UTREDNING AV VERKNINGSGRAD OCH DRIFTPARAMETRAR HOS EN BIOBRÄNSLEELDAD ROSTERPANNA

UTREDNING AV VERKNINGSGRAD OCH DRIFTPARAMETRAR HOS EN BIOBRÄNSLEELDAD ROSTERPANNA Panna 6 Ålidhems värmeverk Examensarbete, 30 hp Civilingenjörsprogrammet i Energiteknik, 300 hp Vt 2017 EN 1736

Sammanfattning Panna 6 på Ålidhems värmeverk drivs av Umeå Energi AB och används som spetslast i deras fjärrvärmeproduktion. Det är en rosterpanna med en installerad effekt på 32 MW som eldas på fin stamvedsflis och har så gjorts under det senaste decenniet. Pannan har under en längre tid haft problem med några driftparametrar som inte fungerat optimalt, däribland höga halter av kolmonoxid (CO) i rökgaserna och höga halter oförbränt i askan. Då pannan inte körs kontinuerligt under året så har det varit svårt att identifiera när samt varför detta uppstår. I dagsläget beräknas pannans verkningsgrad med den direkta metoden på månadsbasis, men då pannan kan eldas upp och ned ett flertal gånger under en månad har en mer noggrann utredning av verkningsgraden gjorts med hjälp av den indirekta metoden. Syftet med arbetet har därför varit att beräkna pannverkningsgraden med den indirekta metoden vid olika driftfall samt utreda och undersöka de driftparametrar som kan optimeras. För att beräkna pannverkningsgraden initierades en provtagning under tre olika drifttillfällen. Bränsle- och askprover togs för vardera tillfälle, och samtidigt mättes yttemperaturen på pannkroppen och lufthastigheten intill pannan. Proverna analyserades och pannverkningsgraden beräknades för de olika tillfällena. Därefter studerades de driftparametrar som kunde förbättras, där viss grund kunde tas från beräkningarna av pannverkningsgraden. Resultatet visade att pannverkningsgraden är hög, ca 92-93 % för de olika driftfallen. Utredningarna kring driftparametrarna visade att det går att spara upp till ca 55 000 SEK per år genom att minska andelen oförbränt i askan med 85 %. Denna höga andel kommer mest troligt från någon form av genomfall från inmatningen eller rosten. Det visade också att det finns ett samband mellan CO-halten i rökgaserna och pannans effekt. Då pannan körs på maxlast så hinner bränslet mest troligt inte förbrännas färdigt, och höga halter CO bildas i rökgaserna. Sambandet mellan CO-halterna och sekundärluften undersöktes också, och resultatet visade att ingen negativ påverkan mellan dessa finns. Slutsatsen med arbetet är att pannan överlag fungerar väldigt bra, men att det finns några förbättringsåtgärder kring de höga halterna CO i rökgaserna och oförbränt i askan. Vidare föreslås ett fortsatt arbete kring att utreda sambandet mellan CO-halten och effekten, samt identifiera den kritiska effektgräns där pannans drift- och emissionsparametrar stabiliseras. ii

Abstract Boiler 6 is one of Umeå Energy s heating boilers that are placed at Ålidhem s heat plant and it is used for top heat production during the winter season. It is a grate fired biomass boiler with an installed effect of 32 MW and it is fed with fine wood chips. During the past few years, the boiler have had problems with some of the parameters that does not work the way they should. For example, the content of carbon monoxide (CO) in the flue gases are extreamly high at sometimes and it is a high amount of unburnt organic material in the the ash. Since the boiler is not continuously in use, it is difficult to identify the reason to this unwanted conditions. The efficiency of the boiler is calculated with the input-output method every month, but a more thorough determination is demanded from Umeå Energy. Therefore, the efficiency has been calculated with the heat loss method in this work together with an investigation of the non-optimal parameters. Samples from three different times when the conditions of the boiler was different was taken and sent of for analysis. Samples from the fuel and the ashes were taken and the surface temperature and wind flow close to the boiler was determined. After the sampling and calculation was done, the investigation of the parameters started and some help could be taken from the efficiency determination. The result showed that the efficiency is high, between 92-93 % depending on the conditions. The investigation showed that it is possible to save up to 55 000 SEK per year by reduce the amount of unburnt material in the ash with 85 %. It also showed a relation between the high amount of CO in the flus gases and the heat output of the boiler. When the boiler is on maximal operation, the fuel is most likely not fully combusted. That is therefore the reason for the high amount of CO when the boiler is at its maximal operation. The result also showed that the secondary air supply does not have any relation to the CO amount, which it was assumed to have in the first place. The conclusion of the work is that the boiler works well overall, but there are some improvments of the parameters that could be done and further investigated. It is recommended to further look at the relation between the CO and heat output to determine its occurrence and aslso determine the new maximum heat output for the boiler to work in a more stable and environmental way. iii

Förord Detta examensarbete avser 30 hp och har genomförts i samarbete med Umeå Energi AB och affärsområdet Värme under vårterminen 2017. Arbetet är den avslutande delen på Civilingenjörsprogrammet i Energiteknik vid Umeå Universitet och Institutionen för tillämpad fysik och elektronik. Jag skulle vilja tacka min handledare på Umeå Energi, Erik Torshage, samt Åsa Benckert för all hjälp kring mitt arbete. Jag vill också tacka driftteknikerna för all hjälp vid provtagningstillfällena samt all övrig personal för gott bemötande och för att Ni alltid varit hjälpsamma vid frågor och funderingar. Slutligen vill jag tacka min handledare på Universitetet, Robert Eklund, samt mina studiekamrater som gjort studietiden så mycket roligare. Umeå, Maj 2017 iv

Innehåll 1 Inledning 1 1.1 Bakgrund....................................... 2 1.2 Syfte och mål..................................... 3 1.3 Tidigare arbeten................................... 3 2 Systembeskrivning 4 2.1 Bränsle........................................ 4 2.2 Pannan........................................ 5 2.3 Luft- och vattensystem................................ 6 2.4 Rökgashantering................................... 6 2.5 Askutmatning..................................... 7 3 Förbränning 8 3.1 Luftbehov och rökgaser............................... 10 4 Verkningsgradsberäkningar 13 4.1 Direkt metod..................................... 14 4.2 Indirekt metod.................................... 15 4.2.1 Rökgasförluster................................ 15 4.2.2 Oförbränt i gasfas.............................. 16 4.2.3 Oförbränt i fast rest............................. 16 4.2.4 Strålning- och konvektionsförluster..................... 16 4.2.4.1 Grafisk lösning........................... 16 4.2.4.2 Experimentell lösning....................... 18 4.2.5 Övriga förluster................................ 20 5 Provtagningar 21 5.1 Förberedelser..................................... 21 5.2 Utförande....................................... 21 5.3 Analys......................................... 24 5.3.1 Bränsleanalys................................. 24 5.3.2 Askanalys................................... 24 5.3.3 Luft- och rökgasanalys............................ 24 5.4 Beräkningar...................................... 25 5.5 Känslighetsanalys................................... 25 6 Utredning av driftparametrar 26 6.1 Oförbränt i askan................................... 26 6.1.1 Utmatningsskruv under bränsleinmatningen................ 26 6.1.2 Rostergenomfall................................ 27 6.2 CO-halt i rökgasen.................................. 28 7 Resultat 29 v

7.1 Verkningsgradsberäkningar............................. 29 7.2 Jämförelse mot direkt verkningsgrad........................ 32 7.3 Känslighetsanalys................................... 33 7.4 Driftparametrar.................................... 34 7.4.1 Oförbränt i askan............................... 34 7.4.2 CO-halt i rökgasen.............................. 34 8 Diskussion 38 8.1 Provtagningar och beräkningar........................... 38 8.2 Driftparametrar.................................... 39 8.3 Förslag till fortsatt arbete.............................. 41 9 Slutsatser 42 Referenser 43 Appendix I A Analyser I A.1 Bränsleanalys..................................... I A.2 Askanalys....................................... II A.3 Mätosäkerhet..................................... III B Beräkningar C Mollierdiagram D Värmekamera IV VII VIII vi

Figurlista 1 Tillförd energi till fjärrvärmesektorn år 2015. Den största andelen är återvunnen energi, följd av förnybara bränslen.......................... 1 2 Principskiss över panna 6............................... 4 3 Processbild över pannan som bland annat inkluderar inmatningen, rosten och luftzoner........................................ 5 4 Förhållandet mellan CO, CO 2 och O 2 i rökgaserna vid förbränning. Den vertikala streckade linjen visar det stökiometriska fallet då exakt mängd syre finns tillgängligt....................................... 8 5 En översiktlig principskiss över systemet kring panna 6. Systemgränsen för verkningsgradsberäkningarna motsvaras av det streckade området........... 13 6 Strålnings- och konvektionsförluster som funktion av pannans maximala nyttiga effekt. Reproducerad från [23]............................. 17 7 Provtagningsschema för att underlätta provtagningarna. De gråa rutorna visar förslag då proverna kan tas med rätt intervall.................... 21 8 Provtagningsplatsen och en hink fylld med grundbränslet, dvs träflis....... 22 9 Provtagningsplatsen för askprov och en hink fylld med askmixen......... 23 10 Principskiss över bränsleinmatningen och hanteringen av aska och slagg på panna 6........................................... 26 11 En närmare bild från askprovet där pilarna visar stora oförbrända flisbitar... 27 12 Sankeydiagram som visar energiförlusterna för vardera provtagningstillfälle... 31 13 Stapeldiagrammet visar pannverkningsgraden beräknad med den direkta metoden på månadsbasis. De skuggade staplarna visar borträknade månader..... 32 14 Tornadodiagrammet visar känsligheten hos ett antal parametrar. Rökgastemperaturen är den parameter som är mest känslig och CO-halten i rökgaserna är minst känslig...................................... 33 15 Grafen visar ett samband mellan effekten och CO-halten i rökgaserna under det tredje provtagningstillfället.............................. 35 16 Grafen visar ett samband mellan effekten och CO-halten i rökgaserna under det första provtagningstillfället.............................. 35 17 Grafen visar ett samband mellan sekundärluften och CO-halten i rökgaserna under det första provtagningstillfället........................ 36 18 Grafen visar ett samband mellan öppningsgraden på ett av ROFA spjällen och CO-halten i rökgaserna under det första provtagningstillfället........... 37 A1 Fullständig bränsleanalys från Bränslelaboratoriet i Umeå............. I A2 Fullständig askanalys från Bränslelaboratoriet i Umeå............... II A3 Mätosäkerhet och mätområde för de genomförda ask- och bränsleanalyserna... III A4 Bränslemallen för det första provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var ca 28 MW....................................... IV A5 Bränslemallen för det andra provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var ca 29 MW....................................... V A6 Bränslemallen för det tredje provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var ca 22 MW....................................... VI vii

A7 A8 A9 Mollierdiagrammet där utomhusluftens absoluta fuktighet (fuktkvot) bestämdes för provtagningstillfällena............................. VII Kamerabild från värmekameran som användes vid bestämning av pannans yttemperatur.........................................viii Kamerabild från värmekameran som användes vid bestämning av pannans yttemperatur.........................................viii Tabellista 1 Förhållandet mellan de vanligaste ämnena i torr luft [21]............. 10 2 Ett urval av resultaten från bränsleanalysen för respektive provtagningstillfälle. 29 3 Resultatet från askanalysen. Tabellen visar andelen oförbränt i den fasta resten för respektive provtagningstillfälle.......................... 29 4 Luft- och rökgasanalysen............................... 30 5 Förlustfaktorerna för respektive tillfälle samt pannverkningsgrad och massflöde. 30 6 Resultatet av de två olika metoderna för beräkningen av strålnings- och konvektionsförluster.................................... 30 7 Potentiell årlig besparing i SEK och MWh om andelen oförbränt i askan skulle kunna minskas till 5 %................................ 34 viii

Inledning 1 Inledning Att miljön och klimatet påverkas negativt av oss människor idag råder det inga tvivel kring. Under det senaste århundradet har jordens medeltemperatur ökat med nästan 1 C vilket påverkar bland annat haven, isarna och luften. Enligt FNs klimatpanel IPCC ligger människorna bakom merparten av den globala temperaturökningen sedan mitten på 1900-talet [1]. Ett steg i att förändra detta är FNs klimatavtal COP21 där länderna enades om ett nytt globalt klimatavtal gällande en global temperaturökning väl under 2 C under 2000 talet från och med år 2020. För att nå det målet krävs en trendbrytning för den globala temperaturökningen så fort som möjligt. Två viktiga steg i omställningen är bland annat minskade koldioxidutsläpp och ökad användning av förnybara energikällor [1, 2]. Sverige har kommit en bra bit på vägen i och med fjärrvärmesektorns utbyggnad under de senaste årtiondena. Under 1970-talet då fjärrvärmen expanderade kraftigt i Sverige kan en tydlig korrelation ses med minskade utsläpp och luftföroreningar. Genom att flytta värmeproduktionen till en större anläggning gavs möjlighet till en mer kontrollerad och effektiv produktion med större möjlighet till rökgasrening än vad enskild värmeproduktion med exempelvis oljepannor i fastigheterna har möjlighet till [3]. Enligt Svensk Fjärrvärme bidrar fjärrvärmen till ett hållbart samhälle genom att hushålla med jordens egna resurser och använda energiåtervinning i största möjliga mån. Förbudet mot att lägga brännbart avfall på deponi i Sverige gör att fjärrvärmesektorn kan återvinna den energin på ett kontrollerat sätt i kraftvärmeanläggningar. Även biobränsle och skogsavfall är en stor energikälla för fjärrvärmeproduktion. Andelen fossilt i kraftvärmeanläggningar har minskat stadigt sedan 1980 talet och trenden fortsätter. Den totala tillförda energin för fjärrvärmeproduktionen under år 2015 kan ses i Fig.(1) [4]. Fig. 1 Tillförd energi till fjärrvärmesektorn år 2015. Den största andelen är återvunnen energi, följd av förnybara bränslen. 1

