energie z biomasy xiii - Energetický ústav

Transkript

editoři:
Michal Špiláček
Martin Lisý
ENERGIE Z BIOMASY XIII
Sborník příspěvků z odborné konference
VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ
FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ
ENERGETICKÝ ÚSTAV
Odbor energetického inženýrství
2012
Publikace je sborníkem příspěvků z odborné konference Energie z biomasy XIII, která se konala ve
dnech 27. - 29. listopadu 2012 v Lednici. Články pocházejí z pera autorů, kteří působí na výzkumných a
akademických pracovištích v ČR a SR, a zabývají se tematikou biomasy a odpadů jako obnovitelného
zdroje energie – především technickou a ekologickou stránkou jejich využití.
Příspěvky jsou zaměřeny na produkci a využití alternativních paliv na bázi biomasy, jejich chování a
emise při spalování a zplyňování, úpravu plynu ze zplyňování biomasy a analytické metody používané
v dané oblasti. Část příspěvků je zaměřena také na ekologické aspekty energetického využívání
biomasy a odpadů.
Titulní strana: ilustrační foto
Editoři: Michal Špiláček, Martin Lisý
Vysoké učení technické v Brně, 27. listopadu 2012
ISBN 978-80-214-4685-4
Články nebyly pozměňovány ani neprošly jazykovou úpravou.
PŘEDMLUVA
Letošní tradiční setkání doktorandů a mladých výzkumných pracovníků proběhlo již jako dvanácté
v pořadí, z toho desáté organizované Energetickým ústavem, Fakulty strojního inženýrství, VUT v Brně. Seminář
byl věnován především energetickému využívání biomasy, odpadů a otázkám ochrany životního prostředí a
proběhl ve dnech 27. a 28. listopadu 2012 v atraktivním prostředí lázní Lednice. Pravidelně se zúčastňují mladí
vědecko výzkumní pracovníci z předních universitních pracovišť v ČR a SR, zabývajících se problematikou
energetického využívání biomasy a spalitelných odpadů. Bylo předneseno 19 referátů, dále řada diskusních
příspěvků.
Vedle doktorandů a pracovníků z pořádajícího VUT v Brně a univerzitních pracovišť, se jako každým rokem,
zúčastnili pozvaní odborníci z praxe. Přednesené referáty byly věnovány výzkumu termofyzikálních vlastností
paliv z biomasy, úpravy biomasy, peletování, efektivnímu spalováním a zplyňováním různých druhů biomasy a
alternativních paliv. Řada příspěvků mladých vědeckých pracovníků byla věnována analýze získaného plynu,
stanovení problematických látek přítomných v syntézním, plynu a také technologiím čištění syntézního plynu.
Další příspěvky jsou věnovány důležitým ekonomickým studiím možností využívání biomasy pro energetické
účely.
Obsahy většiny příspěvků, které jsou zpravidla i tématy doktorských disertačních prací autorů, řeší aktuální
problémy vycházející z potřeb průmyslové praxe. Využívání biomasy jako obnovitelného zdroje energie je
podporováno jak legislativně tak ekonomickými stimuly. Cílená podpora ze strany státních orgánů a ekonomické
stimuly vedou k většímu využívání biomasy zejména při kombinované výrobě elektrické energie a tepla.
Neopominutelným kladem semináře je navázání spolupráce mezi účastníky, které vede k větší propojenosti
jednotlivých školicích univerzitních pracovišť. Setkání umožňují neformální navázání osobních kontaktů mladých
vědeckých pracovníků a poskytují začínajícím doktorandům možnost odzkoušet si presentaci výsledků své
vlastní vědecko výzkumné práce v neformální a přátelské atmosféře.
Doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc.
ředitel Energetického ústavu
odborný garant semináře
¨
Energie z biomasy XIII – odborný seminář
Brno 2012
BENIAK J.
Optimálná úprava biomasy pred jej energetickým zhodnotením .................................................................... 11
Drvenie je technologický proces, v ktorom sa materiál delí na menšie časti (napr. drvenie nadrozmerných štiepok
a triesok na technologické triesky požadovanej veľkosti, drobenie ináč nespracovávaného odpadu - odrezkov z
veľkoplošných dosiek, starých paliet, obalov, kôry a pod. - na štiepky a drobný odpad pre energetické účely).
Drvenie rôzneho materiálu sa môže uskutočňovať rezaním, trhaním, nárazom nástroja na materiál, rozbíjaním
dreva medzi pohyblivými a pevnými nástrojmi, tlakom a pohybom drevných častíc medzi nástrojmi. V technológii
drvenia môže prebiehať aj viac procesov súčasne.
BIATH P., ONDRUŠKA J.
Upravené lisovací nástroje guĽového peletovacieho lisu ............................................................................... 19
Článok sa zaoberá aktuálnym stavom výskumu v oblasti guľového peletovacieho lisu. V krátkosti je v článku
popísaný vývoj lisu, princíp fungovania lisu a taktiež jeho základné súčasti. Hlavným cieľom článku bolo popísať
pôvodné lisovacie nástroje guľového lisu a jeho upravené lisovacie nástroje. V článku sú popísané aj merania
medzier medzi nástrojmi v zloženom stroji. Tiež boli porovnané dosiahnuté výsledky lisovania s pôvodnými
a upravenými nástrojmi.
ČAČKO V., ONDRUŠKA J., KŘIŽAN P.
Ekonomický rozbor briketovacích a peletovacích linek pre spracovanie dendromasy ................................ 25
Príspevok sa zaoberá analýzou niekoľkých briketovacích a peletovacích liniek na spracovanie biomasy ako aj
využitím biomasy všeobecne a tiež technológiami na spracovanie biomasy. Hlavným cieľom príspevku je
zhodnotenie vybraných konkrétnych liniek s ekonomického hľadiska pričom sme sa sústredili na linky
spracovávajúce dendromasu. Medzi nosné hodnotiace kritériá patria energetické, investičné a celkové náklady
na 1 kg vyprodukovaného biopaliva.
HÁDKOVÁ K.
Úprava bioplynu membránovou separací.......................................................................................................... 31
Příspěvek se věnuje úpravě bioplynu na biomethan a zaměřuje se především na membránovou separaci. Jsou
zde uvedeny technologie používané pro čištění plynu, které se používají v praxi, a dále technologie používané
pro odstraňování CO2 z bioplynu, tedy tzv. upgrading na biomethan.
JABLONSKÝ G., VARGA A.,VASZI Z.
Úprava výstupu drevného plynu zo splyňovacieho generátora modelovaním prúdenia vo vrstve kusového
materiálu ............................................................................................................................................................... 37
Splyňovanie drevnej biomasy sa podieľa na výrobe tepla a elektriny najmä v energeticky výhodnom
kogeneračnom systéme výroby energií. Zvládnutie technológie splyňovania nezahrňuje len správne navrhnutá
geometria reaktora, ale aj vhodne zvolenie vstupných otvorov na vsádzkovanie paliva, splyňovacieho vzduchu a
výstupných otvorov na odvod vyrobeného drevného plynu a zostatkového popola. Práca sa zaoberá
modelovaním prúdenia vo vrstve kusového materiálu, ktorá slúži pre voľbu najvhodnejšieho umiestnenia otvoru
na výstup produkovaného drevného plynu
JÍLKOVÁ L., CIAHOTNÝ K., KUSÝ J., ČERNÝ R.
Kopyrolýza uhlí a biomasy na poloprovozní jednotce ..................................................................................... 41
Příspěvek se zabývá kopyrolýzou směsí hnědého uhlí a extrahovaného řepkového šrotu na poloprovozní
jednotce. Pyrolýzy byly prováděny při teplotě 650 °C. Žádaným produktem je kapalný kondenzát, ze kterého byla
oddělena vodná fáze. Organická fáze bude v budoucnu využívána jako surovina pro katalytickou hydrogenační
rafinaci za účelem získání látek, které by byly využitelné v rafinériích spolu s ropnými frakcemi.
KOČANOVÁ S., FURKA F., JABLONSKÝ G., LUNKIN V.
Kombinovaná výroba tepla a elektriny - kogenerácia založená na spaľovaní a splyňovaní pevnej biomasy
............................................................................................................................................................................... 47
Technológie kombinovanej výroby tepla a energie založené na spaľovaní a splyňovaní biomasy boli intenzívne
vyvinuté počas posledných rokov. Kogeneračné technológie založené na spaľovaní biomasy dosiahli vysokú
úroveň rozvoja. Splyňovanie biomasy a s ním spojená kombinovaná výroba tepla a elektriny predstavujú
potenciál budúcnosti, no ešte nedosiahli úroveň rozvoja, ktorá umožňuje komerčné využitie.
[7]
Brno 2012
Pre všetky technológie kogenerácie prebieha značné úsilie v oblasti výskumu a vývoja, predovšetkým so
zameraním na ďalší technologický vývoj za účelom zvýšenia ich účinnosti a dostupnosti.
KŘIŽAN P., MATŮŠ M.
Analýza parametrov vplývajúcich na optimalizáciu tvaru a rozmeru výliskov .............................................. 53
Cieľom príspevku je poukázať na parametre, ktoré musia byť uvažované pri optimalizácii tvaru a rozmeru tuhých
ušľachtilých biopalív (TÚBP). Určité tvary a rozmery TÚBP sú všeobecne známe a dané. Avšak nie každý tvar
a rozmer výlisku je vhodné pre konkrétne spôsoby energetického zhodnocovania. Na výsledný tvar a rozmer
výliskov je nutné sa pozerať z pohľadu konštrukcie zhutňovacích strojov, konštrukcie spaľovacích zariadení,
automatizácie spaľovacieho procesu, dimenzovania podávacích zariadení, skladovania a prepravy výliskov.
Prezentovaná analýza parametrov, zohľadňuje vyššie menované pohľady a preto bude možné vykonať
optimalizáciu tvaru a rozmeru TÚBP.
MATÚŠ M., KŘIŽAN P.
Stlačiteľnosť drevných pilín ............................................................................................................................... 63
Partikulárna látka z biomasy akou sú drevné piliny je veľmi rôznorodá. Základným parametrom vypovedajúcim o
lisovanej partikulárnej látke je jej stlačiteľnosť kvantifikovaná súčiniteľom stlačiteľnosti. Poznanie tohto súčiniteľa
pre konkrétny materiál je základným predpokladom aplikácie rovníc stlačiteľnosti pri popise procesu lisovania a
výpočtoch potrebného pracovného zaťaženia. Príspevok sa zaoberá metodikou stanovenia súčiniteľa
stlačiteľnosti drevných pilín a realizovanými experimentmi na jeho kvantifikovanie pre borovicové piliny.
ONDRUŠKA J., ČAČKO V., BIATH P.
