homogen genom hela bädden med avseende koncentration av flyktiga gaser och bränslepartiklarnas tillstånd. 2. De flyktiga gaskomponenterna antas bestå av CH 4, tjära, CO, H 2, O 2, CO 2, H 2 O och N Fyra av de åtta flyktiga gaskomponenterna antas vara kända från experiment eller från erfarenhetsbaserade värden. Härav är modellen halvempirisk. 4. Temperaturen i bädden är känd eller värmeöverföringen mellan bädd och fribord såväl som mellan rost och sidoväggar. För en given fukt- och askhalt i bränslet, totalt massflöde av primärluft och bränsle beräknas först massflödet av vattenånga och torr brännbar torrsubstans m & = m& + m& & & & Y ) m& (4) tot f a, mh2o = Ymm f, m f, daf = (1 Ym ash f För en given elementarsammansättning i bränslet (Se Tabell 1Fel! Hittar inte referenskälla.) kan grundämnenas massfraktioner av C, H, O och N i det totala massflödet beräknas Y C 2w Y m& + m& Y f, c = (5) m& h f, h f, daf h2o m& f, daf wh2o, YH = tot m& tot Y O = Y f, o m& f, daf + Y a, o m& m& tot a w + w o h2o m& h2o Y f n m& f daf Ya o m&,, +, a, YN = (6) m& tot

18 15 Från antagande 3. i den halvempiriska modellen, se ovan, antas H 2, CO, O 2, och CO 2 vara kända. Genom molbalans för syre kan H 2 O erhållas wh2o wo 2wo 2wo Y = H 2O YO YCO YCO2 YO 2 (7) wo wco wco2 wo2 Massfraktionen av oförbrända kolväten, det vill säga CH 4 och tjära erhålls från YUHC 1 YCO YCO2 YO 2 YN 2 YH 2 YH 2O = (8) Genom molbalanserna för kol och väte kan massfraktionerna av kol och väte i de oförbrända kolvätena beräknas Y cs w w c c h = YC YCO YCO2, Yhs = YH YH 2 YH 2O (9) wco wco2 wh2o 2w Massfraktionen CH 4 och tjära kan beräknas från Y = Q Y, Y = 1 ( Q UHC ) Y UHC CH 4 UHC UHC tar (10) Q UHC = X X Y x w w x w 1 cs c c c, X 1 =, X 2 = (11) 2 Ycs + Yhs wtar wch 4 wtar När den kemiska gassammansättningen som lämnar bädden är känd beräknas de flyktiga gasernas entalpi genom en värmebalans över bränslebädden. Som beskrivet ovan är variablerna i bäddmodellen definierade enligt följande: m& tot & mh 2 O m& f : totalt massflöde till bädden [kg/s] : totalt massflöde fukt till bädden [kg/s] : totalt massflöde bränsle till bädden [kg/s] m& a : totalt massflöde primärluft till bädden [kg/s] & m f, daf : totalt massflöde brännbar torrsubstans till bränslebädden [kg/s] Y ash : massfraktion aska i bränslet Y m : massfraktion fukt i bränslet Y f, c Y f, h Y f, o :massfraktion kol i bränslet : massfraktion väte i bränslet : massfraktion syre i bränslet

19 16 Y f,n : massfraktion kväve i bränslet w i : molekylvikt av ämne i i bränslet [kg/kmol] x: antal kolatomer i tjära Tjära antas i detta arbete vara C 6 H 6. Tabell 9Fel! Hittar inte referenskälla. visar använda randvillkor på, från bränslebädden utgående, randvillkor som använts i CFD-modelleringen. Tabell 9. Använda randvillkor på, från bränslebädden utgående, randvillkor. Fullastfallen Zon MF (kg/s) T ( C) N 2 (mf) CO (mf) CO 2 (mf) H 2 O (mf) CH 4 (mf) C 6 H 6 (mf) 1 1, ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0, , ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0, , ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0, , ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0,0248 Halvlastfallen Zon MF (kg/s) T ( C) N 2 (mf) CO (mf) CO 2 (mf) H 2 O (mf) CH 4 (mf) C 6 H 6 (mf) 1 0, ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0, , ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0, , ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0, , ,5647 