Inledning Statistik från Energiföretagen som är en branschorganisation bildat av Svensk Fjärrvärme och Svensk Energi, visar att ca 90 % av Sveriges flerbostadshus värms upp med fjärrvärme och en nästan lika stor andel lokaler. Genom distributionsnät finns möjlighet att nå ut till många kunder och en stor del av tätorterna. I takt med att städerna växer finns stor potential för fjärrvärmebranschen att växa och bidra till ett bättre klimat samt mer hållbara samhällen [3, 5]. Fjärrvärmen i Sverige ligger långt fram i utvecklingen och många andra länder har mycket att lära och ta efter. Sverige är bäst i världen på att använda industriell spillvärme, både primär spillvärme som kan ledas direkt ut på fjärrvärmenätet och sekundär spillvärme där temperaturen höjs med hjälp av värmepumpar innan den distribueras vidare [6]. Fortfarande finns mycket värme från industrier och framställningsprocesser som kan tas till vara på mer effektiva sätt [3]. 1.1 Bakgrund Umeå Energi är det lokala el- och fjärrvärmeföretaget i Umeå och är helägt av Umeå kommunföretag, ett dotterbolag till Umeå Kommun. De är uppdelade på fyra affärsområden; elnät, elhandel, värme och bredband, och har ca 390 anställda totalt. Dåvanmyrans kraftvärmeverk utgör grunden i Umeå Energis värmeproduktion med en installerad värmeeffekt på 130 MW fördelat på en avfallseldad rosterpanna (55 MW) och en biobränsleeldad fluidbädd (75 MW). Vid kalla vinterdagar eller då det av annan anledning behövs mer effekt på fjärrvärmenätet finns ett antal pannor för spetslast runt om i kommunen [7]. Ålidhems värmeverk består av sex stycken spetslastpannor, varav två stycken drivs på biobränsle. Dessa pannor, panna 6 (P6) och panna 7 (P7) tas i drift vid temperaturer under ca -5 C eller då det av annan anledning behövs mer effekt på fjärrvärmenätet. Utöver dessa finns tre oljepannor och en elpanna som snabbt kan tas i drift vid oförutsägbara händelser eller kallare väder. Panna 6 på Ålidhems värmeverk eldas idag på fin och torr stamvedsflis men kontinuerliga mätningar har visat på några oönskade driftegenskaper. Problemen har främst varit att det är väldigt höga nivåer av kolmonoxid (CO) i rökgaserna samt en stor andel oförbränt i askan. I dagsläget beräknas pannans verkningsgrad på månadsbasis med den direkta metoden för verkningsgradsberäkningar, men eftersom den inte är i drift kontinuerligt kan verkningsgraden variera stort från månad till månad. Detta gör det svårt att identifiera varifrån dessa oönskade driftegenskaper kommer. För att få en noggrannare bild av pannans verkningsgrad vid olika laster har verkningsgradsberäkningar med den indirekta metoden genomförts vid olika lastfall. Vidare har de kända driftproblemen utretts där resultaten från verkningsgradsberäkningarna använts som stöd. 2

Inledning 1.2 Syfte och mål Syftet med detta arbete är att hjälpa Umeå Energi att få en bättre överblick över driften på panna 6 samt att förbättra dess bränsleekonomi och driftparametrar. Målet är att genom verkningsgradsberäkningar identifiera och undersöka de driftparametrar som i dagsläget inte är optimala, samt ge förslag på eventuella åtgärder. De uppsatta målen för projektet kan sammanfattas till att Beräkna pannverkningsgraden för olika bränslen och lastfall. Identifiera och undersöka orsaken till de höga nivåerna av CO i rökgaserna samt den stora andelen oförbränt i askan. Utreda och ge eventuella åtgärdsförslag. 1.3 Tidigare arbeten Tidigare studier och examensarbeten har gjorts i samarbete med Umeå Energi för att utreda och optimera driften på deras anläggningar. Exempelvis har tidigare examensarbeten gjorts där verkningsgraden har bestämts för andra pannor på Umeå Energis anläggningar [8, 9]. En utredning kring lönsamheten med att installera en gemensam rökgaskondensering för panna 6 och panna 7 på Ålidhems värmeverk har också gjorts vid ett tidigare examensarbete [10]. Resultatet visade att det inte var lönsamt med tanke på pannornas låga årliga drifttider, och därför kommer det alternativet inte att utredas i detta arbete. 3

Systembeskrivning 2 Systembeskrivning På Ålidhems värmeverk finns som tidigare nämnt två biobränslepannor, tre oljepannor och en elpanna. Tillsammans har dessa en installerad effekt på ca 200 MW och är således Umeå Energis största anläggning sett till installerad effekt. Panna 6 är en hetvattenpanna, vilket betyder att ingen turbin för elproduktion finns installerad, och den har en maximal nyttig effekt vid biobränsleeldning på 32 MW och vid oljeeldning på 35 MW. Pannans olika delsystem kommer att förklaras i detta avsnitt för att få en bättre överblick och förståelse för hela systemet. En översiktlig principskiss över pannan kan ses i Fig.(2) och den är hämtad från Umeå Energis interna dokument. Fig. 2 Principskiss över panna 6. 2.1 Bränsle Pannan körs idag på fin och torr flis som bränsle. Stamved flisas ner till mindre homogena bitar som sedan lagras på Umeå Energis bränslelager på Dåvamyran innan det transporteras till Ålidhems värmeverk. Pannan konstruerades år 1982 som en oljepanna, men byggdes sedan om för biobränsleeldning år 1993. Under årens gång har ett antal olika bränslen testats i pannan, bland annat kördes pannan på torv under en period, men resultatet var inte helt lyckat. Därför togs beslut om att enbart köra pannan på fint flisad stamved i slutet på 2000-talet. 4

Systembeskrivning På Ålidhems värmeverk lastas bränslet av i två tippfickor i den så kallade flisladan. Sedan transporteras det via matarskruvar till ett transportband där en elevator fördelar bränslet i två lagringssilo. Därifrån finns ytterligare transportband för vidare transport in till pannhuset vid panna 6. Det finns också möjlighet att transportera bränslet vidare till panna 7 på ytterligare ett transportband via en omfördelare. Bränslet som ska till panna 6 lagras sedan i en buffertsilo för fastbränsleinmatning precis intill pannan. Via matarskruvar fördelas bränslet sedan jämt till pannan genom ett bränslestup. 2.2 Pannan Rosten är den anordning som bär bränslet och där primärluft kan passera underifrån. Den är uppbyggd av flera järnstavar med små hålrum mellan varandra för att klara höga temperaturer och för att släppa igenom primärluften. Det finns flera olika typer av roster, både fasta och rörliga. En av den vanligaste modellen är snedrost, vilken är den installerade rosten i panna 6. Bränslet förs nedåt längs rosten eftersom det förbränns genom att stavarna flyttar bränslet framåt på rosten. Bränslet matas in via ett bränslestup, och en matarfunktion, så kallad pusher, för bränslet framåt. För att förhindra att eldstaden sprider sig till bränsleinmatningen finns också en avskiljare i form av ett spjäll i bränslestupet. Rosten består av tre stycken zoner; första zonen där bränslet torkas, andra zonen där bränslet förgasas och flyktiga ämnen avgår i gasfas, och tredje zonen där största delen av förbränningen sker. En processbild över pannan kan ses i Fig.(3). Fig. 3 Processbild över pannan som bland annat inkluderar inmatningen, rosten och luftzoner. Eftersom anläggningen ligger centralt och väldigt nära ett bostadsområde så fanns stora krav på anläggningens storlek då den byggdes. Byggnaden fick endast vara fyra våningar hög, vilket också begränsade måtten på eldstaden. Eftersom den först konstruerades för oljeeldning var detta inte något stort problem, då oljepannor generellt inte behöver vara lika stora som 5

Systembeskrivning fastbränslepannor till ytan. När den sedan byggdes om för biobränsle är inte pannans mått optimala för att få en tillräcklig uppehållstid i pannan och säkerställa att alla partiklar hinner brinna färdigt innan de träffar en kall yta. Vid uppstart av pannan eldas olja i två stycken oljebrännare. Det bränsle som då används är E01 som är en lättolja med låga ask- och svavelhalter, och det pumpas till brännarna från en oljecistern [11]. E01 används för att få upp ett drifttryck i domen och i pannsystemet samt för att få upp drifttemperaturen. När dessa värden har stabiliserats kan pannan börja matas med biobränsle. 2.3 Luft- och vattensystem Luften till pannan förvärms i en luftförvärmare där den värmeväxlas med matarvattnet innan den tillförs pannan. Primärluften tillförs pannan underifrån genom kammare och behållare under rosten, och går att reglera för de olika zonerna. Sekundär- och tertiärluft tillförs pannan på olika ställen ovanför rosten. Detta är för att få en bra omblandning av bränslet och luften och på så sätt säkerställa en god förbränning. Rökgasrecirkulering installerades på 90-talet då pannan kördes på torv. Syftet med detta var framförallt att minska utsläppen av NO x och andelen oförbränt i rökgaserna. Då en del av rökgaserna återförs till pannan så kan temperaturen reduceras, och på så sätt kan NO x utsläppen minskas [12]. Samtidigt installerades också en ammoniakinsprutning (SNCR) och nya don för tillförsel av sekundärluft. Dessa var konstruerade för att skapa en virvel på luften som fördelade ammoniaken jämt över hela rosten. Varken rökgasrecirkuleringen eller ammoniakinsprutningen används idag, men virvelkonstruktionen på sekundärluften är installerad och i bruk. Alla pannor utom elpannan har ett gemensamt matarvattensystem och en gemensam matarvattentank. Det gör att matarvattnet håller de andra pannorna varma så länge en av dem är i drift, vilket medför en snabbare uppstart. Vattnet på primärsidan, pannvattnet, cirkulerar genom pannan där det värms upp innan det värmeväxlas ut på fjärrvärmenätet dvs sekundärsidan. Ovanför pannan sitter en ångdom där ånga som bildats i panntuberna kan avskiljas från vattnet. Detta görs för att ingen ånga ska finnas i vattnet på primärsidan då det passerar värmeväxlaren. Den inkommande returledningen på sekundärsidan förvärms i ekonomisern och förs sedan tillbaka till returledningen innan det värmeväxlas mot pannvattnet. Innan pannvattnet värmeväxlas mot sekundärkretsen så värmeväxlas det som tidigare nämnts mot luften i luftförvärmaren. 2.4 Rökgashantering Den befintliga rökgasreningen på panna 6 består av ett elfilter. Ett elektriskt spänningsfält skapas i filtret och rökgasen leds in mellan två elektroder. En negativ likspänning mellan elektroderna joniserar partiklarna i rökgaserna och de fastnar på de positivt laddade utfällningselektroderna. Dessa kan sedan renas genom att skakas och stoftet samlas upp i behållare under filtret [13]. Eftersom bränslet innehåller relativt lite svavel och halten svaveldioxid ligger långt under gränsvärdet så behövs ingen våtskrubber för rening av svavelföreningar [14]. 6

Systembeskrivning Som tidigare nämnts i avsnitt 1.3 kring tidigare arbeten så finns ingen rökgaskondensering installerad på anläggningen. 2.5 Askutmatning Den kvarvarande bottenaskan, även kallat slagg, efter den sista förbränningszonen matas ut i ett vätskefyllt tråg, där det kyls för att eliminera risken för bränder i askutmatningen. Det händer också att aska och partiklar faller ned i hålrummen mellan rosterstavarna, och dessa samlas också upp i asktråget. Stoft och större partiklar som följer med rökgaserna avskiljs från rökgasen och blandas i samma asktråg. Även de mindre partiklar som avskiljs i elfiltret blandas med slagget och leds till samma utmatning. Utmatningen sker med transportskruvar som kyls med vatten för att förhindra överhettning och eliminera brandrisker. Askmixen samlas upp i en container innan den transporteras med lastbil till deponi. 7

Förbränning 3 Förbränning Vid förbränning sker ett antal exoterma reaktioner, där värme avges när ett bränsle reagerar med syre och bildar en förbränningsprodukt. Det är alltså en oxidationsprocess där kemisk energi omvandlas till värme [15]. De vanligaste reaktionerna är att kolväten reagerar med syre och bildar i första hand koldioxid och vatten [16], C + O 2 CO 2 H 2 + 1 /2O 2 H 2 O. (I) Beroende på vilket bränsle som förbränns reagerar också andra ämnen med syre. Vid förbränning av biobränslen reagerar svavel och kväve från bränslet med syre och bildar primärt svaveldioxid och kvävedioxid [16]. Detta sker enligt S + O 2 SO 2 N 2 + 2O 2 2NO 2. (II) Då det finns för lite syre i förbränningsluften bildas istället kolmonoxid enligt följande reaktion [17], C + 1 /2O 2 CO. (III) Sambandet mellan kolmonoxid, koldioxid och syre i rökgaserna kan ses i Fig.(4). Fig. 4 Förhållandet mellan CO, CO 2 och O 2 i rökgaserna vid förbränning. Den vertikala streckade linjen visar det stökiometriska fallet då exakt mängd syre finns tillgängligt. 8