Energetické zhodnocovanie tuhých ušľachtilých biopalív z fytomasy........................................................... 69
Fytomasa ako trávnatý porast predstavuje zdroj relatívne ľahko dostupnej ekologickej energie, ktorej hnacím
motorom je slnko. V rámci našich aktivít sa snažíme hladať optimalizovaný spôsop zhodnotenie tejto suroviny pre
daú lokalitu. Jedným s kritérií posudzovania je minimalizácia vplyvu procesu na prostredie a hľadanie dlhodobo
udržateľných riešení z viacerých pohľadov.
POHOŘELÝ M., JEREMIÁŠ M., BEŇO Z.
Zplyňování ligno-celulózové biomasy ve fludní vrstvě písku a směsi písku s dolomotickým vápencem .. 75
Příspěvek je zaměřen na posouzení možností využití ligno-celulózové biomasy ve fluidním zplyňovacím
generátoru z výhodných svozových oblastí (s akčním rádiem do 50 km), tj. do výkonového měřítka cca 3 MWe.
Hlavním cílem experimentů bylo zhodnotit vliv částečné náhrady inertního materiálu fluidního lože (písku)
materiálem katalyticky aktivním (dolomitickým vápencem) na složení a čistotu vyráběného generátorového plynu
a na konverzi energie vstupního paliva na energii chemicky vázanou v generátorovém plynu.
SALAMI N.
Gasification in Fluidized Bed: Effect of Using of the Air/Stream as Gasifying Agent on the Syngas
Composition ......................................................................................................................................................... 95
In this work has been discussed the impact of various parameters on product gas components (gas,tar, char) and
especially gasification medium that is taken into account are( air, pure steam, and steam O 2 mixtures) . The
biomass air gasification has been developed actively for industrial applications. but it produces a gas with a low
heating value (4–6 MJ/ m3) and an 8–14 vol.% H2 content only .Biomass oxygen-rich air gasification produces
medium heating value (MHV) gas, but it needs a large investment for oxygen production equipment and this
disadvantage impedes its popularization. Steam gasification produces a higher energy content producer gas.
Steam-gasification processes (with or without O2 added) are also capable of producing a MHV (10–16 MJ/Nm3)
gas with a 30–60 vol.% H2 content. However, this technology requires that the temperature of steam be over 700
°C, which demands additional cost for steam generator of good performance.Under this background, the
technology of biomass air gasification with low temperature steam was put forward from the economic point of
view. This study has been based on previous researches
[8]
Brno 2012
SKOBLIA S., PICEK I., BEŇO Z
Vývoj malých a středních kogeneračních jednotek na biomasu a jejich aplikace v praxi .......................... 103
The article reports the experience with long-term operation of a cogeneration unit of 100 kWe. Wood chips are
dried in integrated dryer and used as a fuel for downdraft gasifier. Raw gas with an average LHV of 6.0 MJ/m3
contains a small amount of dust solid particles (<500 mg/m3) and tar (<2000 mg/m3). Impurities are removed by a
hot filter (dust) operated in range 390-500°C and scrubber (tar) with an organic medium operating in a closed
cycle. The electrical efficiency is about 24 %, total is about 75 %. The CHP operates since 2009 and has logged
more than 15,000 hours of operation.
SKOPEC P., ŠTEFANICA J., HRDLIČKA J.
Výběr inertních materiálů pro fluidní spalování biomasy .............................................................................. 121
Příspěvek pojednává o výběru inertních materiálů pro fluidní spalování biomasy. Je zkoumáno sedm různých
materiálů – tři druhy křemičitých písků, dva druhy olivínů, keramzit a popel. Výběr je proveden na základě analýzy
základních fluidních charakteristik, jako je mezní rychlost fluidace a úletová rychlost. Mezní rychlost fluidace je
určována jak teoretickým výpočtem tak i experimentálně. Výsledky jsou porovnány s mezní rychlostí fluidace pro
palivo, dřevní peletu, a jsou vybrány vhodné materiály.
ZÁRYBNICKÁ M., POSPÍŠIL J.
Možnosti stanovení velikosti tuhých částic .................................................................................................... 127
Příspěvek se zabývá možnými způsoby určování velikostní distribuce jemných částic tuhých popelovin. V článku
jsou uvedeny a vysvětleny dnes nejvíce využívané způsoby pro velikostní analýzu. Konkrétně jsou pak
prezentovány výsledky z vybraných způsobů a porovnány jsou jejich výhody a nevýhody.
FURKA F., KOČANOVÁ S., DURDIK M., JABLONSKÝ G.
Možnosti zníženia obsahu dechtu v drevnom plyne zo splyňovania biomas .............................................. 131
Príspevok pojednáva o splyňovaní biomasy a alternatívnom znížení obsahu dechtov v drevnom plyne. Práve
obsah dechtov má veľký vplyv na ďalšie využitie produkovaného plynu. Drevný plyn obsahuje množstvo dechtu,
a preto je nevyhnutné hľadať riešenia pre jeho znižovanie . Jedným z možných riešení je návrh filtra, ktorý by
dané dechty zachytával.
[9]
Brno 2012
[10]
Brno 2012
OPTIMÁLNÁ ÚPRAVA BIOMASY PRED JEJ ENERGETICKÝM ZHODNOTENÍM
Juraj Beniak
Drvenie je technologický proces, v ktorom sa materiál delí na menšie časti (napr. drvenie nadrozmerných štiepok
a triesok na technologické triesky požadovanej veľkosti, drobenie ináč nespracovávaného odpadu - odrezkov z
veľkoplošných dosiek, starých paliet, obalov, kôry a pod. - na štiepky a drobný odpad pre energetické účely).
Drvenie rôzneho materiálu sa môže uskutočňovať rezaním, trhaním, nárazom nástroja na materiál, rozbíjaním
dreva medzi pohyblivými a pevnými nástrojmi, tlakom a pohybom drevných častíc medzi nástrojmi. V technológii
drvenia môže prebiehať aj viac procesov súčasne.
Kľúčové slová: dezintegrácia, drvenie, proces dezintegrácie
ÚVOD
Z dôvodu zvýšenia kapacity skládok, spätného získania surovín , musíme odpad transformovať do
požadovaného tvaru a veľkosti. Cieľom je separácia a objemová redukcia odpadu , jeho dezintegrácia a
nasledovná úprava do stavu a tvaru vhodného pre skladovanie, prevoz, recykláciu, prípadne likvidáciu.
Prostriedkom, ktorým daný cieľ dosiahneme, je podrvenie surovín do požadovanej veľkosti frakcie, pri ktorej je
možná jednoduchšia manipulácia a vykonanie uvedených operácií. Z uvedeného dôvodu majú drviace zariadenia
veľmi široké uplatnenie. Ich výrobe sa preto venuje rad firiem u nás a v zahraničí.
Minimalizácia respektíve delenie materiálu patrí k dôležitým technologickým procesom vo viacerých
priemyselných odvetviach. Uvedené procesy majú veľký význam pri ťažbe, úprave a spracovaní nerastných
surovín, pri výrobe cementu, pri výrobe stavebných a keramických materiálov a v niektorých ďalších
priemyselných odvetviach [1]. Technológia dezintegrácie materiálov je veľmi frekventovaná tak v primárnej
výrobe, ako aj vo sfére spotreby pri úprave odpadov. Nevyužiteľný odpad sa vyváža na skládky. To je
v súčasnosti veľmi často ekonomicky najefektívnejší spôsob zneškodňovania odpadu. Pri vhodnej úprave pritom
môžeme odpad tak materiálovo ako aj energeticky zhodnotiť. Cieľom dezintegrácie je homogenizácia a objemová
redukcia materiálu do požadovanej frakcie [dizertačka].
VÝHODY DRVENIA
Môžeme ich zhrnúť do nasledujúcich bodov [2]:
-Zmena objemu - vplyvom drvenia dochádza takmer vo všetkých prípadoch k zmenšeniu materiálu výrobku.
Veľkosť zmeny závisí od druhu materiálu, veľkosti a charakteru pôvodného určenia. V niektorých prípadoch je
redukcia objemu až o 80. Jedná sa napríklad o rôzne sudy, pneumatiky, fľaše, drevný či kovový odpad
atď(obr.1, obr. 2). Zmenšením objemu ušetríme náklady na skládkovanie a prepravu.
-Veľkosť frakcie - je nutnou podmienkou takmer pre všetky spôsoby zhodnotenia. Drvenie je zaraďované pri
recyklácii, kompostovaní alebo energetickom zhodnocovaní odpadu. Netradičným spôsobom energetického
zhodnotenia organického odpadu je jeho zhutnenie do brikety, ktorá má vlastnosti porovnateľné s vlastnosťami
základných fosílnych palív. Nutnou podmienkou pri zhutňovaní je okrem veľkosti aj vlhkosť frakcie odpadu.
-Homogenizácia štruktúry - je veľmi často uplatňovaná aj v prvovýrobe. Ide napríklad o požiadavku rovnomernej
štruktúry materiálu z hľadiska aplikovanej technológie.
Firmy, ktoré vyvíjajú, vyrábajú a predávajú drviace zariadenia sú nútení poskytovať zákazníkom, vplyvom
konkurenčného tlaku optimálne zvolené konfigurácie týchto zariadení, ktoré by mali v dostatočnej miere
vyhovovať požiadavkám odberateľa [4].
MODULOVÁ STAVBA DRVIACICH STROJOV
Nadobúdacie náklady drviaceho zariadenia sú v súčasnej dobe dosť vysoké, čo je zapríčinené vysokými
výrobnými nákladmi. Tento stav je spôsobný tým, že prakticky každý stroj je vyrábaný špeciálne na požiadavky
zákazníka, čiže výroba sa musí neustále prispôsobovať a meniť. Tento problém môže z časti riešiť metodika
modulovej stavby drviacich strojov. Podstatou koncepcie modulovej stavby drviacich strojov je výroba
[11]
Brno 2012
unifikovaných dielcov a montáž zariadenia podľa požiadaviek zákazníka práve z týchto unifikovaných častí, čím
by sa mala zlacniť výroba a samozrejme aj cena drviaceho stroja.
Ak sa zákazník rozhodne kúpiť si drviaci stroj, po čase uz nemusí spĺňať jeho nároky a potreby, pre spracovanie
materiálu. Vtedy musí uvažovať ako riešiť tento problém. Jedným riešením je kúpiť nový stroj ktorý kapacitne a
výkonovo vyhovuje jeho podmienkam. Toto je však veľmi finančne náročné a tiež vyvstáva otázka čo so starým
strojom. Ten môžeme jednoducho odstaviť a nechať niekde v kúte hrdzavieť, alebo ho ponúknuť na odpredaj za
nižšiu cenu.
Po analýze stavby drviacich zariadení rôznych výrobcov a skúmaní konštrukcie týchto zariadení som dospel k
názoru, že existuje ešte jedno riešenie tejto situácie, ktoré je podstatne lacnejšie a rieši tento problém komplexne.
Riešením je modulová stavba drviacich zariadení (obr. 1). Toto je iba jeden z aspektov, prečo využívať modulovú
stavbu.