0,015 0,264 0,1025 0,0291 0,0248 MF =massflöde, mf =massfraktion, T= gastemperatur Vid modelleringen av NO x -bildningen har, de i FLUENT tillgängliga modellerna, använts. Två bildningsvägar för NO, termisk NO och bränsle-no, har antagits. Bildning av termisk NO beräknas genom att använda den välkända utökade Zeldovich-mekanismen. Bildning av termisk NO är endast betydelsefull vid höga temperaturer (>1500ºC). Detta beror på att kväveatomerna i N 2 -molekylen har en stark trippelbindning, vilken bryts upp först vid mycket höga temperaturer. Bränsle-NO härrör från bränslebundet kväve. I vilken grad bränslekväve omvandlas till NO x beror av de lokala förbränningsbetingelserna, i huvudsak gastemperatur, syrekoncentration samt ursprunglig koncentration av kvävebundna komponenter. Trots att reaktionerna som leder till att bränsle-no x bildas och bryts ned inte helt är kända är de flesta forskare ense om följande förenklade modell: O 2 NO Bränslekväve Kväveintermediärer NO N 2 Som visas ovan avges bränslekvävet genom avgasning och bildar kväveintermediärer. Kväveintermediärerna reagerar med syre och bildar NO eller återreagerar med NO och bildar N 2. Två kväveintermediärer har antagits i detta arbete. Dessa är ammoniak (NH 3 ) och vätecyanid (HCN), varav NH 3 är den helt dominerande komponenten. I detta arbete antogs att 70 % av bränslekvävet avges som NH 3 och resten avges som HCN. Bildningshastigheten för kväveintermediärerna antas vara lika med de från bränslebädden avgivna flyktiga gasers förbränningshastighet. Kväveintermediärernas nedbrytningshastighet ges av ett arbete av De Soete [6].

20 Projektering av rökgasrecirkulation 3.6 Investeringsbedömning Grundläggande begrepp En investering brukar definieras som en kapitalsatsning som ger betalnings- och kostnadskonsekvenser under en längre tid [7]. Vid investeringsbedömning är fem begrepp centrala: Grundinvestering Löpande in- och utbetalningar Restvärde Livslängd Finansiering Grundinvestering Grundinvesteringen består av samtliga utbetalningar av engångskaraktär som uppstår vid starten av projektet. I detta fall handlar det naturligtvis om utgifter som är förknippade med att installera rökgasrecirkulationen som: Rökgasfläkt med motor och fundament Kanaldragning Reglerspjäll El och instrumentering Styrsystemprogrammering Löpande in- och utbetalningar De löpande in- och utbetalningarna är alla betalningskonsekvenser av en investering under dess livslängd. Syftet med installationen i detta fall är att förbättra omblandningen i eldstaden vid ett lägre luftöverskott vilket skall ge högre verkningsgrad på pannan och lägre NO x -halt. Bland de löpande in- och utbetalningarna finns naturligtvis löpande underhåll etc. Exempel på konkreta in- och utbetalningar kan vara: Lägre bränslekostnader eller högre värmeförsäljning på grund av ökad verkningsgrad Högre återbetalning från NO x -avgiftssystemet på grund av högre verkningsgrad Lägre NO x -avgift på grund av lägre emission Underhåll Restvärde Ibland kan utrustningen man har införskaffat ha en andrahandsmarknad vilket gör att utrustningen har ett värde även efter att den tekniskt har tjänat ut. Exempel på detta kan vara skrotvärde. Vid mindre investeringar med lång livslängd brukar restvärdet inte påverka lönsamhetskalkylen speciellt mycket. För mindre investeringar sätts därför i allmänhet restvärdet till noll för att förenkla bedömningen.