Förbränning Reaktionerna som sker i (I),(II) och (III) är alla exoterma och avger värme vid förbränningsprocessen. Förbränningsreaktionerna är alla beroende på temperaturen och den termodynamiska jämvikten, dvs entaplin hos reaktionen. Fig.(4) visar att i det stökiometriska fallet inte bildas någon kolmonoxid och att inget syre finns i rökgaserna. Höga halter av CO medför en ofullständig förbränning vilket betyder att ett maximalt energiutbyte inte kan uppnås. I reaktion (I) då koldioxid bildas så frigörs 35 % mer energi än vid reaktion (III) då det är inte finns tillräckligt med syre och kolmonoxid istället bildas [18]. I förbränningsprocesser är det därför viktigt med lufttillförsel för att säkerställa en god förbränning [19]. För att uppnå en god förbränning finns tre viktiga parametrar som behöver vara uppfyllda; tid, temperatur och turbulens. För att bränslet ska hinna förbrännas fullständigt måste uppehållstiden i pannan vara tillräckligt lång. Om den inte är tillräckligt lång så kommer partiklar inte att hinna brinna färdigt innan de träffar en kallare yta, och oförbränt material kommer att matas ut ur pannan. Detta kan i sin tur medföra stora bränsleförluster [19]. Temperaturen i pannan är också viktig för att uppnå en god förbränning. Beroende på vilket bränsle som eldas så bör temperaturen i pannan vara inom ett specifikt intervall. Det finns nackdelar både med att ha en för hög och för låg temperatur. Vid låga temperaturer bildas dioxiner, som är väldigt miljö- och hälsoskadliga och det finns risk för ofullständig förbränning. Höga temperaturer kan ge höga halter NO x, så kallat termiskt NO x. Det är ett miljöbeskattat ämne som bidrar till försurade miljöer och det finns tydliga riktlinjer från naturvårdsverket angående NO x utsläpp. Korrosion är ett annat problem som kan uppstå vid för höga temperaturer. Vid förbränning av biobränsle kan askans smälttemperatur vara relativt låg, vilket medför en risk för smältor som fastar på pannväggarna och bildar korrosion [19]. Den tredje parametern är turbulens, dvs lufttillförsel och omblandning. I en rosterpanna tillförs oftast tre olika luftflöden, primärluft under rosten, sekundär- och tetriärluft ovanför rosten. Stökiometrisk förbränning innebär en fullständig förbränning där lufttillförseln exakt motsvarar den teoretiska mängden som krävs. För stökiometrisk förbränning ska luftfaktorn, m, vara exakt ett. Det betyder att all syre i luften oxideras i förbränningen och inget syre finns i rökgaserna. Detta är aldrig fallet i verkligheten, då det kräver en optimal omblandning av luften och bränslet i pannan. Därför ligger luftfaktorn alltid strax över ett, och en viss mängd syre finns i rökgaserna. Ett för stort överskott av syre i rökgaserna är inte önskvärt då överflödet av syre inte oxideras, utan endast värms upp och orsakar värmeförluster. Det är också viktigt att ha en bra omblandning och rätt mängd syre i pannan för att alla partiklar behöver tillgång till syre för att förbrännas. Under förbränningen så bildar askan ett lager runt en partikel och för att bränslet innanför ska förbrännas krävs att syre kan nå in genom detta lager [19]. En annan viktig parameter vid förbränning är bränslets värmevärde. Det beskriver hur mycket energi bränslet innehåller per kilo och det kan bestämmas på olika sätt beroende på om man inkluderar den energi som kan utvinnas från fukten i bränslet, dvs kondenseringsvärmet. Det effektiva värmevärdet är det som oftast används i Europa och då inkluderas inte kondenseringsvärmet. Det kalorimetriska värmevärdet däremot innefattar också den värme som kan utvinnas genom kondensering av fukten i bränslet. Kondenseringsvärmet tas tillvara på då anläggningen har en installerad rökgaskondensering, och ju högre fuktinnehållet i bränslet är, desto mer kondenseringsvärme går att utvinna [20]. 9

Förbränning 3.1 Luftbehov och rökgaser För att beräkna pannverkningsgraden så behöver det stökiometriska luftbehovet bestämmas. Dessa beräkningar kan med fördel göras i ett Excelark. För att beräkna hur många mol syre som behövs för att fullständigt förbränna ett bränsle så används luftens sammansättning och de reaktionsformler som sker vid förbränning av biobränsle, reaktionerna (I) och (II), som förklarades i det tidigare avsnittet om förbränning, se avsnitt 3. Luftens sammansättning kan ses i Tabell (1). Tabell 1 Förhållandet mellan de vanligaste ämnena i torr luft [21]. N 2 O 2 Ar CO 2 Volymprocent [%] 78,09 20,95 0,93 0,03 För att tillsätta tillräckligt med syre till förbränningen så måste förhållandet mellan syret och övriga ämnen i luften vara känt. Luften antags vara en ideal gas, vilket betyder att volymprocent och molprocent är detsamma. Från Tabell (1) kan det då beräknas att på 1 mol O 2 så tillkommer 3,77 mol av de övriga komponenterna i luften. Detta betyder att det behöver tillsättas 4,77 mol torr luft till förbränningen för att den ska innehålla 1 mol O 2. Med detta känt så kan det totala torra stökiometriska luftbehovet beskrivas enligt ( C l ot,t S = 12, 01 + H 2 2, 02 O 32 + S ) 32, 06 }{{} Bränsle 78, 09 0, 93 0, 03 ) 1 + + +, (1) 20, 95 20, 95 20, 95 }{{} Luft där den första parentesen representerar bränslets syrebehov vid stökiometrisk förbränning och den andra representerar förbränningsluftens andel som alltså kan ersättas med 4,77 [16]. C,H,O,S symboliserar de olika ämnenas massor (i gram) baserat på 1 kg torrt bränsle, och talen i nämnaren är molmassan för respektive ämne. Index o står för stökiometriskt, t står för torr luft och TS betyder att beräkningarna baseras på 1 kilo torrsubstans. Den totala mängden torra rökgaser som bildas vid stökiometrisk förbränning kan beräknas på liknande sätt som luftbehovet, fast med produkterna från förbränningsreaktionerna inkluderade, g ot,t S = ( ( C 12, 01 + N 28, 01 + S ) ( C + 32, 06 12, 01 + H 2 2, 02 O 32 + S ) 3, 77. (2) 32, 06 I detta fall har den sista parentesen som representerar förbränningsluften ersatts med 3,77 eftersom att i det stökiometriska fallet inte finns något syre i rökgaserna utan allt har oxiderats vid förbränningen [16]. I det verkliga fallet är inte förbränningsluften helt torr, utan den innehåller en del vattenånga. För att beräkna hur stor mängd fuktig luft som måste tillföras så kan fuktkvoten användas. 10

Förbränning Den beskriver kvoten mellan fukten och de torra komponenterna i luften, och kan bestämmas utifrån luftens temperatur och relativa fuktighet. Det totala fuktiga luftbehovet kan då beräknas genom att multiplicera Ekv.(1) med fuktkvoten enligt där Φ motsvarar fuktkvoten [16]. l o,t S = l ot,t S (1 + Φ), (3) Detsamma gäller för rökgasmängden, genom att multiplicera Ekv.(2) med fuktkvoten på liknande sätt som för luftmängden fås den totala mängden fuktiga rökgaser, ( ) ( ) C go, T S = 12, 01 + N 28, 01 + S 32, 06 + H C + 2, 02 12, 01 + H 2 2, 02 O 32 + S 3, 77 (1+Φ) (4) 32, 06 I verkligheten går det dock inte att få exakt rätt mängd syre till pannan, utan ett visst överskott behövs för att säkerställa en fullständig förbränning [19]. Hur stort detta luftöverskott är kan bestämmas genom luftfaktorn, m, som definieras enligt kvoten mellan det verkliga luftbehovet och det teoretiska, m = l T S l o,t S. (5) Då det verkliga luftbehovet inte kan bestämmas såvida inte luftfaktorn är känd så behövs ett annat sätt för att beräkna denna. Vid stökiometrisk förbränning ska inget syreöverskott finnas i rökgaserna och genom att mäta halten syre i rökgaserna och jämföra med det stökiometriska fallet kan luftfaktorn beräknas. När extra luft tillsätts kommer rökgaserna att bli utspädda och luft som inte reagerat med något ämne under förbränningen kommer att passera rökgaskanalen ut till skorstenen där den fortfarande innehåller ca 21 % syre. Ekvationen som beskriver halten O 2 i rökgaserna lyder [O 2 ] t = 0, 21 (m 1) l ot g ot + (m 1) l ot, (6) där [O 2 ] t symboliserar halten syrgas i de torra rökgaserna [19]. Genom att lösa ut luftfaktorn ur Ekv.(6) fås följande uttryck m = 1 + g ot [O 2 ] t. (7) l ot 0, 21 [O 2 ] t För att sedan bestämma det verkliga luftbehovet när luftöverskottet är känt kan l T S lösas ut ur Ekv.(5), 11

Förbränning l T S = m l o,t S (8) Den verkliga mängden torra respektive totala rökgaser kan då också bestämmas enligt respektive g t,t S = g ot,t S + l ot,t S (m 1), (9) g T S = g o,t S + l o,t S (m 1). (10) 12

Verkningsgradsberäkningar 4 Verkningsgradsberäkningar Verkningsgraden kan beskrivas som förhållandet mellan ett systems tillförda och nyttiggjorda energi [22]. I alla verkliga fall finns förluster mellan dessa, som innebär en sänkning av verkningsgraden. I detta fall avses pannverkningsgraden, dvs hur väl pannan kan omvandla den tillförda energin till värme. Ett annat mått är totalverkningsgrad, eller anläggningsverkningsgrad, då avses också den nyttiggjorda energin från en eventuell installerad rökgaskondensering. Då ingen rökgaskondensering finns på anläggningen beräknades endast pannverkningsgraden i detta arbete. En systemgräns för vilka komponenter som inkluderas i beräkningarna för pannverkningsgraden kan ses i Fig.(5) Fig. 5 En översiktlig principskiss över systemet kring panna 6. Systemgränsen för verkningsgradsberäkningarna motsvaras av det streckade området. Som Fig.(5) visar så ingår bränslet, pannan, rökgasrening (elfilter), ekonomiser och skorstenen i systemgränsen. Även förbränningsluften och dess uppvärmning relativt 25 C ingår i systemet. Däremot innefattas inga förluster från värmeväxlaren mellan primär- och sekundärsidan, och inte heller förluster från luftförvärmningen. 13

Verkningsgradsberäkningar 4.1 Direkt metod Det enklaste sättet att beräkna verkningsgraden är genom den direkta metoden. Genom att jämföra den tillförda effekten med den nyttiga kan pannans direkta verkningsgrad beräknas enligt η direkt = Q n Q t, (11) där Q n är den nyttiga effekten och Q t är den tillförda effekten [16]. Den nyttiga effekten kan beräknas enligt Q n = ṁ v c p,v (T ut T in ), (12) där det högra ledet avser hetvattnets krets, dvs matarvattnets flöde, specifika värmekapacitet samt temperaturer på vattnet in och ut ur pannan [16]. Den nyttiga effekten beräknas oftast genom interna datasystem på anläggningarna, och loggas med hög tidsupplösning. Den tillförda effekten däremot måste beräknas enligt Q t = ṁ b,t S (( ) H i,d [F ] 1 [F ] r + l T S c p,l (T l 25) ) + P hj, (13) där ṁ b,t S är bränslets massflöde, H i,d är bränslets effektiva värmevärde på torr basis, [F ] är fukthalten i bränslet, r är ångbildningsentalpin vid 25 C, T l är förbränningsluftens temperatur i C och P hj är hjälpeffekter från pumpar och fläktar [16]. Förbränningsluftens temperatur beräknas relativt 25 C för att undvika säsongsvariationer i verkningsgraden [23]. Det kan vara svårt att beräkna verkningsgraden med den direkta metoden för biobränsleeldade pannor, främst på grund av svårigheten att bestämma bränslets massflöde. Även driveffekter från pumpar och fläktar kan vara svåra att uppskatta och mäta, då de oftast har väldigt liten påverkan, och försummas i de flesta fall [19]. Bränslets massflöde kan beräknas genom att kombinera de ovanstående ekvationerna, Ekv.(11), Ekv.(12) och Ekv.(13) enligt ṁ b,t S = η panna Q ( n ). (14) ( ) H i,d [F ] 1 [F ] r + l T S c p,l (T l 25) + P hj 14

Verkningsgradsberäkningar 4.2 Indirekt metod Den indirekta metoden för verkningsgradsberäkningar bygger på att bestämma de största förlusterna under förbränningen. Den energi som försvinner i dessa förluster kan sedan subtraheras från en ideal verkningsgrad på 100 %. Den indirekta metoden kräver lite mer mätningar och analyser, men ger också ett mer noggrant resultat. En fullständig bränsleanalys med värmevärde, fukthalt, askhalt och sammansättning krävs, samt andel oförbränt i askan. Utöver det behöver emissionsparametrar i rökgaserna, temperaturer och luftflöden vara kända [19]. Värme kan gå förlorad från processen på många olika sätt, men det största förlusterna kommer att presenteras mer ingående i de kommande avsnitten och dessa kan delas in i följande grupper: Rökgasförluster Strålnings- och konvektionsförluster Förluster från oförbränt Gasfas Fast rest Pannans verkningsgrad med den indirekta metoden beräknas således enligt η indirekt = 1 f rg f fr f CO 1 + Q st Q n, (15) där f rg, f fr och f CO representerar förlustfaktorerna i rökgaserna och oförbränt i fast rest respektive gasfas. Q st är strålnings- och konvektionsförluster uttryckt i MW. 4.2.1 Rökgasförluster Med rökgasförluster avses den värme som avges med rökgaserna ut ur skorstenen. Detta är normalt sett den enskilt största förlusten. Den relativa rökgasförlusten kan beräknas enligt f rg = Q rg Q t = ṁ b,t S (( ṁ b,t S g T S c p,rg (T rg 25) ) H i,d [F ] 1 [F ] r + l T S c p,l (T l 25) ) + P hj, (16) där effektförlusten från rökgaserna divideras med den tillförda effekten [16]. c p,rg motsvaras av rökgasernas specifika värmekapacitet och T rg är temperaturen på rökgaserna. Bränslets massflöde kan förkortas i denna ekvation, vilket gör det möjligt att beräkna förlustfaktorn utan att känna till bränslets massflöde. För att undvika att verkningsgraden varierar under olika årstider bestämdes referenstemperaturen för rökgaserna till 25 C enligt den tyska standarden DIN 1942 [24]. Tidigare användes utomhustemperaturen vid skorstenen som referenstemperatur, men rökgasförlusterna hade då blivit mycket större på vintern jämfört med sommaren [19]. 15