á
Výsledna
konfiguracia
drviaceho
zaraidenia
Obr. 1 Modulová koncepcia drviaceho komplexu DK 240 [4]
[12]
Brno 2012
REZNÉ SILY V PROCESE DRVENIA A TEÓRIE PRE ICH VÝPOČET
Silu, ktorou pôsobíme na nástroj a oddeľujeme triesku, nazývame reznou silou. Proti vnikaniu nástroja do
obrobku pôsobí tento obrábaný materiál odporom, ktorý nazývame rezný odpor. Rezná sila a rezný odpor sú
veličiny rovnako veľké, ale opačne orientované. Poznať rezné sily pri obrábaní je dôležité tak z hľadiska
vedeckého poznania rezného procesu, ako aj z praktického hľadiska pre konštrukciu nástrojov, výpočet a
konštrukciu častí stroja, voľbu a výpočet rezných pomerov a pod.
Rezné sily majú dynamickú povahu vzhľadom na nehomogenitu obrábaného materiálu. V praxi väčšinou silu
chápeme ako statickú hodnotu, uvažujúc strednú hodnotu medzi najväčšou a najmenšou hodnotou kolísania
reznej sily. Na tomto princípe sú založené i technické prostriedky merania rezných síl.
Fyzikálno – technologická teória [1]
Podľa Briksa je rezná sila rovná nasledovnému vzťahu
F = K1 hb + K2 b = Fč + Fchrb
[N]
(1)
Zmysel tejto dedukcie je v tom, že je rezná sila tvorená dvomi zložkami, z ktorých jedna (Fč) je priamo úmerná
ploche priečneho prierezu triesky b . h, druhá (Fchrb) je priamo úmerná len šírke triesky b. Briksove dedukcie sú
prakticky vyjadrením rozdelenia priestoru pôsobenia síl:
- sily pôsobiace nad úrovňou vznikajúceho nového povrchu (Fč),
- sily pôsobiace pod úrovňou nového povrchu (Fchrb), pričom úroveň nového povrchu približne prechádza
stredom krivosti ostria.
Vyjadrením tejto metodiky je zovšeobecňujúca rovnica
F = Kbh = Fč + Fchrb
[N]
(2)
kde
K = (K1 + K2/h )
[MPa]
Empiricko – štatistická teória
je pokusom vyjadriť mieru vplyvu súboru rôznych činiteľov procesu rezania na reznú silu exponenciálnou
rovnicou
F = Auz0,78 . h1,33 . v0,25 . 20,16 . 0,38 . šp2 . b0,56 . wm
[N]
(3)
kde
A – obecný koeficient závislý od podmienok rezania [N.mm]; uz – posuv dielca na zub [mm]; v – rezná
rýchlosť [m.s-1]; 2 – uhol medzi orientáciou drevných vlákien a rovinou rezu [];  – polomer zaoblenia otupenej
reznej hrany [mm]; šp – hustota dreva [kg.m-3]; w – vlhkosť dreva [%] ; h – hrúbka triesky [mm]; b – šírka rezu
(šírka triesky) [mm].
Exponenciálne hodnoty ostatných súčiniteľov rovnice vyplývajú z daného procesu. Rozsah platnosti takýchto
vzťahov je obmedzený len na určité medze základných hodnôt súčiniteľov rovnice, ktoré sa okrem toho navzájom
ovplyvňujú, čím sťažujú určenie rozmeru ich vplyvu. Takouto istou mierou vierohodnosti je poznačené aj
vyjadrenie mernej reznej sily K [MPa] formou
K = Kdr,2, . Kv . Kw . Kh . K . Kf
[MPa]
(4)
Kdr, Kv, Kw, Kh, K, Kf – sú súčinitele vplyvu rôznych parametrov.
V súhrne možno konštatovať, že fyzikálno–technologická teória je v súčasnosti najprepracovanejším zdrojom
informácií pre dimenzovanie energetických zdrojov i pre konštruktérov drevorezných nástrojov a strojov
(rozložením reznej sily F na tangenciálnu a radiálnu zložku). V prípadoch obtiažneho určenia prvkov rezného
procesu je zase vhodné použiť pri výpočtoch r, Pr metódu štatisticko-empirickú.
Všeobecne je podľa [4], [5] pre obrábanie dreva platný nasledovný vzťah
F=K.b.h
[N]
(5)
kde
K – merný rezný odpor [MPa]; b – šírka triesky [mm]; h – hrúbka triesky [mm]
Tento vzťah vyjadruje jednoduchú závislosť a to, že všeobecná rezná sila pri delení dreva je funkciou
špecifického rezného odporu a rozmerov triesky.
Špecifický rezný odpor K sa vypočíta podľa nasledujúceho vzorca, kde jednotlivé opravné koeficienty vyjadrujú
vplyv rôznych faktorov.
K = K . ad . aw . as . ar . a . av . af . at . az [MPa]
(6)
kde
K - špecifický rezný odpor pre určitý uhol , pre borovicu sušenú na vzduchu, pri
=45, s=1,0 mm a v=10 m/s,
ad; aw; as; ar; a; av; af; at; az - koeficienty vyjadrujúce vplyv rôznych faktorov
Podľa [1] je sila potrebná na strihanie funkciou pevnosti obrobku v strihu  a plochy rezu S:
F = S .  . 0,67 [N]
(7)
[13]
Brno 2012
Podľa [6] sa strižná sila pri strihaní s rovnobežnými nožmi počíta podľa vzťahu
F=S.
[N]
a pri strihaní s horným nakloneným nožom je sila
(8)
s  τ materiálu
kde
 – pevnosť materiálu v strihu [MPa]; s – hrúbka
[N][mm]
F

Pre strihanie kotúčovými nožnicami platí vzťah 2  tg 
2
(9)
[N]
 0,4ε r

F  σ pt  s 2 
 0,7 
 tg

pt – medza pevnosti materiálu [MPa]
(10)
kde
r – (1,2 až 1,6) s ; s – relatívne nastrihnutie, pri ktorom nastáva ušmyknutie materiálu;  – uhol záberu []
POROVNANIE VÝSLEDKOV
V nasledovnej časti príspevku uvediem číselné hodnoty reznej sily, ktoré boli vypočítane prostredníctvom
vybraných matematických vzťahov (tab. 1). Z týchto hodnôt by malo byť zrejmé, aké veľké sú hodnotové rozdiely
pri výpočtoch reznej sily rôznymi (vybranými) spôsobmi (obr. 3).
Ako vzorku beriem triesku s rozmermi: šírka triesky 10 mm, hrúbka triesky 10 mm. Materiálom na drvenie je
drevo s pevnosťou v strihu  = 40 MPa.
Hodnoty reznej sily
číslo vzťahu
F [N]
(5)
5 069
(7)
2 680
(8)
4 000
(9)
2 383
(10)
9 413
Porovnanie rezných síl
10 000
9 000
8 000
7 000
6 000
5 000
F [N]
4 000
3 000
2 000
1 000
0
5
7
8
9
10
Obr. 2 Porovnanie rezných síl
Na obr. 2 je zreteľne vidieť, že výsledok reznej sily podľa vzťahu (10) je výrazne odlišný v porovnaní s ostatnými
hodnotami. Výsledky podľa vzťahov (5), (7), (8), (9) sú na prvý pohľad skoro na rovnakej úrovni, ale keď si
prezrieme ich hodnoty zistíme, že tieto sa líšia v rozmedzí 12 až 112 %
Z týchto zreteľných rozdielov je zrejmé že bude potrebné urobiť detailnú analýzu týchto vzťahov a určiť
najspoľahlivejší matematický model pre výpočet reznej sily.
ANALÝZA VYBRANÝCH DRVIACICH ZARIADENÍ
Potenciálny užívateľ si mnohokrát nevie vybrať z veľkého množstva ponúkaných typov. Respektíve pri danom
type sa nevie rozhodnúť pre konkrétneho výrobcu. A výber stroja podľa ceny je často zavádzajúci.
[14]
Brno 2012
Predmetom príspevku by teda mal byť určitý návod na výber vhodného stroja v danej kategórii drvičov. Postup pri
výbere budeme demonštrovať na dvojrotorových pomalobežných drvičoch.
Tento typ drvičov sa používa hlave pri predrvení materiálu. Jeho výhodou je „samovťahovací účinok pri drvení.
Výhodná je aj relatívne spoľahlivá ochrana systému pri vstupe „cudzích“ materiálov do drviacej komory.
Z dôvodu širokého sortimentu vyrábaných drvičov je ich porovnanie dosť obtiažne. V tabuľke 1 je znázornené
porovnanie siedmich vybraných drviacich zariadení od rôznych výrobcov.[7] Základným kritériom porovnania
dvojrotoroých drvičov je rovnaký príkon a to 15 kW (tab.1).
Jedno z možných porovnaní bolo vykonané z hľadiska technologických nákladov na dezintegráciu jednotkového
množstva materiálu podľa [8].
Energetické náklady:
kde:
P
príkon motora (kW)
Ce
cena elektrickej energie (EUR/kWh)
W
výkon stroja (kg/hod)
En 
Investičné náklady:
In 
kde: Cs - cena stroja (EUR)
H - životnosť (hod)
Celkové náklady:
P  Ce
W
Cs
W H
Sk / kg
(1)
Sk / kg
(2)
Cn = En + In
Typ
DZ
240/ DRK 840/ AZ – 15/ RS
30/
TOS Jasová ODES
MOCO
Adelmann
Cn
1
2
4
7
S
7
3
2
6
W
4
5
1
6
Suma
12
10
7
19
Tab. 1. Celkové vyhodnotenie a hodnotenie jednotlivých kritérií.
(3)
(EUR/ kg)
V
1000/
Lindner
5
1
2
8
S
750/ DR 500/ Ing.
Terier
Častulík
6
3
4
5
7
3
17
11
Náklady na prevádzku drviacich zariadení
0,16
0,14
0,12
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
0
DZ 240
DRK 840
AZ-15
Celkové náklady
RS 30
Investičné náklady
V1000
S 750
DR 500
Energetické náklady
Obr. 3. Náklady na prevádzku jednotlivých drviacich zariadení.
Celkové zhodnotenie tejto analýzy môžeme vidieť na obr. 4. Najlepšie hodnotenie dosiahlo drviace zariadenie
MOCO AZ–15, a najhoršie sa umiestnil drvič ADELMANN RS 30.
Drvič MOCO AZ-15, aj keď má najväčšiu nákupnú cenu nie je na tom z hľadiska investičných nákladov najhoršie
pretože jeho výkon je až 3000 kg/hod a tým pádom sú aj jeho energetické náklady nízke.
Drvič MOCO AZ-15 má najväčší výkon zo všetkých porovnávaných drvičov pri tom istom príkone. Taktiež má
tento drvič veľkú plochu drviacej komory, čo je podľa môjho názoru z hľadiska efektívnosti zariadenia výhodné. Aj
[15]
Brno 2012
keď sú jeho nákupná cena najvyššia zo všetkých zariadení, nie sú jeho investičné náklady s ohľadom na jeho
výkon najväčšie.