21 18 Livslängd Man brukar tala om en utrustningstekniska och ekonomiska livslängd. Med ekonomisk livslängd brukar avse tiden fram till den tidpunkt som ger investeringen maximal lönsamhet. Teknisk livslängd är den tid som investeringsobjektet kan brukas med hänsyn till förslitning och tillgång på reservdelar. Av detta skäl är den ekonomiska livslängden alltid kortare än den tekniska. I allmänhet används mer eller mindre schablonmässiga ekonomiska livslängder som bygger på erfarenhetsmässiga bedömningar. Finansiering Kapitalet som används för investeringen kommer någonstans ifrån. Ett finansieringsalternativ är investeringsalternativets motsats i den meningen att det ger ett pris på kapitalet i form av en räntesats. För att göra en korrekt investeringsbedömning är det ytterst viktigt att den räntesats som används verkligen motsvarar kostnaden för den faktiska finansieringen Kalkylmetoder Det finns ett antal standardmetoder för att bedöma investeringars lönsamhet. De sex vanligaste metoderna är: Nuvärdesmetoden Nuvärdesmetoden går ut på att räkna om alla förväntade in- och utbetalningar till samma tidpunkt som grundinvesteringen görs. Omräkningen sker med hjälp av den valda kalkylräntan som skall återspegla kostnaden för finansieringen eller alternativ avkastning om kapitalet använts på något annat sätt. Summan av investeringsalternativets samtliga betalningar benämns investeringens nuvärde. Om nuvärdet är positivt bedöms investeringen som lönsam. Det investeringsalternativ som ger högst nuvärde har högst lönsamhet. Nuvärdeskvot Nuvärdeskvoten är en variant av nuvärdesmetoden som går ut på att visa ett alternativs totala avkastning i form av nuvärde per investerad krona. Nuvärde Nuvärdeskv ot = (12) Grundinvestering Denna metod används ofta om tillgången på kapital för investeringen inte är obegränsad, till exempel på grund av likviditetshänsyn. Nuvärdeskvoten rangordnar alternativen efter hur väl de utnyttjar det tillgängliga kapitalet. Ofta används nuvärdeskvoten som ett komplement till nuvärdesmetoden eftersom nuvärdesmetoden inte beaktar investeringsalternativen krav på kapital. Annuitetsmetoden Annuitetsmetoden går ut på att investeringsalternativets samtliga betalningar omräknas till lika stora årliga belopp, så kallade annuiteter. Beräkningen sker vanligen genom att först beräkna nuvärdet att sedan omräkna detta till annuiteter. Beslutsregeln är den samma som för nuvärdesmetoden, det vill säga ett projekt är lönsamt om dess annuitet är större än noll. Om jämförda alternativ har samma livslängd ger annuitetsmetoden och nuvärdesmetoden samma svar. Annuitetskvot Annuitetsmetoden har samma svaghet som nuvärdesmetoden, i den meningen att metoden inte tar hänsyn till begränsningar i tillgång på kapital. Ett sätt att hantera detta är att använda

22 19 annuitetskvoten. Annuitetskvoten är kvoten mellan grundinvestering och annuitet. Annuitetskvoten är ett mått på värdetillskottet per år och investerad krona. Internräntemetoden Internräntemetoden är troligen det vanligast förekommande sättet att analysera investeringsalternativ. Internräntemetoden går ut på att bestämma den räntesats som ger investeringen nuvärdet noll. Denna räntesats kallas internräntan. Om internräntan är högre än kalkylräntan är investeringen lönsam och jämförs flera alternativ skall man välja det alternativ som ger högst internränta. De främsta svagheterna med internräntemetoden är att den, precis som nuvärdesmetoden och annuitetsmetoden inte tar hänsyn till likviditetsaspekterna. Den andra viktiga invändningen mot internräntemetoden är att rangordningen mellan framräknade internräntor leder till att man lätt förbrukar sina investeringsmedel på kortsiktiga satsningar i befintlig utrustning som oftast visar de högsta internräntorna, samtidigt som viktiga strategiska nyinvesteringar försenas eller förbises. Pay-Off-metoden Den tid det tar innan ett investeringsalternativ har betalat tillbaka sig kallas Pay-Off-tiden eller Pack-Back-tiden. Pay-Off kan beräknas både med och utan ränta. Det investeringsalternativ som har den kortaste återbetalningstiden är mest lönsamt. Svagheten med Pay-Off-metoden är att den inte tar hänsyn till vad som händer efter att återbetalningstiden tagit slut. Pay-Off-metoden är lite av försäljarens favoritmetod för att beräkna lönsamhet men den ger knappast den information som en anläggningsägare behöver ha för att fatta ett strategiskt riktigt investeringsbeslut. 