Verkningsgradsberäkningar 4.2.2 Oförbränt i gasfas Förluster från oförbränt bränsle i gasfas uppstår vid ofullständig förbränning. Det kan bero på en för liten tillgång på syre eller en dålig omblandning på luft och bränsle i pannan. Förlusten består främst av CO, men vätgas och andra kolväten kan förekomma i mindre halter, och är normalt sett relativt liten. För att förlusten ska bli betydande stor krävs CO-nivåer på över 1000 ppm, vilket är ca fem gånger högre än naturvårdsverkets riktlinjer för CO-utsläpp [25]. Förlusten från oförbränt i gasfas beräknas endast med CO-halten, och små mängder av andra ämnen försummas därmed. Den relativa förlusten kan skrivas som f CO = Q CO Q t = ṁ b,t S (( ṁ b,t S g t,t S [CO] t H ) i,co H i,d [F ] 1 [F ] r + l T S c p,l (T l 25) ) + P hj, (17) där [CO] t är halten kolmonoxid i rökgaserna och H i,co är värmevärdet för kolmonoxid [16]. Även i denna ekvation kan bränslets massflöde förkortas, och den relativa förlusten kan bestämmas utan att massflödet är känt. 4.2.3 Oförbränt i fast rest Förluster i fast rest består av oförbränt material i den fasta resten, dvs i bottenaskan, flygaskan och askan som avskiljs i rökgasreningen. En viss del oförbränt material hamnar normalt sett alltid i bottenaskan då det faller genom rosten eller matas ut. I rökgaserna förekommer en del partiklar som inte brunnit färdigt men som slocknar då de träffar en kall yta i rökgaskanalen. Dessa avskiljs i reningen eller som flygaska och räknas också som oförbränt i fast rest. Beräkningarna innefattar den totala askmixen från hela pannan. Förlusten från oförbränt i fast rest kan beräknas enligt f fr = Q fr Q t = ṁ b,t S (( ṁ b,t S [A] T S 1 [bb] H i,d [F ] 1 [F ] r ) [bb] H i,bb + l T S c p,l (T l 25) ) + P hj, (18) där [A] T S är askhalten i bränslet, [bb] är andelen oförbränt i askan och H i,bb är värmevärdet för det brännbara i askan [16]. Bränslemassflödet kan förkortas även i denna ekvation. 4.2.4 Strålning- och konvektionsförluster Förluster från värmeöverförande ytor kan beräknas på flera olika sätt, däribland grafiskt och experimentellt. Teorin kring dessa metoder kommer att beskrivas i de kommande avsnitten. 4.2.4.1 Grafisk lösning Enligt de internationella standarder som finns för provtagning av verkningsgrad så rekommenderas det att använda en graf som är experimentellt framtagen för bestämning av strålnings- 16

Verkningsgradsberäkningar och konvektionsförluster [23]. Denna förlust är ofta svår att uppskatta, eftersom pannans värmeläckande area är svår att bestämma. Dessutom kan det vara svårt att uppskatta en medeltemperatur, då skarvar och liknande ofta är mindre täta och mer värme kan tränga igenom. För att underlätta bestämningen av förlusten från ledning och strålning, har en ett antal pannor av olika design och bränsle studerats, och därefter har ett linjärt samband för förlusten tagits fram. Detta gjordes av den tyska standarden DIN 1942, men även den svenska/europeiska standarden rekommenderar att använda denna [23, 24]. Ekvationen för denna beskrivs enligt Q st = C Q max, (19) där C är en konstant som är beroende på pannans design och bränsle och Q max är pannans maximala nyttiga effekt. För att tydliggöra sambanden ytterligare så visas det linjära sambandet i Ekv.(19) med olika värden för konstanten C i Fig.(6). Fig. 6 Strålnings- och konvektionsförluster som funktion av pannans maximala nyttiga effekt. Reproducerad från [23]. 17

Verkningsgradsberäkningar De olika linjerna visar vilken modell av panna som avses, linje 1 är för trä-, torv- och brunkolsförbränning, linje 2 är för stenkolspannor och linje 3 är för olje- och gasbrännare. Det är pannans maximala nyttiga effekt som används för att beräkna strålnings- och konvektionsförlusterna, oavsett vilken last pannan körs vid. Detta beror på att temperaturen på pannans ytor inte minskar nämnvärt även om pannan körs på dellast [23]. 4.2.4.2 Experimentell lösning Förluster från värmeöverförande ytor kan också beräknas med hjälp av ekvationer för strålning och konvektion om pannans ytarea, yttemperatur och lufthastighet intill pannan är kända. Strålningsförlusterna från pannan kan då beräknas enligt Q st = ɛ σ A s (T 4 s T 4 ), (20) där ɛ är emissivitetskonstanten för materialet, σ är Stefan Boltzmanns konstant, A s är ytarean och temperaturerna T s respektive T är yttemperatur och omgivningstemperatur [26]. För att beräkna förluster via konvektion så måste det vara känt om det är naturlig eller forcerad konvektion. För att bestämma detta kan kvoten mellan Grashoftalet och Reynoldstalet användas enligt Naturlig konvektion : Gr L/Re 2 L >> 1 Forcerad konvektion : Gr L/Re L << 1 Kombinerad konvektion : Gr L/Re 2 L 1. (21) Dessa är dimensionslösa parametrar och Grashoftalet beskriver den naturliga konvektionen och Reynoldstalet beskriver den forcerade. Dessa två är båda beroende av vilken geometri och orientering den värmeöverförande ytan har. På grund av detta kan en karaktäristisk längd för vardera geometri bestämmas. För en vertikal yta så är den karaktäristiska längden detsamma som dess höjd, och för en horisontell cylinder är det detsamma som dess diameter. För en horisontell vägg däremot är det densamma som dess ytarea dividerat på dess omkrets, L c,h = A s ρ (22) där ρ motsvarar omkretsen på den horisontella ytan och index h symboliserar en horisontell vägg [26]. Grashoftalet och Reynoldstalet för de olika geometrierna beräknas därför enligt Gr L = g β (T s T ) L 3 c ν 2, (23) 18

Verkningsgradsberäkningar där g är gravitationskonstanten, β är volymexpansionskoefficienten, vilken deifineras som (1/T f ), och ν är den kinematiska viskositeten [26]. Reynoldstalet för de olika geometrierna beräknas enligt Re L = V L c, (24) ν där V är hastigheten på den intilliggande luften [26]. Genom att använda Ekv.(23) och Ekv.(24) i Ekv.(21) för de olika ytorna så kan konvektionstyp bestämmas. I de flesta fall är naturlig konvektion det vanligaste för relativt stora värmeöverförande ytor. Naturlig konvektion innebär att luften runt den värmeöverförande ytan inte forceras av någon yttre påverkan så som exempelvis fläktar. Den naturliga konvektionen sker genom att luften rör sig på grund av densitetsskillnader som uppstår då luften närmast ytan blir varm och rör sig uppåt och kall luft fylls på i lagret närmast [26]. Nusselttalet beskriver hur effektiv konvektionen är och kan definieras som ökningen av konvektiv värmeöverföring relativt konduktiv vid samma punkt [26]. Detta betyder att ett högre värde på Nusselttalet innebär mer effektiv konvektion. Nusselttalet är beroende på geometri och orientering, dvs den karaktäristiska längden, och Rayleightalet som i sin tur beskriver förhållandet mellan densitetsskillnaderna och viskositetsskillnaderna. Rayleightalet kan beräknas genom att multiplicera Ekv.(23) med Prandtltalet enligt Ra L = Gr L P r = g β (T s T ) L 3 c ν 2 P r (25) Då storleksordningen på Rayleightalet har bestämts med Ekv.(25) så kan Nusselttalet för respektive geometri bestämmas, Nu v = { Nu c = 0, 852 + { 0, 6 + } 0, 387 Ra 1/6 2 L [1 + (0, 492/P r) 9/16 ] 8/27 0, 387 Ra 1/6 L [1 + (0, 559/P r) 9/16 ] 8/27 } 2 Nu h,ovan = 0, 1 Ra 1/3 L Nu h,under = 0, 27 Ra 1/4 L. (26) Index v representerar en vertikal vägg, c representerar en cylinderformad yta och h representerar en horisontell vägg ovan- och underifrån [26]. Då Nusseltalen är bestämda med Ekv.(26) så kan värmeövergångskoefficienten för respektive geometri bestämmas enligt h = Nu k L c, (27) 19

Verkningsgradsberäkningar där k är den termiska konduktiviteten. Slutligen beräknas konvektionsförlusterna med hjälp av Ekv.(27), ytarean samt de kända temperaturerna enligt Q konv = h A s (T s T ). (28) 4.2.5 Övriga förluster Andra förluster som kan vara av intresse är värmeförluster från slaggutmatning, förluster från bildning av NO x eller SO x, och förluster från kylning av olika komponenter. Vid slaggutmatningen sker alltid en viss förlust, då temperaturen på det utmatade slagget inte tas till vara på. Denna förlust är störst i fluidbäddar, men finns till en viss del i biobränsleeldade rosterpannor också. Dock är den svår att beräkna då massflöde och temperatur på slagget är nödvändigt, och oftast är väldigt liten i förhållande till de övriga förlustfaktorerna. Detta gör att denna förlust så gott som alltid försummas [19]. På samma sätt som att reaktionen då CO bildas är en exoterm reaktion så är också reaktionerna då NO x och SO x bildas exoterma, se reaktion (II) och (III). Nivåerna av dessa ämnen är dock väldigt små i de flesta biobränsleeldade pannor idag, vilket gör att den också kan försummas [19]. Många komponenter kring pannan utsätts för väldigt höga temperaturer och brukar därför kylas med något köldmedium. Värmen från detta medium skulle kunna tas till vara på genom värmeväxling mot tex matarvattnet. Om detta inte görs så kan denna värme också ses som en förlust. Denna beräkning skulle kräva att väldigt många temperaturer och flöden bestämdes, och dessa är så gott som omöjliga att mäta. Storleksordningen på denna förlust är också väldigt liten jämfört med tex rökgasförlusten, vilket gör att även denna försummas [19]. På Ålidhems värmeverk tillämpas varmhållning som konserveringsmetod av pannorna då minst en av pannorna med gemensamt matarvattensystem är i drift, se avsnitt 2.3. Det betyder att ånga från pannan tas ut från domen och komprimeras innan den varmhåller de andra pannorna. Detta är möjligt på grund av det gemensamma matarvattensystemet med öppningsbara ventiler. Detta medför också en energiförlust, då det krävs ett arbete för att komprimera ångan. Denna förlust är väldigt svår att bestämma då inget flöde på ångan mäts, och varmhållningen inte sker kontinuerligt. Det finns möjlighet att med hjälp av antaganden uppskatta energiförlusten från varmhållning, men i detta arbete har denna förlust försummats. 20

Provtagningar 5 Provtagningar 5.1 Förberedelser För att eliminera så många risker som möjligt med provtagningarna gjordes en omfattande studie kring förberedelserna. Den svenska/europeiska standarden för verkningsgradsberäkningar i vattenrörspannor, SS-EN 12952-15, låg till grund för provtagningarna, och den tyska (DIN 1942) samt amerikanska standarden (ASME PTC 4-2008) användes som komplement. Tidigare liknande examensarbeten vid Umeå Energi har också används som stöd vid provtagningsplaneringen [8, 9]. Dessa standarder var eniga i att pannan bör ha nått jämviktsläge före och under provtagningarna för att uppnå ett så säkert resultat som möjligt. Det innebär att de betydande parametrarna inte ska variera mer än ± 5 % av medelvärdet. Provtagningarna bör ha en varaktighet på minst fyra timmar för en rosterpanna för att få ett så pålitligt resultat som möjligt. Antalet provtagningar samt provtagningsintervall ska väljas så att ett representativt totalprov fås. Utifrån de riktlinjer som gavs i de standarder som låg till grund för provtagningen upprättades ett provtagningsschema, se Fig.(7) [23, 27]. Fig. 7 Provtagningsschema för att underlätta provtagningarna. De gråa rutorna visar förslag då proverna kan tas med rätt intervall. Bränsleproverna planerades att starta ungefär en och en halv timme innan askproverna. Detta valdes för att säkerställa att bränslet hinner passera genom systemet så att ett representativt askprov kunde tas. Tiden kan variera beroende på vilken effekt pannan körs vid, och var därför inte helt tidsbestämd innan. Det planerades att ta ca sex bränsle- respektive askprov samt mätningar av yttemperatur och luftflöde tre gånger per provtagningstillfälle. Tidsintervallet för provtagningarna planerades till 30 minuter. En annan del i förberedelserna var att besöka anläggningen innan provtagningsdagarna för att få en bättre förståelse samt att titta vart de olika provtagningarna skulle ske. Provtagningsluckor för bränsle- och askprover lokaliserades innan provtagningarna startade och lämpliga ställen för temperaturmätningar på pannväggarna valdes ut. 5.2 Utförande Provtagningarna genomfördes under tre dagar då pannan kördes på olika laster och olika bränslen. Detta gjordes för att undersöka om det var någon skillnad på verkningsgraden då pannan kördes på olika laster och olika bränslen, samt undersöka de driftparametrar som var av intresse för pannans drift och bränsleekonomi. Förutsättningarna vid de tre provtagningstillfällena 21