V porovnaní s ostatnými drvičmi má drvič ADELMANN RS 30 malý výkon z čoho vyplývajú vysoké energetické aj
investičné náklady, tiež jeho drviaca plocha patrí medzi najmenšie medzi vybranými drvičmi.
Rebríček efektívnosti zariadení
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
DZ 240
DRK 840
AZ-15
RS 30
V1000
S 750
DR 500
Obr. 4. Prehľad konečného vyhodnotenia drvičov.
ZÁVER
Výsledky analýzy [2] ukázali, že je správne orientovať sa na všeobecne platný vzťah, kde rezná sila F je funkciou
merného rezného odporu K a veľkosti reznej plochy S. Ide o všeobecne platný model, ktorý treba ešte upresniť
pre delenie dreva. Tento model by mal postačovať aj pre naše potreby riešenia veľkosti reznej sily. Diskutabilný
bude spôsob určenia funkcie, ktorá bude vyjadrovať merný rezný odpor. Bude potrebné zistiť, aké činitele
vplývajú na rezný proces a vyjadriť ich patričnú súvislosť.
Všetky vyššie uvedené funkcie počítajú so znalosťou veľkosti triesky, respektíve dĺžky a šírky záberu nástroja. Pri
samotnom procese drvenia je však problematické určiť veľkosť triesky (záberu). Známa je iba maximálna šírka
záberu, ktorá je rovná šírke rezného kotúča. Ďalšou úlohou bude preto zistiť, maximálnu hĺbku záberu rezného
kotúča.
Pre výber vhodného drviča je najdôležitejšie poznať druh drveného materiálu, jeho množstvo, vstupnú a výstupnú
veľkosť frakcie. Konečné rozhodnutie však je vždy závislé na konečnom rozhodnutí budúceho užívateľa stroja, a
správnosť či nesprávnosť výberu sa prejaví až počas prevádzky.
Podľa môjho názoru, najefektívnejšie sú drviace zariadenia s nízkymi investičnými nákladmi, čiže nízkou
nákupnou cenou, pri nízkom príkone pohonu a vysokom výkone zariadenia.
Výrobné náklady sa dajú znížiť použitím čo najmenšieho počtu použitých dielcov, čiže realizáciou princípu
modulárnej stavby drviaceho stroja. Prevádzkové náklady sa dajú znižovať správnou konštrukciou drviča,
presnejšie povedané konštrukciou drviacej komory a drviacich valcov.
Tento článok nemá za úlohu ponúkať jeden konkrétny typ najvýhodnejšieho drviaceho zariadenia, ale má slúžiť
ako ukážka akým spôsobom a akými kritériami sa dajú porovnávať tieto zariadenia.
[16]
Brno 2012
POUŽITÁ LITERATURA
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
LISIČAN, J.: Teória a technika spracovania dreva, Matcentrum Zvolen 1996, s. 625.
BENIAK, J.: Optimalizácia tvaru a rozmerov rezného nástroja dezintegračného zariadenia s ohľadom na
veľkosť reznej sily, Písomná práca na dizertačnú skúšku, Katedra výrobnej techniky, SjF STU
Bratislava, 2001, s. 64.
ŠOOŠ, Ľ.: Drvenie- proces zmenšovania objemu a homogenizácie veľkosti frakcie odpadu. In.: Úprava
odpadov. Bijo, v.z., Žilina 23.9.1998, s. 57 - 68.
EMANUEL, K. a kol.: Dřevařská příručka, 2. časť, SNTL Praha, 1989, s. 620.
Kolektív autorov, Dřevařska technická příručka, SNTL, Praha 1970, s. 710.
KOVÁČ, A., - RUDOLF, B.: Tvárniace stroje, SNTL, Alfa, Bratislava 1989, s. 375.
LUKÁČ, R., Diplomová práca, KVT SjF STU Bratislava, s. 19-20, 1999.
ŠOOŠ, Ľ., Ekonomika briketovania organických odpadov pre ich energetické využití, Odpady 5-6/95, s.
20-21, Praha 1995.
[17]
Brno 2012
[18]
Brno 2012
UPRAVENÉ LISOVACÍ NÁSTROJE GUĽOVÉHO PELETOVACIEHO LISU
Ing. Peter Biath, Ing. Juraj Ondruška, PhD.
Ústav výrobnej systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality, Námestie slobody 17, 812 31,
Bratislava 1, [email protected]
Článok sa zaoberá aktuálnym stavom výskumu v oblasti guľového peletovacieho lisu. V krátkosti je v článku
popísaný vývoj lisu, princíp fungovania lisu a taktiež jeho základné súčasti. Hlavným cieľom článku bolo popísať
pôvodné lisovacie nástroje guľového lisu a jeho upravené lisovacie nástroje. V článku sú popísané aj merania
medzier medzi nástrojmi v zloženom stroji. Tiež boli porovnané dosiahnuté výsledky lisovania s pôvodnými
a upravenými nástrojmi.
Klíčová slova: guľový peletovací lis, meranie rozmerov, upravené nástroje
GUĽOVÝ PELETOVACÍ LIS
Vývoj
Guľový peletizér bol počas svojej existencie navrhnutý v štyroch variantoch, avšak vyrobené boli iba tri z toho iba
dva sú majetkom nášho ústavu. V roku 2002 bola vyrobená prvá verzia stroja , ktorá bola súčasťou diplomovej
práce obhájenej na našom ústave, a poslúžila na overenie navrhovaného princípu lisovania. Druhá verzia stroja
predstavovala väčšiu verziu prvého stroja s menšími inováciami. Prototyp bol v roku 2009 vyrobený, avšak nikdy
nebol uvedený do prevádzky kvôli nedoriešeným konštrukčným problémom. Tento stroj momentálne nieje
majetkom nášho ústavu. Tretia verzia predstavovala vysoko výkonnú koncepciu peletovacieho lisu bola riešená
v rokoch 2006-2007. Táto verzia však nikdy nebola dokončená. Najnovšou verziou guľového peletovacieho lisu je
PLG 2010, ktorý je najprepracovanejšou modulárnou verziou so značnými konštrukčnými zmenami. Peletizér
počas svojho vývoja prešiel rôznymi obmenami konštrukcie avšak princíp lisovania ostal nezmenený.
Princíp lisovania
Princíp lisovania guľového peletovacieho lisu je založený na vťahovaní a lisovaní materiálu medzi dvoma axiálne
vyosenými kotúčmi pričom jeden kotúč je lisovník a druhý matrica. Hlavným cieľom jednej série výskumných
aktivít na tomto stroji je optimalizovať tvarovo a rozmerovo vložku matrice s lisovacími otvormi a vložku lisovníka
tak, aby medzi nimi vznikol kontaktný priestor, ktorý bude vytvárať vhodné podmienky pre lisovanie biomasy a
funkčnosť mechanizmu.
Obr. 1 Schéma odklonených axiálnych
kotúčov
Obr. 2 Konštrukcia peletizéra bez tela
Lisovacia matrica a lisovník sú rotačné súčiastky, ktoré sú voči sebe natočené o klinový uhol a spolu s telom lisu
a guľou tvoria lisovací priestor. Lisovník je hnaný cez prevodovku elektromotorom a z neho sa potom krútiaci
moment prenáša na matricu tvarovým stykom alebo trením, podľa typu sady nástrojov. Guľa polohovaná
[19]
Brno 2012
v priesečníku osí rotačných nástrojov je taktiež unášaná a spolu s matricou a lisovníkom ohraničuje rotačnú časť
lisovacieho priestoru. Vonkajšiu hraničnú (statickú) plochu lisovacieho priestoru tvorí telo zariadenia. Lisovací
medzipriestor zabezpečuje aj funkciu synchronizovaného unášania členov mechanizmu. Geometriu lisovacieho
priestoru môžeme meniť výmenou nástrojov a tak ľahko meniť pracovné zhutňovacie podmienky. Lis PLG 2010
a jeho jednotlivé súčasti boli pre tento účel navrhnuté modulárne, čo nám teraz umožňuje zámenu častí systému
a experimentovanie s tvarom a rozmermi nástrojov.
MERANIE MEDZIER MEDZI NÁSTROJMI
Pôvodné nástroje a tesnenie
Prvé skúšky funkčnosti stroja boli vykonané priamo u výrobcu a následne v laboratóriách ÚSETM po jeho
prevezení. Pri týchto skúškach bol overený princíp a boli tiež odhalené prvé nedostatky stroja. Počas práce stroja
nastala plastická deformácia tesniaceho pružného krúžku. Tento krúžok sa nachádza medzi matricou a telom lisu
a utesňuje ložiskový priestor od priestoru lisovacieho. Táto plastická deformácia krúžku nastala kvôli malým
rozdielom medzi 3D modelom lisu a reálnym modelom lisu. Spomínané rozdiely boli sčasti predpokladané a preto
bola snaha navrhnúť konštrukciu tak aby sa takéto problémy dali ľahko eliminovať. Konštrukcia stroja je
principiálne citlivá z hľadiska definovania polohy matrice, lisovníka, gule a tela lisu ako sústavy. Vzdialenosť
hrany matrice v zloženom stave má byť 0,3mm. Tomu, že tento rozmer nebol pravdepodobne dodržaný
nasvedčuje zlepenec materiálu, ktorý ostal v stroji v spomínanom priestore. Daná vzdialenosť medzi matricou
a telom lisu a veľmi dôležitá z hľadiska utesňovania lisovacieho priestoru a tiež je potrebná pre správne unášanie
matrice, čiže pre vytvorenie trecej väzby medzi týmito členmi. Pri nedostatočnej trecej väzbe medzi lisovníkom
a matricou nastáva nedokonalé unášanie matrice pri ktorom je matrici nutné dodávať dodatočný krútiaci moment
pre jej rozbeh.
Obr. 3 Prvé výlisky. Zlepenec z tesniaceho priestoru
Meranie medzier
Pri týchto meraniach sme zmerali reálnu veľkosť medzery medzi matricou a telom lisu. Na meranie sme použili
dilatačné telieska. Ako dilatačné teliesko sme použili dvojzložkový tmel, ktorý sme vložili do tesniaceho priestoru
namiesto tesniacich krúžkov. Následne sme stroj zložili do prevádzkového stavu a nechali vytvrdnúť tmel.
Telieska boli použité ako objemová náhrada za tesniace krúžky. Po rozobratí stroja sme zmerali rozmery
vložených dilatačných teliesok a vyhodnotili ich rozmer. Z porovnania meraní vyplynuli nasledovné záveryrozmer sústavy samotných krúžkov je podľa výkresovej dokumentácie 3,56mm, avšak reálne je ich hrúbka
3,63mm. Nameraný rozmer teliesok po vybratí bol 4,23mm. Teda reálna vzdialenosť medzi matricou a telom lisu
je 4,23mm-3,63mm=0,6mm.