4 Resultat 4.1 Visualisering av strålinträngning Vid visualiseringen av strömningsbilden har antagits att kylluften på rosten är inkluderad i tvärströmmen som uppstår från primärluften och bäddförbränningen. Kylluften på oljebrännarna är med och bidrar till O 2 -halten men ger inget bidrag till tvärströmmens impuls i tertiärluftnivån eftersom oljebrännarna sitter ovan tertiärregistren. I modellen finns inlagt möjlighet att lägga rökgas på tertiärluftregistren fram och bak. Det kompilerade Delphi-programmet består av en exe-fil som startas genom att man klickar på exe-filens ikon. Programmet läser data från en från en text-fil. Varje gång textfilen sparas uppdateras den visualiserade strömningsbilden. Färgindikeringen kan vara röd, grön eller blå för respektive förbränningszon. Grön färg indikerar lagom nivå för att ge förutsättningar för liten risk för genomblåsningar i bränslebädden, låg CO och låg NO x. Röd färg indikerar allt för låg lokal stökiometri och blå representerar allt för hög lokal stökiometri. Visualiseringen av strålinträngningen för Fall 1-1 visas i Fel! Hittar inte referenskälla.. Fall 1-1 skall återspegla dagens driftsituation vid fullast. Det man kan konstatera är att man får en förhållandevis hög slutstökiometri med de luftflöden som angivits i Fall 1-1. Tertiärluftens stråle från bakväggen länkar av snabbare än strålen från frontväggen. Kombinationen av strålarnas inträngning från front- och bakvägg är dock ganska väl avvägd. Sekundärluftstrålarna förefaller tämligen kraftiga och framförallt finns det risk för att sekundärluftstrålen från frontväggen skall slå ned ganska kraftigt i bränslebädden med risk för medryck.

23 20 Figur 9. Strålinträngning Fall 1-1. Visualiseringen av Fall 1-2 visas i Fel! Hittar inte referenskälla.. I Fall 1-2 har tertiärluftflödet halverats jämfört med Fall 1-1 och rökgas har blandats in i tertiärluftflödet så att det totala tertiärregisterflödets impulsförhållande till tvärströmmen skall vara lika i Fall 1-2 och Fall 1-1. För att tvinga ut tvärströmmen från bakväggen har 60 % av tertiärregistrets gasflöde lagts på bakväggen. Detta kan ses i Fel! Hittar inte referenskälla. i form av att frontväggens tertiärregisterstråle länkar av snabbare samtidigt som bakväggens stråle får en bättre inträngningsförmåga jämfört med Fall 1-1. Den minskade mängden luft som tillförts resulterar i en lägre slutstökiometri än i Fall 1-1. Strålinträngningen från sekundärluften är identisk med Fall 1-1. Risken för medryck är därför oförändrad och har inte påverkats av rökgasinblandningen på tertiärregistret.

24 21 Figur 10. Strålinträngning Fall 1-2. Visualiseringen av Fall 1-3 visas i Fel! Hittar inte referenskälla.. Fall 1-3 är identiskt med Fall 1-2 med den skillnaden att luft-rökgasblandningen på tertiärregistret fördelats lika mellan frontoch bakvägg i Fall 1-3. Eftersom luftmängderna är de samma i Fall 1-2 och Fall 1-3 är O 2 -halten oförändrad.

25 22 Figur 11. Strålinträngning Fall CFD-beräkningar Figur 12 visar jämförelse mellan predikterad väggtemperatur för de tre fullastfallen (Fall 1-1, 1-2 och 1-3). Som framgår av figuren är väggtemperaturen i den övre delen av eldstaden kopplad till vattnets kokpunkt vilket i detta fall antogs vara 204ºC, eftersom eldstadsväggen i denna del av eldstaden består av tubpanelväggar. Den nedre delen av eldstadsväggarna är inmurad. På grund av detta är väggtemperaturen beräknad i CFD-modellen och har en stark koppling till gastemperaturen och strömmningsfältet i eldstaden. Som framgår av figuren är frontväggen kallare än bakväggen i Fall 1-1. I Fall 1-2 råder det motsatta förhållandet på grund av att högtemperaturgaströmmen strömmar längs frontväggen. Som väntat erhålls en mer jämnt fördelad väggtemperatur i Fall 1-3. Figur 13 visar jämförelse mellan predikterad gastemperatur i det centrala vertikalplanet för de tre fullastfallen. Som framgår av figuren indikerar högtemperaturområdet den faktiska