Provtagningar var följande: 1. Pannan kördes med en medeleffekt på ca 28 MW och träflis som bränsle. 2. Pannan kördes med en medeleffekt på ca 29 MW och träflis som grundbränsle med torvinblandning. 3. Pannan kördes med en medeleffekt på ca 22 MW och träflis som bränsle. Bränsleprovtagningen startade först genom att ta ett prov vid fastbränsleinmatningen ur en buffertsilo dit bränslet transporteras från flisladan via ett transportband. Från denna silo matas bränslet direkt in i pannan. Genom att manuellt stoppa inmatningen kunde ett prov om ca 0,5-1 liter bränsle tas från silon med hjälp av en skyffel. Denna provtagningsplats valdes för att få en blandning av bränsle från de båda bränslebunkrarna i ladan. Detta upprepades ca fyra gånger för varje provtagning. Delproven samlades i en 5L hink som förslöts med lock för att förhindra avdunstning och föroreningar. En bild på provtagningsplatsen och träflisen kan ses i Fig.(8). Fig. 8 Provtagningsplatsen och en hink fylld med grundbränslet, dvs träflis. Ungefär en och en halv timme efter det att provtagningen startade så togs det första askprovet. En blandning av slagg, stoft och aska från elfiltret togs via en manöverlucka som var placerad ovanför en container där askmixen tillslut samlades upp. Askan matades upp med hjälp av en skraptransportör och även här användes en skyffel för att samla upp ca 0,5 liter aska per tillfälle, och detta upprepades ca tre till fyra gånger per provtagningstillfälle. Delproven samlades sedan upp i en 5L hink som förslöts med lock för att undvika att föroreningar och fukt påverkade proverna. En bild på detta kan ses i Fig.(9). 22

Provtagningar Fig. 9 Provtagningsplatsen för askprov och en hink fylld med askmixen. Tre gånger under varje provtagningstillfälle mättes yttemperaturen och lufthastigheten på och intill pannväggarna. Detta gjordes genom att använda en värmekamera och en anemometer. Värmekameran som användes var en Testo 475 med ett temperaturintervall mellan 10-150 C och modellen på anemometern var en Testo 440 med ett mätintervall på 0-10 m/s. Yttemperaturen mättes genom att rikta kameran mot den valda ytan och läsa av på tillhörande temperaturskala. Kameran använder infraröd strålning för att mäta temperaturen, och det är därför viktigt att emissivitetskoefficienten, ɛ, uppskattades på rätt sätt. Enligt Testos egna tabell för värden på emissivitetkoefficienten för olika material och färger så kan den för en matt svartfärgad plåtyta antas vara ɛ=0,9, vilket också användes under provtagningarna. Medelvärdet för pannans yttemperatur på pannkroppen samt domen uppskattades till 55 C utifrån mätningarna. Detta värde antogs för samtliga provtagningstillfällen, då yttemperaturen inte förändrades nämnvärt vid de olika lastfallen. Bilder från mätningarna med värmekameran kan ses i Appendix D. Anemometern placerades parallellt med pannväggen då lufthastigheten mättes. Mätningarna gjordes på tre olika ställen intill pannan vid samma tillfällen som temperaturmätningarna och sedan beräknades ett medelvärde för varje provtagningstillfälle. Detta medelvärde uppskattades till 0,3 m/s för alla provtagningstillfällen. Tidpunkterna för de olika provtagningstillfällena noterades för att kunna hämta loggad data från anläggningen vid samma tidpunkt som provtagningarna genomfördes. Den loggade data som var av intresse var bland annat rökgastemperatur, CO-halt, O 2 -halt och pannans nyttiga effekt under provtagningstillfällena. 23

Provtagningar 5.3 Analys Då provtagningarna var genomförda skickades bränsle- och askproverna på analys. Data från provtagningstillfällena analyserades också innan vidare beräkningar kunde genomföras. Dessa analyser förklaras mer ingående i kommande avsnitt. 5.3.1 Bränsleanalys För att vidare kunna beräkna pannverkningsgraden så skickades bränslet på analys. Det som behövde bestämmas var bränslesammansättningen, fukt- och torrhalt samt värmevärde. För dessa analyser anlitades Bränslelaboratoriet AB i Umeå som är ackrediterade att utföra dessa analyser [28]. Bränsleanalysen är sedan nödvändig för vidare beräkningar på luft- och rökgasmängder som i sin tur ligger till grund för verkningsgradsberäkningarna. De analyser som utfördes av Bränslelaboratoriet var Värmevärde (SS-EN 14918) Fukt- och torrhalt (SS-EN 14774-2) Askhalt (SS-EN 14775) Kol, väte och kväve (EN ISO 16948) Svavel (EN ISO 16948) Syre (Beräknat) 5.3.2 Askanalys Askproverna skickades också på analys för att bestämma andelen oförbränt i askan. Det finns flera metoder för att bestämma andelen oförbränt, i detta fall bestämdes andelen oförbränt (Loss on Ignition) i askan, och metoden för att bestämma detta finns beskrivet i den svenska standarden SS 187187 [29]. Den oförbrända andelen i askan bestäms genom att låta askprovet hettas upp till 550 C under en längre tid för att sedan jämföra viktskillnaderna innan och efter upphettningen [29]. Bränslelaboratoriet är också ackrediterade att utföra detta prov, så de anlitades även för detta. 5.3.3 Luft- och rökgasanalys Under provtagningarna gjordes inga mätningar av rökgaserna, utan den datan samlades från Umeå Energis interna system som loggar dessa. Det som var av intresse för beräkningarna var diverse emissionsparametrar såsom CO och O 2, samt rökgastemperaturen och temperaturen på förbränningsluften. Pannans nyttiga effekt var också av intresse både för att se variationer samt för verkningsgradsberäkningarna. Denna data hade en tidsupplösning på 60 värden per timme, dvs ett värde per minut. Värdena omvandlades sedan till lämplig enhet för att genomföra beräkningarna på ett så enkelt sätt som möjligt. Den loggade data som var nödvändig för beräkningarna var Pannans nyttiga effekt, Q n [MW] Rökgastemperatur [ C] Temperatur på förbränningsluften [ C] CO-halt i rökgaserna [ppm] O 2 -halt i rökgaserna [%] Utomhustemperaturen vid provtagningstillfällena hämtades från Umeå Universitet och Institutionen för tillämpad fysik och elektroniks egen väderstation som finns placerad på campus och 24

Provtagningar som ligger ca en kilometer från anläggningen. Tillsammans med den relativa luftfuktigheten så kunde luftens absoluta fuktighet, även kallad fuktkvot, bestämmas utifrån ett Mollierdiagram. Detta finns bifogat i Appendix C. 5.4 Beräkningar Då alla provtagningar och analyser hade genomförts så påbörjades verkningsgradsberäkningarna. Till en början beräknades det stökiometriska luftbehovet och rökgasmängden baserat på 1 kg torrsubstans enligt Ekv.(1) och Ekv.(2). Med dessa mängder samt andelen syre i rökgaserna bestämdes luftfaktorn enligt Ekv.(7). När luftöverskottet var känt så bestämdes det verkliga luftbehovet med Ekv.(8) och den totala och torra rökgasmängden enligt Ekv.(9) och Ekv.(10). Detta utfördes med hjälp av ett excelark designat för sådana beräkningar, och dessa kan ses i detalj för varje provtagningstillfälle i Appendix B. Verkningsgraden beräknades med hjälp av den indirekta metoden, beskrivet i avsnitt 4.2. Förlustfaktorerna för rökgasförluster och förluster från oförbränt material beräknades enligt Ekv.(16), Ekv.(17) och Ekv.(18). Pannans strålnings- och konvektionsförluster beräknades på två sätt, både utifrån grafen i Fig.(6) där värdet för pannans maximala effekt är 32 MW, och genom de mätningar som gjordes med värmekamera och lufthastighetsmätare. Genom att beräkna strålnings- och konvektionsförlusterna för respektive värmeöverförande yta med Ekv.(20) och Ekv.(28) och sedan addera detta kunde förlusterna bestämmas. För att beräkna verkningsgraden med hjälp av den indirekta metoden enligt Ekv.(15) användes det högre värdet för värmestrålningsförlusten, samt de övriga beräknade förlustfaktorerna. Detta upprepades sedan för alla tre provtagningstillfällena. Då verkningsgraden hade bestämts så kunde bränsleflödet beräknas med hjälp av Ekv.(14). Även detta upprepades för vardera provtagningstillfälle. 5.5 Känslighetsanalys För att undersöka hur stor påverkan de olika driftparametrarna hade på resultatet så gjordes en känslighetsanalys. Detta innebar att rökgastemperaturen, andelen oförbränt i askan och halten CO i rökgaserna varierades med ± 10 % av dess uppmätta värde för att sedan undersöka hur stor påverkan det gav på slutresultatet, dvs pannverkningsgraden. Då CO-halten tidigare varit problematisk så valdes den att varieras ytterligare för att få ett större perspektiv på dess påverkan på pannverkningsgraden. Detta gör det också möjligt att identifiera vilka parametrar som har störst påverkan på slutresultatet och vilka som behöver undersökas och optimeras mer. 25

Utredning av driftparametrar 6 Utredning av driftparametrar Då provtagningarna var genomförda började utredningen av de driftparametrar som inte har fungerat optimalt. Detta handlade i första hand om halten oförbränt i den fasta resten samt de höga nivåer av CO som uppmätts vid flertalet tillfällen. Tillvägagångssättet för dessa utredningar kommer att presenteras i kommande avsnitt. 6.1 Oförbränt i askan Tidigare askanalyser som har utförts på pannan har visat höga halter av oförbränt i den fasta resten. Anledningen till detta kan bero på flera orsaker. Eftersom askproven vanligtvis tas från slutet av askutmatningen där all typ av aska har blandats så är det svårt att lokalisera orsaken till den höga andelen oförbränt. Några möjliga orsaker har utretts i detta arbete och kommer att presenteras i kommande avsnitt. 6.1.1 Utmatningsskruv under bränsleinmatningen En trolig orsak till den höga halten oförbränt material är den utmatningsskruv som sitter under fastbränsleinmatningen och som matar oförbränd flis som blir kvar på pusherbordet direkt till utmatningstråget. Under pusherbordet sitter en utmatningsskruv som tar bort bränslet som blir kvar på pusherbordet så att pushern kan röra sig fritt. Detta samlas upp i en uppsamlingsficka och via rör och transportskruvar matas det till utmatningstråget. En skiss över bränsleinmatningen och hanteringen av utmatningsprodukterna kan ses i Fig.(10). Fig. 10 Principskiss över bränsleinmatningen och hanteringen av aska och slagg på panna 6. 26

Utredning av driftparametrar Detta gör att helt oförbränd flis hamnar i utmatningstråget utan att passera genom pannan och att ingen värme kan utvinnas ur bränslet. Bilder på det oförbrända i askan kan ses i Fig.(11). Detta medför att Umeå Energi förlorar både nyttig energi och pengar i form av bränslekostnader, deponikostnader och transportkostnader. Fig. 11 En närmare bild från askprovet där pilarna visar stora oförbrända flisbitar. För att beräkna hur mycket som skulle kunna sparas årligen så har driftdata från de senaste åren studerats. Eftersom att pannans drifttid är beroende av väder och oförutsägbara händelser på baslasten så har det varit en kraftig variation på pannans värmeproduktion under de senaste åren. Beräkningarna har därför gjorts utifrån ett intervallperspektiv där den högsta och den lägsta producerade energimängden per år har använts. Endast data från de senaste sju åren har använts, då pannan tidigare användes för baslast, vilket gör att drifttiden då inte kan jämföras med hur pannan körs i dagsläget. Bränslekostnad och pris för askdeponi är baserat på 2017 års förhandlingar och analyserna från provtagningarna har använts för beräkningarna. Ett antagande som gjordes för beräkningarna var att andelen oförbränt i askan skulle kunna minskas till 5 % då det vore osannolikt att det endast är obrännbara ämnen kvar i askan, dvs 0 % oförbränt. 6.1.2 Rostergenomfall En annan möjlig orsak är genomfallet från rosten. Askpartiklar som brunnit färdigt faller mellan rosterplattorna och samlas upp i askfickorna som kan ses i Fig.(10). Dessa partiklar faller också ned i samma asktråg som övriga askpartiklar. Finfraktionerat material som ej brunnit färdig kan då också falla ned mellan rosterplattorna och matas ut. Hur stor del av bränslet som är riktigt finfraktionerat kan bero på vilken metod som används då stamveden flisas. Då stamveden flisas genom klyvning så blir storleken lite större men maskinen är mer känslig mot stenar och metaller som kan följa med stamveden. Då bränslet krossas däremot så finns högre tolerans mot oönskat material, men en större andel finfraktion fås då istället [30]. Bränslet som har använts under provtagningarna innehåller en viss del finfraktion och kan ses i Fig.(8). 27