[20]
Brno 2012
Obr. 4 Meranie reálnych vzdialeností sústavy krúžkov a rozmerov teliesok
Nový tesniaci krúžok
Problém s tesnosťou sme sa rozhodli riešiť vytvorením nového tesniaceho krúžku s novým tvarom. Tento krúžok
mal vyriešiť problémy s netesnosťou a tiež s nepresnosťou. Pre urýchlenie skúšok bol prototyp krúžku vytvorený
pomocou technológií CAx a následne vytlačený pomocou 3D tlačiarne. Použitý materiál krúžku bol ABS plast.
Vyrobený náhradný dočasný krúžok pre skúšky mal horšiu drsnosť povrchu, avšak pri mazanej trecej dvojici plast
– oceľ sa vieme dostať takmer na hodnotu šmykového trenia oceľ – oceľ. Krúžok sme vložili do stroja a namazali
potrebné plochy. Celý stroj sme zložili a odskúšali funkčnosť krúžku. Výsledkom tejto skúšky bolo, že krúžok plnil
úlohu tesniacu a tiež vymedzuje vzniknutú konštrukčnú vôľu alebo vôľu z opotrebenia sústavy. Materiál sa
pomocou mikrodrážok po obvode krúžku dostáva za krúžok a tým dokáže zabezpečiť jeho prítlak o matricu.
Nasledujúcim krokom je výroba krúžku z bronzu alebo mosadze pre ich lepšie trecie a mechanické vlastnosti.
V súčasnosti sa už pripravuje návrh viacerých variant tvaru, materiálu a tiež možnosť vytvoriť tento krúžok ako
skladaný z viacerých častí. Jednou z možností je vytvorenie krúžku s rovnakou konštrukciou ako prototyp z plastu
ale z klzného materiálu. Pre pomerne veľký priemer a malú šírku krúžku by výroba bola možná avšak bola by
obtiažna preto sme navrhli variant, v ktorom by sme krúžok vytvorili ako zložený z viacerých častí. Prvá časť by
mala hrúbku 3,06mm a bola by v styku matricou a ďalším tenším krúžkom. Keďže hrúbka krúžku by mala byť
3,85mm tak nasledujúce jeden alebo dva krúžky by sme zvoli ako výpalky z plechu s hrúbkou 0,8mm alebo dva
plechy s hrúbkou 0,4mm. Predpokladáme, že pri použití dvoch alebo viacerých tenších krúžkov by sa správali
ako labyrintové tesnenie a tým by zabezpečili väčšiu tesnosť lisovacieho a ložiskového priestoru.. Krúžky by
mohli byť vyrobené z oceľového plechu alebo z klzného bronzu.
Obr. 5 Tesniaci krúžok z ABS plastu
[21]
Brno 2012
Upravená matrica
Pre zabezpečenie lepšieho unášania matrice sme sa po vykonaných meraniach medzier medzi matricou a telom
rozhodli upraviť aj matricu. Táto úprava si vyžadovala zväčšenie výšky matrice. Táto úprava zahŕňala zvýšenie
celkovej výšky matrice pri zachovaní pôvodnej geometrie vstupu kanálov (vysunutie kanálov v smere osi ). Toto
zvýšenie sme zvolili podľa predchádzajúceho merania rozmeru medzi matricou a telom lisu. Nameraný rozmer
bol 0,6mm. Ak chceme dosiahnuť medzeru 0,1mm, tak musíme zmeniť určité dĺžkové rozmery(znázornené na
nasledujúcom obrázku) matrice o 0,5mm. Preto sme upravili rozmer 24,5mm na 25mm a rozmer 26,8mm na
27,3mm. Rozmer 21,22 musel ostať dodržaný z konštrukčných dôvodov, kvôli dosadaniu tesnenia. Kvôli
zjednodušeniu výroby matrice sme sa rozhodli upraviť taktiež dosadaciu plochu matrice na guľu (označený detail
na obrázku 6). Dosadacia plocha mala guľový tvar ktorý je náročnejší na výrobu a dodržanie presnosti ako
navrhnutý kužeľovitý tvar.
Obr. 6 Upravené rozmery matrice
DOSIAHNUTÉ VÝSLEDKY
Upravenú matricu spolu s tesniacim krúžkom sme vložili do stroja. Ložiská sme namazali a lis sme pripravili na
lisovanie. Nová matrica dobre dosadla na guľu čiže dosadacia plocha bola vhodne zvolená a upravená. Ako
skúšobný materiál pre úvodné skúšky sme zvolili plastický materiál papierenský kal. Tento materiál sme zvolili
pre overenie unášania matrice pri lisovaní. Materiál bol samostatne vťahovaný do záberu, zatláčaný do lisovacích
komôr a vytváral väzbu medzi lisovníkom a matricou. Matrica sa unášala bez pridávania dodatočného krútiaceho
momentu. Týmto sme potvrdili, že väzba medzi matricou a lisovníkom sa bude vytvárať len pri dostatočne malej
medzere medzi nimi. V našom prípade bola postačujúca medzera 0,1mm. V blízkej budúcnosti chceme vyrobiť
nový lisovník s výstupkami, ktorý by zlepšil spoluzaberanie nástrojov a zatláčanie materiálu do lisovacích komôr.
[22]
Brno 2012
1 BIATH, P. ONDRUSKA, J., ŠOOŠ, Ľ. (2011): Optimalizácia geometrie lisovacích nástrojovpre zhutňovanie
rôznych druhov biomasy. Energie z biomasy XII, Brno, 105 s.
2 GRMAN, M. (2002) Diplomová práca – Progresívna konštrukcia zhutňovacieho stroja. SjF STU v Bratislave.
56 s.
[3] ONDRUŠKA, J.; KRIŽAN, P.; MATÚŠ, M. (2011): Vývoj prototypu nízko-energetického peletovacieho lisu
PLG 2010. Zborník prednášok: ERIN 2011, Tatranská Kotlina, 602 s.
[23]
Brno 2012
[24]
Brno 2012
EKONOMICKÝ ROZBOR BRIKETOVACÍCH A PELETOVACÍCH LINEK PRE SPRACOVANIE
DENDROMASY
Viliam Čačko, Juraj Ondruška, Peter Križan
Ing. Viliam Čačko , STU Strojnícka Fakulta, ÚSETM , Námestie slobody 17 812 31 Bratislava , email:
[email protected]
Príspevok sa zaoberá analýzou niekoľkých briketovacích a peletovacích liniek na spracovanie biomasy ako aj
využitím biomasy všeobecne a tiež technológiami na spracovanie biomasy. Hlavným cieľom príspevku je
zhodnotenie vybraných konkrétnych liniek s ekonomického hľadiska pričom sme sa sústredili na linky
spracovávajúce dendromasu. Medzi nosné hodnotiace kritériá patria energetické, investičné a celkové náklady
na 1 kg vyprodukovaného biopaliva.
Kľúčové slová: biomasa , briketovacia linka, peletovacia linka, energetické náklady, celkové náklady
ÚVOD
Biomasa ako komodita má v súčasnosti jeden z najväčších energetických potenciálov. V dôsledku tohto faktu je
veľmi dôležité jej najefektívnejšie využitie v prospech ľudstva. V súčasnosti medzi najpoužívanejšie spôsoby
využitia biomasy patrí jej zhutňovanie do ušľachtilých tuhých biopalív s následným energetickým využitím. Pohľad
nezainteresovanej verejnosti na takéto spracovanie biomasy je veľmi jednoduchý. Pretvorenie biomasy do paliva
je však oveľa zložitejší proces ako by sa na prvý pohľad mohlo zdať. Takáto forma spracovania biomasy je
náročná po technologickej stránke čo sa samozrejme negatívne odráža aj na ekonomickej úrovni. V danom
článku sme sa zamerali práve na ekonomickú analýzu liniek na zhodnocovanie biomasy.
MOŽNOSTI VYUŽITIA BIOMASY
Biomasu možno označiť za komoditu s rôznymi spôsobmi efektívneho využitia. Medzi nosné spôsoby využitia
patria výroba tuhých ušľachtilých biopalív, výroba kvapalných a plynných biopalív.
Tuhé biopalivá vyrobené z biomasy sa používa na energetické zhodnotenie väčšinou na vykurovanie domácností
a iných obytných priestorov. Tuhé biopalivo je možné vyrobiť s poľnohospodárskeho odpadu ako slama, zrno,
odrezky viniča. Napríklad ak máme obilnú slamu z 100 ha, t.j. pri úvahe 5 t slamy/ha uvažujeme z objemom 500 t
slamy. Energetický potenciál sa rovná 205 800 m3 ZP alebo 1 946 000 kWh elektrickej energie. [3]
Ďalším výhodným spôsobom zhodnotenia biomasy sú kvapalné biopalivá využívané na pohon motorových
vozidiel. V súčasnosti sú za týmto účelom vyrábané metanol , etanol a bionafta. Etanol je látka, ktorá sa vyskytuje
v prírode len zriedkavo. Dnes sa bežne používa ako náhrada namiesto benzínu v spaľovacích motoroch. Výroba
etanolu z drevnej biomasy je v dnešnej dobe veľmi perspektívna. [3] Metanol a jeho výroba je známa už veľmi
dlho. Je ho možné vyrobiť nie len z biomasy. Vyrába sa aj z fosílnych palív ako je napr. zemný plyn alebo uhlie.
Avšak nevýhodou je že výrobná cena je 2x vyššia ako jeho výroba zo zemného plynu. [4]
Biomasu taktiež možno transformovať na plynné biopalivo. Bioplyn vzniká hnitím biologických produktov a jeho
využitie predstavuje okrem energetického aj ekologický aspekt –t.j. zneškodňovanie odpadov. Energia
obsiahnutá v danom bioplyne je približne o tretinu nižšia ako v zemnom plyne. Vstupnú surovinu tvorí hnoj, ale je
možné pridať aj rôzne trávy ako aj odpad z potravinárskeho priemyslu. Spaľovaním bioplynu môžeme získať tak
elektrinu ako aj teplo. [4] Ďalšou možnosťou energetického zhodnotenia je splyňovanie. V súčasnosti medzi
najrozšírenejší spôsob zhodnocovania patrí zhutňovanie biomasy technológiou briketovania a peletovania.
[25]
Brno 2012
TECHNOLÓGIE NA ÚPRAVU BIOMASY
Schéma znázorňujúca kompletný proces spracovania biomasy od skladu materiálu až po konečný produkt.
Technológiu prípravy spracovanej biomasy možno rozdeliť na niekoľko základných fáz. Prvá fáza je príprava
zhutňovaného materiálu do čo najvhodnejšej podoby.