26 23 flamzonen i eldstaden. För Fall 1-1 ligger flamzonen nära bakväggen medan flamzonen i Fall 1-2 är förflyttad mot frontväggen. I Fall 1-3 ligger flamzonen centrerad i mitten av eldstadsrummet. Beräkningarna visar att fördelningen av tertiärluft har en påtaglig inverkan på flamzonens placering i eldstaden. Av de tre fullastfallen uppvisar Fall 1-3 ett mer jämnt fördelat gastemperaturfält jämfört med de två andra fullastfallen. Fall 1-1 har en högsta flamtemperatur på strax över 1500ºC, vilket indikerar att termisk NO kan utgöra ett mätbart bidrag till den totala NO x -bildningen. För de två andra fallen (Fall 1-2 och Fall 1-3) är den predikterade högsta flamtemperaturen lägre än 1500ºC på grund av den tillsatta rökgasen i tertiärluftregistret. Figur 14 visar en jämförelse mellan predikterad syrekoncentration i det centrala vertikalplanet för de tre fullastfallen. Som framgår av figuren har det predikterade syrekoncentrationsfältet en stark koppling till det beräknade gastemperaturfältet. Området med låg syrekoncentration sammanfaller med området med hög gastemperatur, vilket bara är ett annat sätt att indikera flamzonens utbredning. Syrekoncentrationen i den övre delen av eldstaden är lägre i Fall 1-2 och Fall 1-3 som ett resultat av att luft på tertiärregistret ersatts med rökgas. Tabell 10Fel! Hittar inte referenskälla. visar predikterade genomsnittliga koncentrationen av olika gaskomponenter vid eldstadens utlopp för alla fem simulerade fall. Figur 15 visar en jämförelse mellan predikterad CO-koncentration i det centrala vertikalplanet för de tre fullastfallen. CO bildas redan under pyrolysen och bäddförbränning men uppstår också som en intermediär under förbränningen av pyrolysgasen. På grund av detta indikerar höga halter CO (mer än 0,1 %) områden där förbränning sker. Som framgår av figuren påverkas flamzonens placering i viss utsträckning av fördelningen av tertiärluft på front- och bakvägg. Höjden på den predikterade flamzonen påverkas däremot inte av vare sig fördelningen av tertiärluften/gasen eller tillförsel av recirkulerad rökgas till tertiärluften. Detta betyder att slutförbränningen i eldstaden inte försämras av att tillföra recirkulerad rökgas till tertiärluften trots att mängden tillfört syre minskats. Tabell 10. Predikterad genomsnittlig koncentration vid eldstaden utlopp. Fall 1-1 Fall 1-2 Fall 1-3 Fall 2-1 Fall 2-2 O 2 [% vol] 6,85 5,5 5,5 7,7 7,7 CO 2 [% vol] 10,7 11,7 11, H 2 O [% vol] 10,7 11,7 11, Figur 16 och Figur 17 visar jämförelse mellan predikterade koncentrationer av metan (CH 4 ) och tjära (C 6 H 6 ) i det centrala vertikalsnittet för del tre fullastfallen. Figurerna visar att den predikterade fördelningen av brännbara gaser (metan och tjära) i eldstaden knappast påverkas av vare sig skillnader i tertiärluft eller av den minskade tillförseln av syre. Viktigt att notera också är att fördelningen av flyktavgången från bränslebädden inte är jämnt fördelad. Som visades i Tabell 9Fel! Hittar inte referenskälla. antas att flyktavgången från bränslebädden vara proportionell mot primärluftsfördelningen. Även om antaganden om fördelning av flyktavgång från bränslebädden kan ha viss inverkan på flamzonens placering, bedöms dessa effekter vara begränsade och främst påverka området under sekundärlufttillförseln. Figur 18-Figur 20 visar jämförelser mellan predikterade koncentrationer av NO, NH 3 och HCN i det centrala vertikalplanet för de tre fullastfallen. Som framgår av dessa figurer är fördelningen av kväveintermediärerna NH 3 och HCN i eldstaden nära kopplat till flyktavgången från bränslebädden. Den totala NO-emissionen är ett resultat av kombinationen av termisk NObildning och bränsle-no, vilka starkt påverkas av lokal gastemperatur och syrekoncentration. Som framgår av Figur 18 återfinns den maximala halten NO i det område där gastemperaturen och syrekoncentrationen är hög. Som man kan förvänta sig erhålls lägre NO-emissioner från Fall 1-2 och Fall 1-3 jämfört med Fall 1-1. Detta beror på att den lokala syrekoncentrationen och flamtemperaturen minskar genom tillsats av rökgas till tertiärluftregistret. Tabell 11Fel!