Utredning av driftparametrar Då rosterplattorna utsätts för värme så expanderar de, likt övriga metaller. Då rosten består av flera sådana plattor som alla expanderar lite olika så kan större hålrum uppstå där plattorna expanderat i olika riktningar. Detta kan också orsaka att större andel finfraktionerat bränsle kan falla igenom rosten. 6.2 CO-halt i rökgasen Kolmonoxid bildas enligt Reaktion (III) och höga halter i rökgaserna tyder på dålig och ofullständig förbränning, vilket förklarades mer ingående i avsnitt 3. Det är därför viktigt ur driftoch bränsleekonomisynpunkt att dessa nivåer är så låga som möjligt. En utredning om vad som orsakar dessa höga nivåer har gjorts för att försöka identifiera dess uppkomst. På 1990-talet gjordes en åtgärd för att försöka minska NO x -utsläppen då pannan eldades med ett mer varierat bränsle. Företaget Mobotec anställdes då för att installera luftdon för ammoniakinsprutning och luftomblandning. Mobotec grundades i Göteborg år 1991 och specialiserade sig som konsulter inom energiproduktion, förbränning och flödesdynamik [31]. De etablerade sig under mitten av 1990-talet i Europa och har under senare år upprättat ett högkvarter i USA och blivit förvärvade av The Power Industrial Group i Storbritannien. De har patenterat ett flertal tekniska lösningar för emissionskontrollering och heter idag Mobotec Group. De har blivit ett av världens ledande företag inom emissionsreducering och optimering av förbränningsprocesser [32]. På panna 6 installerades två av deras patenterade lösningar för NO x reducering och lufttillförsel, ROFA och ROTAMIX. Två stycken ROFA don (Rotating Opposed Fire Air) tillför luft ovanför eldstaden och motverkar i första hand NO x -bildning men kan också öka verkningsgraden, reducera CO-nivåerna i rökgaserna och minska mängden oförbränt i askan [33]. ROTAMIX är ett avancerat SNCR system, även kallat tredje generationens SNCR, som kan optimera användningen av kemikalier för att minska kostnaderna. Även två av dessa don installerades och deras främsta uppgift var då att reducera NO x -utsläppen med hjälp av ammoniakinsprutning [33]. Dessa don installerades på panna 6 år 1993 och har sedan dess använts för tillförsel av sekundärluft. Då det beslutades att enbart elda flis från stamved så behövdes inte SCNR systemet mer på grund av den låga kvävehalten i bränslet. Donen fick dock sitta kvar och används idag för sekundär lufttillförsel. Då pannan haft problem med höga CO-nivåer i rökgaserna under en längre tid så har ett eventuellt samband mellan lufttillförsel och CO-nivåer studerats. Ofta uppstår höga halter av CO under en kortare period, så kallade spikar. Hurvida dessa spikar har ett samband med lufttillförseln och specifikt då med sekundärluften har undersökts genom att studera data från provtagningstillfällena samt data över hela år 2016. Både det totala sekundära luftflödet och regleringen kring dessa don har undersökts i arbetet. Andra parametrar har också jämförts med CO-nivåerna för att utreda och försöka hitta eventuella samband. Pannans nyttiga effekt är en parameter som har undersökts för att se om lasten har någon påverkan på CO-halten och då en indirekt påverkan på en ofullständig förbränning. 28

Resultat 7 Resultat I detta avsnitt presenteras resultatet från verkningsgradsberäkningarna, känslighetsanalysen och utredningen kring driftparametrarna. Dessutom presenteras en jämförelse med den direkt beräknade verkningsgraden för att se hurvida resultatet är representativt. 7.1 Verkningsgradsberäkningar Resultatet från bränsleanalyserna visade att bränslets elementarsammansättning inte varierade så mycket mellan provtagningstillfällena då endast stamvedsflis eldades. Då pannan eldades med en inblandning av torv däremot (prov 2) så såg sammansättningen som förväntat lite annorlunda ut. Ett urval från bränslesammansättningarna kan ses i Tabell (2), och det utförliga bränsleprotokollet från Bränslelaboratoriet finns bifogat i Appendix A1. Tabell 2 Ett urval av resultaten från bränsleanalysen för respektive provtagningstillfälle. Analys Prov 1 Prov 2 Prov 3 Fukthalt [%] 24,7 30,6 26,7 Effektivt värmevärde [MJ/kg] 19,32 19,60 19,19 Kol [%] 51,3 51,7 51,1 Väte [%] 6,3 6,3 6,4 Kväve [%] 0,1 0,4 0,1 Syre [%] 42,0 40,7 41,9 Svavel [%] 0,01 0,04 0,01 Askhalt [%] 0,3 0,9 0,5 Andelen oförbränt i den fasta resten som också beställdes från Bränslelaboratoriet, kan ses i Tabell (3) för de olika provtagningstillfällena. Även det fullständiga laborationsprotokollet för askanalysen finns bifogat i Appendix A2. Tabell 3 Resultatet från askanalysen. Tabellen visar andelen oförbränt i den fasta resten för respektive provtagningstillfälle. Prov 1 Prov 2 Prov 3 Andel oförbränt i fast rest [%] 34,5 10,7 35,3 Resultatet från luft- och rökgasanalysen kan ses i Tabell (4). Då dessa parametrar loggades varje minut under provtagningstillfällena så har ett medelvärde för varje parameter och tillfälle beräknats. 29

Resultat Tabell 4 Luft- och rökgasanalysen. Prov 1 Prov 2 Prov 3 Nyttig effekt [MW] 27,6 28,9 22,0 Rökgastemperatur [ C] 125 129 123 Temp. förbränningsluft [ C] 34,8 33,6 36,3 CO-halt [ppm] 260 39,7 23,5 O 2 -halt [%] 5,0 4,6 6,5 Förlustfaktorerna för vardera tillfälle beräknades och finns beskrivna i Tabell (5). Förlusterna från de värmeöverförande ytorna presenteras i Tabell (6). För vidare beräkningar till pannverkningsgraden har det högre värdet antagits för att minimera risken för felaktiga resultat. Pannans verkningsgrad och bränsleflöde har sedan beräknats utifrån dessa faktorer, och kan också ses i Tabell (5). Tabell 5 Förlustfaktorerna för respektive tillfälle samt pannverkningsgrad och massflöde. Prov 1 Prov 2 Prov 3 Rökgasförlust [%] 5,5 5,7 6,0 Förlust i gasfas [%] 0,1 0,01 0,01 Förlust i fast rest [%] 0,3 0,2 0,5 Lednings- och strålningsförlust [%] 1,3 1,3 1,7 Pannverkningsgrad [%] 92,8 92,8 91,8 Bränsleflöde [kg/s] 1,6 1,67 1,3 Tabell 6 Resultatet av de två olika metoderna för beräkningen av strålnings- och konvektionsförluster. Förlust [MW] Förlustfaktor [%] Grafisk metod 0,4 1,3-1,7 Experimentell metod 0,2 0,6-0,8 Förlustfaktorerna i Tabell (6) är beroende på den nyttiga effekten vid respektive provtagningstillfälle och varierar därför lite då pannan kördes på olika last vid de olika provtagningstillfällena. 30

Resultat Verkningsgraden för de olika tillfällena ligger överlag högt och skiljer sig inte så mycket mellan fallen. Den största förlustfaktorn var som väntat rökgasförluster och de andra förlusterna är relativt små. För att tydliggöra detta ännu mer så visas de olika förlusterna i ett Sankeydiagram, Fig.(12). (a) (b) (c) Fig. 12 Sankeydiagram som visar energiförlusterna för vardera provtagningstillfälle. Sankeydiagrammen för de olika provtagningstillfällena illustreras i Fig.(12a), Fig.(12b) och Fig.(12c) och representerar provtagningstillfälle 1-3. De är alla väldigt lika varandra, vilket beror på att verkningsgraden inte skiljer sig så mycket från varandra i de olika fallen. Bilderna förtydligar att den största förlustfaktorn är värmeförluster från rökgaserna, följt av strålningsoch konvektionsförluster. 31

Resultat 7.2 Jämförelse mot direkt verkningsgrad Pannans direkta verkningsgrad beräknas månadsvis och redovisas i Umeå Energis interna månadsrapporter. För att kunna jämföra den direkta och indirekta metoden med varandra så har den direkta verkningsgraden illustrerats i ett stapeldiagram för de senaste tre åren. Detta kan ses i Fig.(13). Fig. 13 Stapeldiagrammet visar pannverkningsgraden beräknad med den direkta metoden på månadsbasis. De skuggade staplarna visar borträknade månader. Pannans direkta pannverkningsgrad är relativt jämn för varje månad, bortsett från de skuggade staplarna där pannan har haft en drifttid på endast några få timmar per månad och då endast körts på olja. Ett medelvärde av de inräknade månaderna beräknades till ca 0,86, dvs en pannverkningsgrad på ca 86 %. De månader där ingen stapel finns har pannan ej varit i drift, och dessa är heller inte inräknade i medelvärdet. 32

Resultat 7.3 Känslighetsanalys Resultatet av känslighetsanalysen har illustrerats i ett tornadodiagram, vilket kan ses i Fig.(14). Rökgastemperaturen, andelen oförbränt i askan och CO-halten i rökgaserna har varierats med ± 10 % av dess uppmätta värden. Då CO-halten varierat stort under provtagningstillfällena, se Tabell (4), så gjordes också en känslighetsanalys då CO-halten varierades mellan 50-500 ppm. Känslighetsanalysen är gjord på resultatet från det första provtagningstillfället. Fig. 14 Tornadodiagrammet visar känsligheten hos ett antal parametrar. Rökgastemperaturen är den parameter som är mest känslig och CO-halten i rökgaserna är minst känslig. Centrumlinjen i mitten av figuren visar värdet på pannverkningsgraden med dess verkliga värde för det första provtagningstillfället. Värdena i ytterkanterna på staplarna visar ± 10 % av det beräknade värdet. Figuren visar att rökgastemperaturen är den mest känsliga parametern vid beräkningar av pannverkningsgraden. De andra parametrarna ger alla ett väldigt litet utslag på ändringen i verkningsgrad. Då rökgastemperaturen varierades med ± 10 % så gavs ett utslag på pannverkningsgraden som varierade med ± 0,7 % av dess verkliga värde. Den oförbrända andelen i askan har i denna känslighetsanalys också varierats med ± 10 % av dess värde från det första provtagningstillfället för att se vilken påverkan detta gav på förlustfaktorn och slutresultatet. Detta gav ett väldigt litet utslag både på förlustfaktorn och verkningsgraden, mindre än 0,1 %. Den sista parametern som varierades var halten CO i rökgaserna. Då denna varieras med ± 10 % av det ursprungliga värdet så gavs också mindre än 0,1 % förändring i verkningsgraden. Då detta gav så liten variation och CO-halten har varierat stort under provtagningstillfällena så varierades denna parameter också mellan 50-500 ppm. Detta gav en liten större påverkan, ca ± 0,2 % av dess uppmätta värde. 33

Resultat 7.4 Driftparametrar Resultatet från utredningen av driftparametrar har delats upp i två delar, en för andelen oförbränt i askan och en för CO-halten i rökgaserna. Detta kommer presenteras mer ingående i de kommande avsnitten. 7.4.1 Oförbränt i askan Som resultatet av askanalysen visade, se Tabell (3), så är halten oförbränt fortsatt hög för båda provtagningstillfällena då pannan eldades på enbart träflis. Resultatet från beräkningarna av den potentiella årliga besparingen som kan göras om halten oförbränt i askan minskas till 5 % presenteras i Tabell (7). Då pannans drifttid varierat kraftigt under de senaste åren så presenteras resultatet då pannan körts på minst respektive flest antal timmar årligen under de senaste sju åren då pannan använts som spetslast. Tabell 7 Potentiell årlig besparing i SEK och MWh om andelen oförbränt i askan skulle kunna minskas till 5 %. Min Max Besparing [SEK/år] 20 000 55 000 Besparing [MWh/år] 130 450 Dessa beräkningar skulle kunna ge en årlig besparing för Umeå Energi på mellan ca 20 000-55 000 SEK beroende på dess drifttid. Inräknat i denna summa är bränslekostnad samt kostnad för deponering av askan. Transportkostnader för askan till deponi är inte inräknat, men det uppskattas att det även där finns ett mindre antal tusental att spara. Ur energisynpunkt är det mellan ca 130-450 MWh per år som förloras på grund av detta. Varifrån den höga halten oförbränt i askan kommer ifrån har inte kunnat utredas något mer ingående på grund av pannans korta driftsäsong. 7.4.2 CO-halt i rökgasen Utredningen kring den höga CO-halten och dess uppkomst visade att pannans last påverkar CO-nivåerna. Under det tredje provtagningstillfället så upptäcktes ett tydligt samband då lasten minskades och till följd av detta minskade CO-halten näst intill momentant. Grafen i Fig.(15) illustrerar detta på ett tydligt sätt. 34

Resultat Fig. 15 Grafen visar ett samband mellan effekten och CO-halten i rökgaserna under det tredje provtagningstillfället. Som Fig.(15) visar så kan det ses ett tydligt samband mellan pannans effekt och CO-halten i rökgaserna. CO-halten minskar kraftigt och blir mycket jämnare då pannans effekt minskas. Detta samband kan styrkas ytterligare genom att studera samma parametrar vid det första provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt hade ett medelvärde på 28 MW. Här syns tydliga spikar och stora variationer i halten CO i rökgaserna genom hela provtagningen. Detta visas i Fig.(16) nedan. Fig. 16 Grafen visar ett samband mellan effekten och CO-halten i rökgaserna under det första provtagningstillfället. 35