Triedenie je operácia pri ktorej sa materiál zbaví nežiaducich nečistôt ako napr. kovy a iné materiáli , ktoré môžu
svojim výskytom spôsobiť obrovské škody. Drvením sa dosiahne požadovaná veľkosť frakcie a štruktúra
suroviny, ktorá priamo vplýva na konečnú kvalitu produktu. Ďalšou nevyhnutnou operáciou pri zhutňovaní
biomasy je sušenie , ktorého úlohou je zabezpečiť optimálnu vlhkosť zo zreteľom na samotnú technológiu či už
briketovania alebo peletovania. Niektoré linky na úpravu suroviny používajú kondicionér , kropenie
a naparovanie. Po zhutnení prebieha posledná fáza a to fáza úpravy výlisku , chladenie a balenie.[1]
Obr.1. Schematické znázornenie spracovania biomasy
Analýza liniek na spracovanie dendromasy
-
Propelety 500
Propelety 1000
BRISUR 200
BRISUR 400
Biopellets energy
Obr. 2 Linka BRISUR 400
[26]
Brno 2012
EKONOMICKÁ ANALÝZA VYBRANÝCH LINIEK NA SPRACOVANIE DENDROMASY
V tejto časti článku sa zaoberáme výsledným ekonomickým zhodnotením vybraných briketovacích a peletovacích
liniek. Táto analýza poukazuje na výslednú cenu na jeden kilogram konečného produktu pri daných nákladoch
jednej linky. Základom danej analýzy je navrhnuté ekonomické kritérium, ktoré umožňuje porovnať stroje
rovnakého princípu a rovnakého výkonu, ale aj stroje s rôznych princípov a výkonov. Základom kritéria sú
celkové technologické náklady stroja Cn na jeden kilogram produkcie. Sú v ňom zahrnuté:
En - energetické náklady na 1 kg vyprodukovaného biopaliva
[EUR/kg]
(1)
[EUR/kg]
(2)
In - investičné náklady na 1 kg vyprodukovaného paliva
kde:
P - Príkon stroja [kW]
W - Hodinový výkon stroja [kg]
Cs - Cena stroja/technológie [EUR]
H - Celkový počet hodín práce stroja [hod]
Ce - Cena za 1 kW energie [EUR/kW] [2]
Potom celkové technologické náklady stroja Cn na jeden kilogram produkcie vypočítame ako súčet
čiastkových nákladov. [2]
Cn=En+In [EUR/kg] (3)
Vypočítané hodnoty jednotlivých nákladov sú spracované v tabuľke. Hodnoty sú pre dvoj a trojzmennú
prevádzku.
BRIKLISBRIKLISProPelety s.r.o. ProPelety s.r.o.
Slovakia, s.r.o. Slovakia, s.r.o.
Typ a
označenie
Výkon
[kg/hod]
Príkon [kW]
Cena [€]
En [€/t]
In [€/t]
Cn [€/t]
En [€/t]
In [€/t]
Cn [€/t]
výkon/príkon
výkon/Cn ( 3
smenná
prevádzka)
výkon/Cn ( 2
smenná
prevádzka)
ProPelety 500
500
90
109 653
30,06
9,14
39,20
30,06
13,71
43,77
5,56
ProPelety 1000
BRISUR 200
1000
200
162
25
136 000
154 800
27,05
20,88
5,67
32,25
32,72
53,13
pre 2 smennú prevádzku
27,05
20,88
8,50
48,38
35,55
69,25
6,17
8,00
BRISUR 400
biopellets
energy
Sk, s.r.o.
2000
400
45
246 000
18,79
25,63
44,41
378,75
1 083 913
31,63
22,58
54,21
18,79
38,44
57,23
8,89
31,63
33,87
65,50
5,28
12,76
30,56
3,76
9,01
36,90
11,42
28,13
2,89
6,99
30,54
Tab.1 Parametre a náklady vybraných liniek pre spracovanie dendromasy
[27]
Brno 2012
60
50
40
€
/ 30
t
20
10
0
ProPelety 500 ProPelety 1000 BRISUR 200
BRISUR 400
biopellets
Obr. 3. Porovnanie nákladov pri trojzmennej prevádzke
Graf porovnáva náklady liniek pri trojzmennej prevádzke pri spracovaní dendromasy. V prvom stĺpci sú
zobrazené energetické náklady , v druhom sú investičné náklady a v treťom sú celkové náklady pričom hlavným
parametrom je cena jednej tony konečného produktu. Všetky náklady sú pre trojzmennú prevádzku.
50,00
40,00
€ 30,00
/
20,00
t
10,00
0,00
70,00
60,00
50,00
€
40,00
/
30,00
t 20,00
10,00
0,00
Obr.4. Investičné náklady 2 a 3
zmenná prevádzka
Obr.5. Celkové náklady 2 a 3
zmenná prevádzka
V prvom grafe (obr.4) sú porovnávané investičné náklady pri dvoj(tmavočervená) a trojzmennej prevádzke
(bledočervená).Na grafe jasne vidieť výhody trojzmennej prevádzky už pri investičných a teda prvotných
nákladoch. V grafe (obr.5) druhom sú porovnané celkové náklady dvojzmennej prevádzky (tmavozelená)
a trojzmennej prevádzky(bledozelená). Pri oboch grafoch hlavný parameter predstavuje cena jeden tony
konečného produktu.
[28]
Brno 2012
ZÁVER
Ekonomická efektivita bezpochyby patrí medzi najdôležitejšie aspekty každého podnikania. To samozrejme platí
aj pre oblasť výroby ušľachtilých tuhých biopalív. Cieľom každého podniku je vyrábať z čo najväčším ziskom
samozrejme pri požadovanej kvalite konečného produktu. Pre podnik ktorý sa rozhodne podnikať v danej oblasti
je dôležitým faktorom práve vhodný výber či už briketovacej alebo peletovacej linky. Pri výbere linky vystupuje do
popredia viacero základných faktorov ako výkon , príkon linky a surovina ktorú je daná linka schopná
spracovávať. Článok analyzuje niekoľko liniek na zhodnocovanie dendromasy práve z hľadiska ekonomického.
A teda môže slúžiť ako vstupný materiál pri výbere vhodnej linky nakoľko sme sa zamerali na energetické,
investičné a vstupné náklady ktoré predstavujú hlavnú časť nákladov pri spracovaní dendromasy.
POĎAKOVANIE
Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu „Vývoj progresívnej technológie zhutňovania biomasy a výroba
prototypov a vysokoproduktívnych nástrojov“ (ITMS kód Projektu: 26240220017), na základe podpory
operačného programu Výskum a vývoj financovaného z Európskeho fondu regionálneho rozvoja.
LITERATÚRA
[1]
[2]
[3]
[4]
Križan, Peter; Horvát, Miroslav; Matúš, Miloš: Briketovanie a peletovanie 2012 : Zborník prednášok zo
6.ročníka medzinárodnej konferencie. Bratislava, 25.-26.1. 2011. - Bratislava : STU v Bratislave, 2012. 208 s. - ISBN 978-80-227-3641-1
http://www.agrobiomasa.sk/index.php?s=6.1.2.1,
http://www.rea.sk/projekty/index.php?page=4,
http://www.propelety.cz/index.php?str=dodavky1&p=linky&typ=wood,
[29]
Brno 2012
[30]
Brno 2012
ÚPRAVA BIOPLYNU MEMBRÁNOVOU SEPARACÍ
Kristýna Hádková
VŠCHT Praha, FTOP, Ústav plynárenství, koksochemie a ochrany ovzduší, Technická 5, 166 28 Praha 6
e-mail: [email protected]
Příspěvek se věnuje úpravě bioplynu na biomethan a zaměřuje se především na membránovou separaci. Jsou
zde uvedeny technologie používané pro čištění plynu, které se používají v praxi, a dále technologie používané
pro odstraňování CO2 z bioplynu, tedy tzv. upgrading na biomethan.
Klíčová slova: bioplyn, membránová separace
ÚVOD
Bioplyn je jednou z významných možností, jak získat energii z obnovitelných zdrojů. Bioplyn vzniká aerobním
rozkladem organických látek, buď přirozeně např. na skládkách odpadů, nebo cíleně v reaktorech zemědělské
bioplynové stanice. Cílem je energii obsaženou v bioplynu zužitkovat. Prozatím se největšího uplatnění
při zpracování bioplynu dočkaly kogenerační jednotky, které dokáží produkovat teplo a elektrickou energii.
Pro spalování bioplynu v kogeneračních jednotkách je však třeba bioplyn vyčistit, aby nedocházelo
k poškozování zařízení a produkci nežádoucích plynů. Bioplyn je také možné upravit na biomethan a zvýšit
tak využití energie obsažené v plynu. V obou případech existuje několik způsobů odstraňování nežádoucích
složek. Výsledně lze získat biomethan, tedy bioplyn o kvalitě zemního plynu Lze ho tedy také používat
jako zemní plyn, který je široce používaným zdrojem energie.
Bioplynem se v technické praxi rozumí plyn vznikající anaerobní fermentací organických látek. Jedná se o směs
především methanu a oxidu uhličitého, která obsahuje také řadu minoritních složek. [[1]] Minoritními složkami
jsou např. dusík, kyslík nebo argon, sulfan, oxid dusný, kyanovodík, uhlovodíky a jejich kyslíkaté a sirné deriváty.
Množství a poměr methanu a oxidu uhličitého nelze přesně specifikovat, protože záleží, stejně jako obsahy
minoritních složek, na mnoha podmínkách ovlivňujících proces anaerobní fermentace. Patří mezi ně především
použitý substrát, skladba bakterií, pH, typ reaktoru, zatížení reaktoru a mnoho dalších. [[2]]
TEORETICKÁ ČÁST
Bioplyn
Podle způsobu vzniku lze typy bioplynů rozdělit na plyn skládkový,nebo-li LFG (Landfill Gas), a reaktorový plyn.
Ten vzniká anaerobním rozkladem čistírenských kalů, nebo fermentací biomasy a zemědělských odpadů.