27 24 Hittar inte referenskälla. visar genomsnittlig NO-halt i rökgasen i eldstadens utlopp för alla fem beräknade fall. Tabell 11. Beräknad genomsnittlig NO-koncentration i eldstadens utlopp. NO [ppm vol 6 % O 2 tg Fall 1-1 Fall 1-2 Fall 1-3 Fall 2-1 Fall Figur 21 visar jämförelse av predikterade hastighetsvektorer i det centrala vertikalplanet för de tre fullastfallen. I basfallet (Fall 1-1) rör sig den uppåtriktade huvudströmmen längs med eldstadens bakvägg, medan huvudströmmen byter sida och rör sig i huvudsak längs framväggen i Fall 1-2. I Fall 1-3 ligger den uppåtriktade huvudströmmen centrerad i eldstaden. I enlighet med tidigare diskussion beror de olika luftfördelningarna av tertiärluften. Figur 22 och Figur 23 är uppförstorade vyer med fokus på nedre respektive övre delen av eldstaden. Som framgår av figurerna skapar sekundär och tertiärluftstrålarna fyra vertikala recirkulationszoner i eldstaden. Storleken och placeringen hos recirkulationszonerna under tertiärluftnivån är i det närmaste identiska i de tre fullastfallen. Däremot skiljer sig storleken och placeringen hos recirkulationszonerna ovan tertiärregistret väsentligt mellan de olika fallen. Uppenbart är detta en effekt av gasfördelningen mellan front- och bakvägg på tertiärregistret. På ett liknande vis visar Figur 24-Figur 34 jämförelser mellan de två halvlastfallen. Studien av halvlastfallen har fokuserats på att studera samma typ av blandningsförhållanden som fullastfallen. Som framgår av Fel! Hittar inte referenskälla.är rörelsemängdskvoterna i bashalvlastfallet (Fall 2-1) lägre än i fullastbasfallet. (Fall 1-1). På grund av detta är strålinträngningen och omblandningen något sämre i halvlastfallet jämfört med fullastfallet. För att uppnå likartad strålinträngning och omblandning måste rökgas tillföras till både sekundär och tertiärregistret. På grund av att rökgastillsats har simulerats både i sekundär- och tertiärluftregistret är det av speciellt intresse att studera inverkan på NO x -emissionen i halvlastfallet. Figur 24 visar jämförelse mellan predikterad gastemperatur för de två halvlastfallen. Det framgår av figuren att flamtemperaturen blir något lägre i Fall 2-2 jämfört med Fall 2-1. Figur 25 visar beräknad syrekoncentration i det centrala vertikalplanet för de två halvlastfallen. Syrekoncentrationen i flamzonen i Fall 2-2 är lägre på grund av rökgastillsatsen i sekundär- och tertiärluftregistren jämfört med Fall 2-1. Figur 26-Figur 28 visar jämförelser mellan CO, CH 4 och tjära i eldstadens centrala vertikalplan för de två halvlastfallen. Höjden och storleken på flamzonen i Fall 2-2 är tydligt mindre än för Fall 2-1. Detta betyder att gasblandning och förbränning har förbättrats till följd av rökgastillsatsen. Figur 29-Figur 31 visar jämförelser mellan predikterade halter av NO, NH 3 och HCN i det centrala vertikalplanet för de två halvlastfallen. NO-bildningen i eldstaden i Fall 2-2 är väsentligt lägre än i Fall 2-1. Av samma skäl som tidigare diskuterats i fullastfallet är det den minskade flamtemperaturen och lägre O 2 -halt i flamzonen som leder till lägre NO x -emission. Figur 32 visar jämförelsen mellan beräknade hastighetsvektorer för de två halvlastfallen. Figur 33 och Figur 34 är förstorade vyer av Figur 32 med fokus på den nedre och övre delen av eldstaden. Strömningsmönstret i eldstaden för de två halvlastfallen uppvisar mycket få skillnader. En viss skillnad mellan de två fallen finns dock i storleken på gashastigheten. Fall 2-2 har tydligt högre hastighet än Fall 2-1 vilket leder till att den småskaliga turbulenta omblandningen av gasen intensifieras av tillsatsen av recirkulerad rökgas i sekundär och tertiärregistren.