Resultat Resultatet då CO-halten jämfördes med sekundärluften och öppningsgraden på spjällen som reglerar dessa kan ses i Fig.(17) och Fig.(18). Graferna är konstruerade utifrån data från det första provtillfället, och liknande trender kan ses även vid de övriga tillfällena samt under de perioder under år 2016 som har studerats noggrannare. Fig. 17 Grafen visar ett samband mellan sekundärluften och CO-halten i rökgaserna under det första provtagningstillfället. Det sekundära luftflödet ligger relativt stabilt under mättillfället, förutom då det ökas något kring kl 12.00. Vid samma tidpunkt inträffar också en stor CO-spik och sedan fortsätter sekundärluften att öka något. Då CO bildas vid luftunderskott kan man inte se något samband från att CO-spikarna skulle bildas på grund av luftunderskott utifrån denna figur. 36

Resultat Fig. 18 Grafen visar ett samband mellan öppningsgraden på ett av ROFA spjällen och CO-halten i rökgaserna under det första provtagningstillfället. Fig.(17) och Fig.(18) är väldigt lika, vilket också betyder att inget samband finns mellan öppningsgraden på spjällen och CO-halten. Spjället som visas i grafen är ett av ROFA-spjällen som installerades för cirkuleringen av sekundärluften och som varit i drift sedan installationen. Även här ligger öppningsgraden relativt stabilt fram till kl 12.00 då en ökning kan ses. Dessa grafer, Fig.(17) och Fig.(18), visar endast en korrelation mellan sekundära luftflödet och öppningsgraden på spjällen vilket också var förväntat. 37

Diskussion 8 Diskussion För att underlätta förståelsen i diskussionen har den delats upp i tre underkapitel. Först diskuteras provtagningarna och verkningsgradsberäkningarna med fokus på felkällor och resultat. Därefter diskuteras de undersökta driftparametrarna och resultatet från utredningen kring dessa, och slutligen ges några förslag kring fortsatt arbete. 8.1 Provtagningar och beräkningar Det första steget i arbetet var att lägga grunden för verkningsgradsberäkningarna genom provtagning och provberedning. Schemat för provtagningarna användes som grund, men en del ändringar gjordes på grund av diverse oförutsägbara händelser. Dock borde inte detta medföra några större felaktigheter i provtagningen då representativa prov ändå kunde fås. Andra felkällor kring provtagningarna och analysen som bör diskuteras är bland annat osäkerheten i analyserna. Proverna förvarades i tätt förslutna kärl för att förhindra avdunstning, men hurvida fukthalten har förändrats eller inte är svårt att säga. Proverna skickades på analys ca en vecka efter provtagningstillfället och fukthalten borde inte ha påverkats allt för mycket. Analyserna genomfördes enligt Svenska och internationella standarder där en viss mätosäkerhet kan finnas, denna finns bifogad i Appendix A3. I de flesta analyser så är mätosäkerheten väldigt liten, samt att det är små mängder i bränslet så ingen påverkan ges på resultatet. Den parameter som potentiellt kan påverka pannverkningsgraden är bränslets värmevärde, vilket direkt kan ses i ekvationen för den tillförda energin, Ekv.(13), och som sedan används i beräkningarna för de flesta förlustfaktorerna. I samma ekvation gjordes också antagandet att försumma alla hjälp- och driveffekter från diverse pumpar och fläktar. Detta antagande påverkar också resultatet en aning, men dessa effekter är väldigt små i förhållande till bränslets tillförda effekt, samt att de är svåra att bestämma och skulle då ha gett en större osäkerhet i resultatet. Enligt den indirekta metoden är pannverkningsgraden för panna 6 hög, ca 92-93 %, vilket är högre än förväntat för en panna byggd på 1980-talet. Om detta jämförs med den direkta verkningsgraden, som kan ses i Fig.(13) så ligger den lite högre än medelvärdet för verkningsgraden beräknat med den direkta metoden. Detta kan bero på att den direkta metoden tar hänsyn till alla drifttimmar under en månad där både flis och olja under uppstarten inkluderas. Under en månad så hinner pannan ibland eldas upp och ned flera gånger, vilket kan påverka pannverkningsgraden. Good m.fl visade också att större osäkerheter finns i den direkta metoden, vilket också kan bidra till att värdena skiljer sig från varandra [34]. Förlusten från värmeöverförande ytor beräknades som tidigare nämnts både via strålning och konvektion med hjälp av uppmätta värden, samt genom grafen som är framtagen för den tyska standarden DIN 1942, se Fig.(6). Denna graf är framtagen genom att ett flertal olika pannor har studerats, och många av dessa pannor är av liknande årsmodell som panna 6 då standarden togs i bruk redan år 1994. Detta gör att grafen mest troligt ger ett representativt värde på värmeförlusten. Värdet från grafen inkluderar också intilliggande varma ledningar och ger därför ett högre värde än det beräknade gör. Den beräknade värmeöverföringen från strålning och konvektion avser endast pannkroppen och ångdomen och inga intilliggande ledningar som också kan klassas som värmeöverförande ytor. Ett medelvärde för yttemperaturen uppskat- 38

Diskussion tades, men då det var stor variation i temperatur på olika platser på pannans ytterväggar kan detta medföra en viss osäkerhet. Vid skarvar i plåten, uttag för ledningar och titthål var temperaturen betydligt högre, och på vissa ställen var den så pass hög att värmekamerans intervall överskreds. Även lufthastigheten uppskattades till ett medelvärde för att avgöra om det var naturlig eller forcerad konvektion, dock var denna jämnare och varierade inte så mycket på olika ställen längsmed pannkroppen. Då denna metod innebar många antaganden och gav ett lägre värde på förlusten så valdes denna metod bort då vidare beräkningar gjordes. Detta gjorde att resultatet på verkningsgraden blev lite sämre, men detta gjordes medvetet för att inte presentera en verkningsgrad som är missvisande. Vid provtillfälle två eldades träflis med en inblandning av torv i bränslet. Detta är ingen bränslemix som vanligtvis används, utan anledningen till att torv blandades in var för att kalibrera mätutrustningen. För att få upp svavel- och kvävehalten i rökgaserna till relativt höga nivåer så blandades torv, som är ett svavelrikt bränsle in. Detta resultat är därför inte helt relevant för arbetet, men det kan ses som ett bra tillfälle att samla data och studera skillnader hos intressanta driftparametrar vid olika bränslemixar. För att undersöka vilka parametrar som hade störst påverkan på resultatet gjordes en känslighetsanalys där resultatet illustrerades i ett tornadodiagram, se Fig.(14). Det visade att rökgastemperaturen har störst påverkan på pannverkningsgraden, och att de övriga parametrarna inte påverkar resultatet nämnvärt. Att värme och fukt transporteras ut ur skorstenen med rökgaserna är givetvis en stor förlust, men då ingen rökgaskondensering finns på anläggningen så är det svårt att sänka temperaturen någonting mer och ta till vara på dess energi. Om rökgastemperaturen sänks mer finns också en risk för korrosion på grund av syrautfällning från rökgaserna. Då tidigare arbeten har gjorts kring rökgaskondensering på Ålidhems värmeverk är detta ingenting som kommer att diskuteras vidare i detta arbete [10]. Anledningen till att de övriga parametrarna inte är känsliga för ändringar och att förlustfaktorerna därmed är låga beror till stor del på det fina bränslet som eldas i pannan. På grund av bränslets låga askhalt så påverkas inte förlusten från den fasta resten speciellt mycket trots att halten oförbränt är väldigt hög. Däremot har bränslets askhalt en större påverkan, vilket kan kopplas till Ekv.(18). 8.2 Driftparametrar Som tidigare nämnts har det varit svårt att identifiera orsaken till den höga andelen oförbränt i askan. Då pannan var i drift vid provtagningstillfällena så observerades ett genomfall från inmatningen okulärt genom en lucka placerad vid uppsamlingsfickan som kan ses i Fig.(10). Om majoriteten kommer från detta genomfall behöver undersökas vidare, men då detta är en trolig orsak till den höga halten oförbränt i askan så kommer några åtgärder diskuteras vidare. Då bränslet har varit på väg att matas in i pannan så finns en risk att bränslet kan antända på grund av värme och glödrester. Därför konstruerades denna lösningen när pannan byggdes om till en biobränslepanna då ett visst genomfall vid inmatningen är svårt att undvika. Detta medför att bränslet inte kan återföras till buffertsilon eller bränslestupet på grund av brandrisk. Om en återföring till bränslestupet ska vara ett alternativ så måste ett avancerat 39

Diskussion slussystem byggas där det säkerställs att det återförande bränslet inte kan komma i kontakt med buffertsilon. Av samma anledning är det inte heller möjligt att samla upp bränsleresterna i ett slutet kärl eller liknande. De återstående alternativen är då att återföra bränslet direkt till pannan via en omkonstruktion, eller försöka få inmatningen så tät så att inget eller minimalt läckage uppstår. Som nämnts tidigare är området omkring pannan trångt och en eventuell omkonstruktion kring inmatningen kan vara besvärlig. Uppsamlingskärlet sitter idag ca 1 meter under pushern, vilket försvårar återinförseln då bränslet måste föras uppåt. En intressant observation vid analysen från det andra provtagningstillfället då pannan eldades med torvinblandning är att andelen oförbränt i askan är mer än tre gånger mindre än vid ren flisförbränning, vilket kan ses i Tabell (3). Detta styrker teorierna om genomfall både vid inmatningen och genom rosten, då torven är mycket större och inte kan falla igenom i samma utsträckning. Att pannan inte har en tillräckligt lång uppehållstid för att bränslet ska förbrännas fullständigt är en trolig orsak då rosten och pannan är liten i förhållande till dess installerade effekt. Framför allt är det höjden på pannan som är lägre än önskat på grund av byggnadskraven. Att göra pannan större är inget alternativ då det inte finns plats samt att det är alldeles för dyrt med tanke på hur få drifttimmar pannan har varje år. Den energi som går förlorad på grund av den höga andelen oförbränt i askan presenterades inom ett intervall då drifttiden är den avgörande parametern och den har sett väldigt olika ut under de senaste åren. Innan år 2010, då Dåva 2 togs i drift kördes pannan betydligt fler timmar, eftersom den då användes i baslasten. De senaste åren har medeltemperaturen på vintern varit ovanligt varm, vilket har inneburit att pannan inte har varit i drift lika mycket som tidigare år. Hur det ser ut de kommande åren går bara att spekulera i, men om klimattrenden kommer att hålla i sig så hamnar energi- och kostnadsförlusten någonstans i mitten av intervallet. Under arbetet har det eventuella sambandet mellan CO-spikar och sekundärluften undersökts. Hypotesen har hela tiden varit att det finns ett samband mellan dessa och att sekundärluften initierade de höga och ojämna CO-nivåerna. Under arbetets gång har det dock framkommit att det inte finns någon direkt påverkan från sekundärluften, och då heller inte från spjällen och dess öppningsgrad. Från Fig.(17) och Fig.(18) kan det snarare urskiljas att CO-spikarna uppstår först och att sekundärluften då försöker kompensera för luftunderskottet. Samma trend går att urskilja från alla tre provtagningstillfällen, vilket styrker denna teori än mer. Enligt Yin m.fl som summerat den kännedom som finns kring rosterpannor så är roterande lufttillförsel ovanför eldstaden ett av de bästa sätten att minska emissioner och förbättra förbränningen i en äldre rosterpanna [35]. Eftersom det lokalt kan se olika ut i en rosterpanna i och med olika primärluftszoner och att bränslet inte är helt homogent så är omblandningen med hjälp av sekundärluften extra viktig. Haddad m.fl informerar också att den främsta fördelen med lufttillförsel ovanför eldstaden är NO x reducering, men också att rökgastemperaturen i pannan blir jämnare fördelad, samt att värmeöverföringsförmågan ökar [33]. Båda dessa egenskaper medför en förbättrad förbränningsmiljö och en ökad verkningsgrad. 40

Diskussion Som Fig.(15) och Fig.(16) visar däremot så syns ett tydligt samband mellan CO-nivåerna och effekten. Detta kan betyda att förbränningen inte är lika god vid maxlast som vid ca 20-22 MW. Orsaken till detta har inte undersökts någonting mer, men en trolig teori är att pannans design och utformning påverkar detta. Då pannan körs på maxlast kan det hända att bränslet inte hinner förbrännas färdigt i förbränningszonen på rosten, utan att uppehållstiden helt enkelt blir för kort. Att CO-halten är mer än 10 gånger högre vid första provtagningstillfället jämfört med tredje tillfället påverkar inte utslaget på förlustfaktorn eller verkningsgraden nämnvärt. Det kan göra att man lätt missar detta samband då verkningsgraden överlag ligger högt. Ur miljösynpunkt finns inga restriktioner på CO-utsläpp från pannan i dagsläget, men då det är en gas med negativ miljö- och hälsopåverkan samt en indikation på ofullständig förbränning är höga nivåer väldigt oönskat. Att både CO-halterna och andelen oförbränt är höga kan sammankopplas då båda är indikatorer på en ofullständig förbränning. Att de har något samband mellan varandra är därför också troligt. Dock bör inte 35 % oförbränt i askan vara från en dålig förbränning i pannan, utan någon form av genomfall orsakar mest troligt detta. Enligt värmeforsk och deras dokument Bränslehandboken så är det oftast inga stora driftrelaterade problem vid förbränning av trädbränslen i rosterpannor [36]. Beläggningar och korrosion är oftast inga problem på grund av höga asksmälttemperaturer och gynnsamma askegenskaper hos bränslet. Andra biobränslen kan orsaka problem med korrosion och beläggningar, men då är det oftast åkerbränslen eller grot som är problematiska. Rena träbränslen har också väldigt låga askhalter, vilket också minimerar driftrelaterade problem. Detta stämmer väl in på pannan då den inte har några problem med korrosion och beläggningar [14]. 8.3 Förslag till fortsatt arbete Då arbetet har visat att verkningsgraden är hög och överensstämmer relativt bra överens med den direkta verkningsgraden beräknat för varje månad så behöver inga mer studier kring det att göras. Däremot finns det en hel del att fortsätta utreda kring driftparametrarna för att de ska fungera så bra som möjligt. En vidare utredning kring varifrån den höga andelen oförbränt i askan kommer är ett bra steg att gå vidare. Ett förslag är att koppla om ledningen mellan uppsamlingsfickan och asktråget och samla upp genomfallet under kontrollerade och övervakade former för att då mäta andelen oförbränt i askan igen och på så sätt utreda om genomfallet från inmatningen orsakar de höga halterna oförbränt. Kring halten CO i rökgaserna föreslås ett vidare arbete kring det eventuella sambandet mellan CO-halten och pannans effekt. En vidare utredning där det går att fastställa detta samband och undersöka om pannans utformning och design är orsaken till detta rekommenderas, samt att identifiera den kritiska effektgräns där pannans drift- och emissionsparametrar stabiliserar sig. Om detta är fallet rekommenderas pannan att inte köras på maxlast utan att dra ner på effekten något. 41