[[2]]Bioplyn vzniká v průběhu 4 fází, hydrolýzy, acidogeneze, acetogeneze a methanogeneze. [[3]]Při anaerobní
fermentaci organických materiálů vzniká energeticky bohatý bioplyn. Při stabilizaci kalů vznikají také další
produkty jako anaerobně stabilizovaný kal, případně kalová voda a další semiprodukty. [[3]]Výsledná kvalita
bioplynu je dána především poměrem hořlavého methanu k nehořlavému oxidu uhličitému. Čistírenský bioplyn
je tvořen především jako směs methanu a oxidu uhličitého v různých poměrech, které závisí na kvalitě substrátu
a podmínkách fermentace. Rozdíl mezi reaktorovými plyny, jak z čističek odpadních vod, tak ze zemědělských
BPS, a mezi plyny z těles komunálních skládek je především v minoritních složkách. Celkově bylo v bioplynech
identifikováno více než 140 látek, které dosahují koncentrace až 15 % obj. [[2]]
Za majoritní složky se v bioplynu rozumí především methan a oxid uhličitý. U skládkového plynu koncentrace
závisí na množství a kvalitě uloženého odpadu. Pokud má těleso dobře rozvinutou methanogenezi, lze odsávat
bioplyn s obsahem methanu 50 – 65 % obj. [[2]]Reaktorový plyn vzniká většinou v suspenzních reaktorech,
nebo v uzavřených nádržích. Reaktory je nutné temperovat do definované teploty, aby zde byly vhodné podmínky
pro mezofilní bakterie, které jsou nejaktivnější při 32 – 37 °C, nebo pro termofilní bakterie, pro které jsou
optimální podmínky až při teplotě kolem 55 °C. Obsah methanu z reaktorů se pak pohybuje v rozmezí 60 – 65 %
obj. [[2]]Mezi další významné složky bioplynu patří také amoniak, sulfan a vodík. S rostoucí teplotou významně
klesá rozpustnost plynů v kapalné fázi, takže jsou tyto plyny snadněji stripovány do bioplynu. [[3]] Při srovnání
složení složek reaktorových a skládkových plynů jsou často značné rozdíly. Skládka odpadů není plynotěsným
[31]
Brno 2012
tělesem a vznikající bioplyn tak může být naředěný vzduchem. Skládkový bioplyn tedy může obsahovat vzdušný
dusík, nezreagovaný kyslík nebo argon. [[3]]
Využití bioplynu
Bioplyn má ve srovnání s fosilními palivy relativně neomezenou perspektivu v budoucnosti. Vznikající bioplyn
je silně vázán na lidskou populaci, protože suroviny pro fermentaci pocházejí především z lidské činnosti,
ať už v zemědělství, nebo v menším zastoupení ze skládek odpadů. Počet bioplynových stanic za posledních
10 let prudce vzrostl z původních 6 na 327 (stav k 15.2.2012). [[2] ; 4]V případě bioplynu ze skládek komunálního
odpadu rostl počet zařízení s využití skládkového plynu od roku 2002 do roku 2009 a dále už jejich počet
stagnoval. V současnosti je jich asi 60. [[2]]V současnosti se bioplyn v České republice využívá pouze jako palivo
pro kogenerační jednotky. Kogenerační jednotky slouží k současné výrobě elektrické a tepelné energie.
Důvodem je především podpora výroby elektřiny z obnovitelných zdrojů. Nevýhodou je však umístění
bioplynových stanic tak, že vyrobené teplo nenachází využití a není tak zhodnoceno.[5]Bioplyn je možné
po úpravách také využít jako náhrada místo zemního plynu. Bioplyn je zbaven většiny oxidu uhličitého, čímž je
zvýšen obsah methanu. Snižuje se také obsah sulfanu a vlhkosti. Takto upravený bioplyn s obsahem methanu
vyšším než 95 % obj. se nazývá biomethan a lze ho použít pro pohon motorových vozidel jako bioCNG
nebo ho vtláčet do plynárenské sítě. [5]Pro pohon vozidel se využívá např. ve Švédsku, Německu, Švýcarsku
a dalších zemích. [[2]] Vtláčení biomethanu do plynárenské sítě je běžnou praxí v Německu, Rakousku,
Švýcarsku, Holandsku, Švédsku, Francii a Lucembursku. [6]
Metody upgradingu bioplynu
Absorpční odstraňování CO2
Při absorpci dochází k selektivnímu pohlcování plynů nebo par v rozpouštějících kapalinách za vzniku
chemických, nebo fyzikálních vazeb. Absorpce probíhá nejlépe za nižší teploty, vyššího tlaku, při kontinuálním
protiproudým vedením plynu a rozpouštědla. Desorpce pak probíhá za opačných podmínek. [7]Fyzikální
absorpční odstraňování CO2 je možné realizovat několika vhodnými kapalinami. Nejjednodušší z nich je fyzikální
vypírka vodou pod tlakem, nebo – li DWW. Jedná se o jednu z nejrozšířenějších metod, ve Švédsku je tímto
způsobem upravováno až 90 % bioplynu. Při té se využívá vyšší fyzikální rozpustnost CO 2, H2S a NH3 ve vodě
oproti CH4. Rozpustnost je možné dále zvýšit vyšším tlakem a nižší teplotou. Při použití vodní vypírky jsou pouze
minimální požadavky na předčištění plynu. Naopak, při vodní vypírce ještě dochází k odstraňování některých
dalších nečistot jako H2S a NH3. Dusík a kyslík však odstraňovány nejsou a zůstávají v plynu. Výsledný podíl
methanu je tedy limitován obsahem O2 a N2 v plynu. Plyn je stlačen a absorpční kolonou proudí protiproudně proti
skrápějící vodě. Při regeneraci je zdola do absorbéru přiváděn vzduch a z vody se desorbují NH3, H2S, CO2
a CH4. [5] Odpadní plyn je pak kvůli obsahu methanu možné vypouštět do atmosféry až po termickém
nebo katalytickém dospálení. [7] Touto metodou lze dosáhnout čistoty produkovaného biomethanu až 98,5 %.
Předností tlakové vodní vypírky je především možnost velkého množství čištěného plynu, velké množství
absorbovaného CO2, kontinuální provoz a lehká údržba. Nevýhodou je však potřeba velkého množství vody
a vysoká spotřeba energie. [5] Fyzikální vypírku je možné provést i dalšímy procesy, např. Purisol, Rectisol,
Selexol, nebo Genosorb. [7]
Chemická vypírka má oproti fyzikální výhodu ve větší selektivitě a rozpustnosti při okolním tlaku. Nejčastěji se
používá MEA (monoethanolamin) naředěný vodou na maximální koncentraci 50 %. [5]Společně se záchytem
CO2 dochází také k absorpci H2S. To však vyžaduje více energie při regeneraci roztoku, je tedy vhodné bioplyn
před absorpcí CO2 odsířit. Amoniak při této chemické vypírce odstraňován není. Pokud je ztráta methanu
do odpadního plynu nižší než 0,5 % obj., pak není nutné termické dospalování. [7] Touto metodou lze získat
biomethan o čistotě až 99 %. [5]Roztok MEA je pro člověka toxický a je škodlivý pro životní prostředí, je vhodné
ho regenerovat. Zároveň je agresivní chemikálií, je tedy třeba postavit zařízení odolné proti korozi. Kromě MEA
je možné uskutečnit absorpci CO2 i pomocí dalších roztoků, např. DEA (2n- 3n diethanolamin) nebo MDEA
(N-methyldiethanolamin). [7]
[32]
Brno 2012
Adsorpční odstraňování CO2
Adsorpce je jev, při kterém se molekuly plynu, páry nebo kapaliny vážou na povrch pevného sorbentu. Síly,
které molekuly plynu poutají k povrchu tuhé látky, mohou mít různou povahu a velikost. Podle těchto sil
rozlišujeme adsorpci fyzikální a tzv. chemisorpci. [[8]]
Při adsorpčním odstraňování CO2 se využívá van der Waalsových sil, které váží CO2 na povrch pevného
sorbentu. Obvykle probíhá adsorpce za zvýšeného tlaku a desorpce za sníženého, metoda je tedy nazývána
PSA (pressure swing adsorption). Před adsorpčním odstraňováním CO2 je třeba plyn odsířit a vysušit,
aby nedocházelo k zanášení adsorbentů. Stlačený bioplyn se pak přivede do spodní části adsorbéru a prochází
adsorbérem naplněným molekulovým sítem. Při adsorpci CO2 je také zachytáváno malé množství CH4, zbytkové
stopy H2O, H2S a NH3. Tímto způsobem lze získat biomethan o čistotě až 99 %. [[8]]
V praxi je obvykle zapojeno více adsorbérů, aby byl tak zajištěn kontinuální provoz. Desorpce u regenerovaného
adsorbentu je provedena snížením tlaku, při čemž dojde k uvolnění CO2 a menšího množství CH4, tzv. odpadního
plynu. Tento plyn je třeba likvidovat, buď termicky, nebo katalyticky, aby došlo k přeměně na plyn neobsahující
CH4, který už může být vypuštěn do atmosféry. [7]
Kryogenní separace
Oxid uhličitý je možné z bioplynu odstranit také v kapalném skupenství za nízké teploty. Mezi methanem,
b.v. -161 °C, a oxidem uhličitým, b.v. -78 °C, je dostatečný rozdíl bodů varu, aby byla možnost odstranit CO2
v kapalném skupenství a získat CH4 v čistotě až 99,95 % obj. V plynném skupenství zůstává N2 a O2, které tak
limitují maximální možnou čistotu methanu. Při ochlazení na ještě nižší teplotu je možné získat kapalný methan,
který může nahradit LNG (Liquefied Natural Gas). Velkou nevýhodou této technologie jsou velmi vysoké
energetické náklady. [5; 7]
Membránová separace
Separační membrána je tenká folie, která je selektivně propustná, tedy některé látky skrz membránu projdou, jiné
nikoli. Syntetické membrány lze využít pro separaci plynů, směsí kapalin, zahušťování roztoků atd. Separace
může probíhat na základě několika mechanismů, případně jejich kombinací. Jedná se o tzv. sítový mechanismus,
který funguje na základě různé velikosti částic směsi, mechanimus rozpouštění – difúze, kdy jsou složky děleny
různou afinitou složek směsi k materiálu membrány a jejich různou rychlostí difúze membránou, a mechanismus
pracující na základě elektrochemických reakcí mezi složkami směsi a materiálem membrány. [9]
Pro separaci plynů se obvykle používají obvykle polymerní amorfní membrány. Je třeba vybírat membránu
s optimální kombinací selektivity a propustnosti, protože membrána a s velkou selektivitou má obvykle malou
propustnost, a naopak. Pro separaci plynů jsou vhodnější sklovité polymery, které umožňují použít vyšší tlakové
rozdíly na stranách membrány. Navíc mají vysoký sítový efekt a tedy i vyšší selektivitu. [9]
Pro průmyslovou separaci plynů se používají membránové moduly, tedy schránky, uvnitř kterých je separační
membrána. Moduly mohou být buď spirálně vinuté, jak ukazuje Obr. 1, nebo s dutými vlákny, podle Obr. 2.
Obr. 1: Spirálně vinutý modul [10]
[33]
Brno 2012
Obr. 2: Modul s dutými vlákny [11]
Membránová separace bioplynu
V případě bioplynu dochází k separaci složek dle Obr. 3: Separace bioplynu Methan, společně s dusíkem,
zůstává na původní, tedy retentátové straně membrány, ostatní složky přechází na permeátovou stranu.
Membránovou separací je pak možné získat více než 80 % methanu o čistotě vyšší než 95 %. [9]
Obr. 3: Separace bioplynu
Mezi výhody membránové separace bioplynu patří především nízká tlaková ztráta, minimální energetická
náročnost, minimální požadavky na obsluhu, možnost kontinuální separace a hlavně není třeba pracovat
s velkými objemy kapalin a chemikálií. V případě membránové separace je však nevýhodou potřeba předčištění
plynu (odsíření, sušení a zbavení částic) a také omezená životnost membrán, která se pohybuje mezi
3 až 5 lety. [12]
EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST
Pro experimenty s komerčně dostupnými membránovými moduly byla postavena laboratorní aparatura, na které
bude možné testovat vliv některých parametrů na separační vlastnosti membrán. Schéma laboratorní aparatury
ukazuje Obr. 4: Schéma laboratorní aparatury.