Slutsatser 9 Slutsatser Syftet med arbetet har varit att hjälpa Umeå Energi att få en bättre överblick över pannans drift samt att förbättra dess bränsleekonomi och driftparametrar. Detta har uppfyllts under arbetets gång och resultatet från verkningsgradsberäkningarna har visat att panna 6 överlag fungerar väldigt bra. Verkningsgraden är hög, vilket medför ett bra energiutbyte mellan bränslet och pannan. Det som däremot kan förbättras är pannans bränsleekonomi i och med de höga halterna oförbränt i askan samt att minska halten CO i rökgaserna. De slutsatser som dras från detta examensarbete är därmed att Pannans verkningsgrad är hög och dess drift är god. Bränsleekonomin går att förbättra genom att minska andelen oförbränt i askan. Detta görs troligen genom att täta bränsleinmatningen eller återföra genomfallet till pannan. Inget samband mellan CO-halten och sekundärluft finns, och heller inte mellan öppningsgraden på spjällen och CO-halten. Däremot syns ett samband mellan effekt och CO-halt som det rekommenderas att studera vidare. De roterande sekundärluftsdonen ROFA och ROTAMIX påverkar endast förbränningen positivt. 42

Referenser Referenser [1] Lisa V. Alexander m.fl, FN:s klimatpanel Klimatförändring 2013 Den naturvetenskapliga grunden Sammanfattning för beslutsfattare Bidrag från arbetsgrupp I (WGI) till den femte utvärderingen av International Panel on Climate Change (IPCC), 1.1. Naturvårdsverket, 2013, isbn: 978-91-620-6592-8. [2] United Nations Framework Convension on Climate Change. (2016). The paris agreement, URL: http://unfccc.int/paris_agreement/items/9485.php (hämtad 2017-01-26). [3] Svensk Fjärrvärme. (2016). Om fjärrvärme, URL: http://www.svenskfjarrvarme.se/ Fjarrvarme/ (hämtad 2017-01-26). [4], (2015). Tillförd energi, URL: http://www.svenskfjarrvarme.se/statistik-- Pris/Fjarrvarme/Energitillforsel/ (hämtad 2017-01-26). [5] Energiföretagen. (2017). Ta vara på energin, URL: http://svenskfjarrvarme.se/tavara-pa-energin/om-fjarrvarme/ (hämtad 2017-01-26). [6] Svensk Fjärrvärme. (2014). Industriell spillvärme, URL: http://www.svenskfjarrva rme.se/medlem/fokusomraden- /Energitillforsel- och- produktion/spillvarme/ (hämtad 2017-01-31). [7] Umeå Energi. (2017). Kraftvärmeverken Dåva 1 och Dåva 2, URL: http://www.umeaen ergi.se/om-oss/produktion/dava-1-och-2 (hämtad 2017-01-31). [8] M. Söderlund, Bestämning av pannverkningsgrad - Ålidhemsvärmeverk, Master Thesis, 2015. [9] M. Rönngren, Kontroll av pannverkningsgrad Dåva kraftvärmeverk, Master Thesis, 2014. [10] E. Pahkala, Rökgaskondensering på Ålidhems värmeverk, Master Thesis, 2013. [11] Naturvårdsverket, Förbränningsanläggningar för energiproduktion inklusive rökgaskondensering, Branschfakta Naturvårdsverket, Teknisk Rapport, 2005. [12] M. B. Toftegaard, J. Brix, P. A. Jensen, P. Glarborg och A. D. Jensen, Oxy-fuel combustion of solid fuels, Elsevier, vol. 36, s. 581 625, 2010. [13] NE Nationalencyklopedin. (2017). Elektrofilter, URL: http://www.ne.se.proxy.ub. umu.se/uppslagsverk/encyklopedi/lang/elektrofilter (hämtad 2017-03-13). 43

Referenser [14] Å. Benckert- Miljöingenjör, Leveransstöd, Umeå Energi, Personlig kommunikation, datum: 2017-02-14. [15] NE Nationalencyklopedin. (2017). Förbränning, URL: http://www.ne.se.proxy.ub. umu.se/uppslagsverk/encyklopedi/lang/forbranning (hämtad 2017-03-08). [16] M. Soleimani-Mohseni, L. Bäckström och R. Eklund, EnBe Energiberäkningar, 1.1. Studentlitteratur AB, 2014, isbn: 978-91-44-08869-3. [17] NE Nationalencyklopedin. (2017). Kolmonoxid, URL: http://www.ne.se.proxy.ub. umu.se/uppslagsverk/encyklopedi/lang/kolmonoxid (hämtad 2017-04-19). [18] P. McKendry, Energy production from biomass (part 3): Gasification technologies, BIORESOURCE TECHNOLOGY, vol. 83, s. 55 63, 2002. [19] L. Wester, Förbrännings- och rökgasteknik, Institutionen för Energiteknik, Mälardalens Högskola, Kompendium, 2002. [20] S. Fredreriksen och S. Werner, Fjärrvärme och fjärrkyla, 1.1. Studentlitteratur AB, 2014, isbn: 978-91-44-08529-6. [21] P. Brimblecombe, Air Composition and Chemistry, Second edition. Trumpington Street Cambridge CB2 1RP: Cambridge University Press, 1996, isbn: 0-521-45366-6. [22] NE Nationalencyklopedin. (2017). Verkningsgrad, URL: http://www.ne.se.proxy.ub. umu.se/uppslagsverk/encyklopedi/lang/verkningsgrad (hämtad 2017-03-16). [23] SS-EN 12952-15 Vattenrörspannor och hjälpinstallationer - Del 15: Leveransprovning, Swedish Standards Institute, SIS Förlag AB Stockholm, Standard, 2003-11. [24] DIN 1942:1994-02 Acceptance Test for Steam Generators, DIN Deutsches Institut für Normung, Tyskland, Standard, 1994-02. [25] R. Schuster och A.-K. Hjalmarsson, Begränsning av koloxidhalt i rökgaser från fastbränsleeldning, Naturvårdsverket, Teknisk Rapport, 2001. [26] Y. A. Cengel och A. J. Ghajar, Heat and Mass Transfer: Fundamentals and Applications, Fifth edition. Penn Plaza New York, NY, 10121: McGraw-Hill Education, 2015, isbn: 978-981-4595-27-8. [27] ASME PTC4-2008 Fired Steam Generators - Performance Test Codes, The American Socity of Mechanical Engineers, Three Park Avenue, New York, NY, Standard, 2008-11. 44

Referenser [28] Bränslelaboratoriet Umeå AB. (2017). Analyser, URL: http://www.branslelaborator iet.se/ (hämtad 2017-03-07). [29] SS 187187 Fasta bränslen - Bestämning av halten oförbränt i fasta restprodukter, Swedish Standards Institute, SIS Förlag AB Stockholm, Standard, 1995-03. [30] K. Lindberg- Planeringsingenjör, Energileverans, Umeå Energi, Personlig kommunikation, datum: 2017-03-29. [31] Mobotec AB. (2014). About Mobotec, URL: http : / / www. mobotec. com / mobotec - about.html (hämtad 2017-04-03). [32] Mobotec, Broschyr, The Power Industrial Group, 2014. [33] E. E. Haddad, J. S. Chrilley och B. S. Higgins, The Viability and Economics of adding a ROFA/Rotamix MobotecSystem to a Selective Catalytic Reduction (SCR) Installation, NETL/DOE 2003 Conference on SCR and SNCR for NOx reduction, s. 1 11, 2003. [34] J. Good, T. Nussbaumer, J. Delcarte och Y. Schenkel, Determination of the efficiencies of automatic biomass combustion plants, International Energy Agency, Verenum, 22 Nov 2006. [35] C. Yin, L. A. Rosendahl och S. K. Kaer, Grate-firing of biomass for heat and power production, Progress in energy and combustion sience, vol. 34, s. 725 754, 2008. [36] B. Strömberg och S. H. Svärd, Bränslehandboken, Värmeforsk AB, Teknisk Rapport, 2012. 45

Analyser Appendix A Analyser A.1 Bränsleanalys Fig. A1 Fullständig bränsleanalys från Bränslelaboratoriet i Umeå. I

Analyser A.2 Askanalys Fig. A2 Fullständig askanalys från Bränslelaboratoriet i Umeå. II

Analyser A.3 Mätosäkerhet METODFÖRTECKNING för ackrediterade analyser med angivande av mätosäkerhet och mätområde Fasta biobränslen, torv och askor Analysvariabel Provtyp Metod *Relativ mätosäkerhet (±) Provberedning A SS 18 71 17 Provberedning B SS-EN 14780:2011 Torrhalt A, B SS-EN 14774-2:2009 SS-EN 14774-2:2009 SS-EN 14774-3:2009 2 % 5 % 10 % Askhalt B SS-EN 14775:2009 2 % 6 % 20 % Mätområde 80-100 % 50-80 % 15-50 % 5-60 % 1-5 % 0.1-1 % Värmevärde B SS-EN 14918:2010 1 % 10-30 MJ/kg TS Syre (beräkning) B SS-EN 14918:2010 - - Kol B EN ISO 16948:2015 2 % 30-80 % Väte B EN ISO 16948:2015 6 % 3-7 % Kväve B EN ISO 16948:2015 6 % 22 % 1-5 % 0.1-1 % Svavel i bränsle B EN ISO 16994:2015 8 % 14 % 0.1-10 % 0.01-0.1 % Klor A, B SS 18 71 54 16 % 0.01-1 % Svavel i aska A SS 18 71 86 6 % 24 % 0.1-10 % 0.01-0.1 % Oförbränt i aska A SS 18 71 87 12 % 1-90 % Flyktiga ämnen B SS-EN 15148:2009 2 % 50-90 % Askans smältförlopp A, B SIS-CEN/TS 15370/ 4 % 800-1500 C ASTM D1857 Skrymdensitet, pellets 5l B SS-EN 15103:2010 2 % 500-900 kg/m 3 Hållfasthet i pellets B SS-EN 15210-1:2010 1 % 2 % 97.5-100 % 50-97.4 % Längd och Diameter, pellets B SS-EN 16127:2012 10 % 2 % 0.1-150 mm 0.1-30 mm A = Aska B = Bränslen TS=torrsubstans * Angiven som utvidgad mätosäkerhet med täckningsfaktor 2 vilket ger en konfidensnivå på 95%. Bestämning av kalorimetriskt värmevärde: Provet torkas vid 105ºC innan analys av värmevärde. Det kalorimetriska värmevärdet anges vid konstant volym, ingen korrigering för svavel görs vid halter under 1%. Det effektiva värmevärdet anges vid konstant tryck. Vid beräkning av det effektiva värmevärdet korrigeras det kalorimetriska värmevärdet med provets väte- och syrehalt. Om väte och syre inte är analyserade i provet korrigeras det kalorimetriska värmevärdet med schablonvärden. För flis, träbränsle, bark och liknade material korrigerar man med 6.0 % väte och 39 % syre. För torv korrigerar man med 5.8 % väte och 32 % syre. Syrehalten beräknas enligt: 100 -kolhalt -vätehalt -kvävehalt -svavelhalt -askhalt -klorhalt = % syre (alla värden är i % av torrsubstans). Bestämning av total klorhalt: Uppslutning sker med Eschka-blandning i ugn vid 675 ºC och bestäms genom titrering enligt Mohr. Bestämning av total svavelhalt: Uppslutning sker genom förbränning och bestäms med infraröd detektion. Bränslelaboratoriet Umeå AB Telefon: 090 7868771 www.branslelaboratoriet.se Verkstadsgatan 13, 904 32 Umeå v.2015-12-23 Fig. A3 Mätosäkerhet och mätområde för de genomförda ask- och bränsleanalyserna. III

Beräkningar B Beräkningar Fig. A4 Bränslemallen för det första provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var ca 28 MW. IV

Beräkningar Fig. A5 Bränslemallen för det andra provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var ca 29 MW. V

Beräkningar Fig. A6 Bränslemallen för det tredje provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var ca 22 MW. VI

Mollierdiagram C Mollierdiagram Fig. A7 Mollierdiagrammet där utomhusluftens absoluta fuktighet (fuktkvot) bestämdes för provtagningstillfällena. VII

Värmekamera D Värmekamera Fig. A8 Kamerabild från värmekameran som användes vid bestämning av pannans yttemperatur. Fig. A9 Kamerabild från värmekameran som användes vid bestämning av pannans yttemperatur. VIII