[34]
N2
Brno 2012
H2O
1
2
F
CUL
EVAP
3
COMP
9
4
CH4
1
F
P
3
7
CO2
1
F
CH4
+
NH3
A
MODUL
1
F
CH4
+
H2S
6
3
5
8
6
3
P
7
1
F
3
A
8
Obr. 4: Schéma laboratorní aparatury
K laboratorní jednotce lze připojit nezávisle na sobě tlakové nádoby s CH4, CO2, směsí CH4 a H2S a směsi CH4
a NH3. Je možné také připojit nádobu s vodou, která je do aparatury vtlačována pod tlakem pomocí dusíku
a následně v evaporátoru zplyňována. Pomocí regulátorů průtoku je možné vytvořit požadovanou směs plynů,
která je následně separována na membránovém modulu. Tlak na permeátové a reterátové straně lze nastavit
pomocí regulátorů tlaku za membránovým modulem. Na permeátové i retentátové straně je následně zapojen
plynoměr a oba proudy jsou odvedeny do digestoře.
Na laboratorní aparatuře bude tedy možné sledovat vliv různého složení vstupního plynu, různých průtoků
a rozdílných tlaků na stranách membrány.
ZÁVĚR
Membránová separace je velmi zajímavou technologií pro úpravu bioplynu, která zažívá velký rozvoj a pomalu se
staví vedle tradičních technologií jako je vodní vypírka nebo adsorpce apod. Pro optimální vystavění a fungování
technologie je třeba seznámit se detailně s faktory, které membránovou separaci ovlivňují. Pro získání takových
informací a zkušeností s provozem membránové separace v praxi budou v budoucnu probíhat měření
na laboratorní a následně i na pilotní jednotce, aby tak bylo výsledně dosaženo optimálního nastavení procesu.
[35]
Brno 2012
[1]
[2]
Kolektiv autorů; Plynárenská příručka, 1st ed.; GAS s.r.o.: Praha, 1997.
Procházková, A. Odstraňování organických sloučenin křemíku z bioplynu. Dizertační práce, VŠCHT Praha,
2012.
[3] Straka, F.; et al. Bioplyn, 2nd ed.; GAS s.r.o.: Praha, 2006.
[4] CzBA. http://www.czba.cz/ (accessedAug 06, 2012).
[5] Tenkrát, D.; Čermáková, J. Využití bioplynu a biomethanu. Paliva [Online] 2010, 2, 36-41.
http://paliva.vscht.cz/cz/archiv-clanku/detail/7 (accessedAug 06, 2012).
[6] Dvořák, V. Vtláčení biometanu do plynárenských sítí. Plyn 2011, 91, 87–91
[7] BiogasaufbereitungssystemezurEinspeisung in dasErdgasnetz – SeV - StudieneinPraxisvergleich, 2008.
SeVBayern. http://www.sev-bayern.de/content/bio-auf.pdf (accessed July 26, 2012)
[8] Bureš, M.; Černý, Č.; Chuchvalec, P. Fyzikální chemie II, 1st ed.; VŠCHT: Praha, 1994
[9] Palatý, Z.; et al. Membránové procesy, 1st ed.; VŠCHT Praha: Praha, 2012.
[10] http://www.mtrinc.com/faq.html
[11] http://www.fire.tc.faa.gov/systems/fueltank/hfm.stm
[12] M. Bobák, J. Křivčík, J. Peter, L. Brožová, Z. Pientka, K. Hádková; Případová studie úpravy bioplynu pomocí
membránových technologií; CHISA 2011, Srní, 24.-27.10.2011; řešeno v rámci projektu FR-TI1/437
[36]
Brno 2012
ÚPRAVA VÝSTUPU DREVNÉHO PLYNU ZO SPLYŇOVACIEHO GENERÁTORA MODELOVANÍM
PRÚDENIA VO VRSTVE KUSOVÉHO MATERIÁLU
Gustáv Jablonský, Augusín Varga, Zsolt Vaszi
Gustáv Jablonský, Katedra pecí a teplotechniky, Letná 9, Košice, [email protected]
Splyňovanie drevnej biomasy sa podieľa na výrobe tepla a elektriny najmä v energeticky výhodnom
kogeneračnom systéme výroby energií. Zvládnutie technológie splyňovania nezahrňuje len správne navrhnutá
geometria reaktora, ale aj vhodne zvolenie vstupných otvorov na vsádzkovanie paliva, splyňovacieho vzduchu a
výstupných otvorov na odvod vyrobeného drevného plynu a zostatkového popola. Práca sa zaoberá
modelovaním prúdenia vo vrstve kusového materiálu, ktorá slúži pre voľbu najvhodnejšieho umiestnenia otvoru
na výstup produkovaného drevného plynu.
Klíčová slova: modelovanie, splyňovací reaktor, kusový materiál
ÚVOD
Pri navrhovaní splyňovacieho reaktora s pevným lôžkom sa vychádza z umiestnením vsádzacieho otvoru
v stropnej časti reaktora. Následne sa definuje otvor pre výstup produkovaného plynu z boku vo vrchnej časti
reaktora. Takto definované vstupné a výstupné otvory sú vhodné najmä z dôvody jednoduchosti ich prevedenia.
Na zostrojenom experimentálnom zariadení však takéto prevedenie malo nepriaznivý účinok na únik
produkovaného plynu cez vsádzacie zariadenie. Zostrojil sa preto podávač drevnej štiepky, ktorý bol založený na
prinípce piestového podávania z boku a vytvoril tak možnosť pre úpravu otvoru pre výstup produkovaného plynu.
EXPERIMENTÁLNE ZARIADENIE NA SPLYŇOVANIE DREVNEJ ŠTIEPKY
Splyňovací reaktor pracujúci v protiprúdnom systéme s pevným lôžkom slúži na termický rozklad drevnej štiepky
za vzniku drevného plynu o výhrevnosti približne 4,5 MJ/m3. Takéto experimentálne zariadenie je znázornené na
obr. 1. Pri počiatočných skúškach však dochádzalo k úniku produkovaného plynu cez vsádzací otvor, kde systém
podávania bol riešený cez dvojicu guľových uzáverov. Tento problém sa čiastočne odstránil navrhnutím
piestového podávača s bočným vstupným otovrom, tak jako je to znázornené na obr. 2.
Obr. 1 Experientálne zariadenie
Obr. 2 Implementovanie navrhnutého piestového
podávača do experimentálneho zariadenia
[37]
Brno 2012
Ani novonavrhnutý systém na podávanie drevnej štiepky úplne neobmedzil únik produkovaného plynu. Preto sa
následne pristúpilo k ďalšiemu riešeniu a uzevrertiu podávacieho systému medzizásobníkom a zásbníkom.
Takéto riešeniu prispelo k odstráneniu úniku produkovaného plynu.
MODELOVANIE PRÚDENIA VO VRSTVE KUSOVÉHO MATERIÁLU
Po odstránení problémov s únikom produkovaného plynu sa pristúpilo k úprave odvodu na stropný, čím sme sa
snažili zníženíť odpor kladený plynu na výstupne z reaktora. Samozrejmosťou však bolo preveriť vplyv oboch
alternatív na výstupe plynu pri prúdení plyného média reaktorom. Rozhodli sme sa simulovať prúdenie v reaktore.
Vstupnými parametrami pre modelovanie boli údaje získané pri experimentálnych meraniach. Podmienkami pri
prevedených simuláciach bola výška vrstvy kusového materiálu 0,6 m, priemer zŕn 0,01-0,02 m. Pri simuláciach
sa neuvažovalo so zmenou objemu plyného média modelovaním splyňovacieho procesu. Objemový tok plynného
média bolo definovaný ako objemový tok splyňovacieho média (vzduchu), použitý pri konkrétnych
experimentálnych meraniach. Reaktor bol rozdelený do 5 zón, pričom pre 4 zóny (od dna ku stropu) boli
definované teplotou vrstvy pri experimentoch. 5. zóna sa nachádza nad vrstvom vsádzky resp. vrstvou kusového
materiálu, tak jako to je na obr. 3.
Obr. 3 Geometria splyňovača s príslušným odvodom
Prvé dve vrstvy majú definovanú výšku po 0,1 m, 3. a 4. vrstva majú výšku po 0,2 m. Na obr. 3 je znázornená
geometria reaktora s príslušným odvodom plynného média. Vzdušné plynné médium je privádzané medzikružím,
pričom v spodnej časti z neho vystupuje a opäť vstupuje do reaktora cez trasku nad roštom. Pri modelovanie sa
použil software Ansys, kde pre prúdenie v poréznej vrstve sa vychádzalo zo vzťahu:
 q  qq 
t

    q  q qq     q q   S ,q
(1).
Pre riešenie rovnice kontinuity sa využil vzťah:

 q  q      q  qq    np1 m pq  m qp   S q
t
[38]
(2).
Brno 2012
Riešenie hybnosti:

 q  qq      q  qqq    q p     q    q  q g 
t




 C



n
  p 1 R pq  m pq pq  m qp qp   Fq  Flift ,q  Fm,q   q   2   q  q
2
K


 

(3).
Na výpočet tepelných dejov z hľadiska prúdenia vo vrstve kusového materiálu:

 q  q hq      q  qq hq    q pq   q q    qq   S q 
t
t
  p 1 Q pq  m pq h pq  m qp hqp   Qsp
(4). [1]
n
VÝSLEDKY MATEMATICKÉHO MODELOVANIA
Modelovanie vychádza z dvoch vybraných experimentálnych meraní pri objemovom toku 2,8 a 3,5 m3/h.
Výsledok simulácie sa vzťahoval na rozloženie teplotového pola po výške reaktora, tak jako to znazorňuje obr. 4.
Teplotové pole po výške reaktora pre pre dve rôzne objemové toky vzduchu a príslušné odvody z reaktora
Z obrázka vyplýva, že umiestnenie odvodu vzduchu nemá významný vplyv na rozloženie teplôt, avšak treba vziať
do úvahy, že prevedené modelovanie je pri fixne definovaných teplotách vrstiev bez reakčného modelu.
Na druhej strane však pri modelovaní rýchlostného profilu pri objemovom toku 3,5 m3/h vzduchu vyplýva, že
dochádza k výraznejšiemu vypleniu priestoru, viď obr. 5 a 6.
[39]
Brno 2012
Obr. 4 Porovnanie rýchlosí pri objemovom toku 3,5 m3/h vzduchu pre obe variant výstupu plynu
Obr. 5 Vektory rýchlosti pri objemovom toku 3,5 m3/h vzduchu pre oba varianty výstupu
ZÁVER
Na základe výsledkov matematického modelovania prúdenia vzduchu cez vrstvu kusovej vsádzky v reaktore sa
dá zvoliť vhodnejší odvod produkovaného plynu. Okrem zabezpečenia rovnomernejšieho rozloženia teplôt po
priereze môže dôjsť k eliminácií vzniku miest s lokálne nízkymi teplotami v ktorých by následne dochádzalo ku
kondenzácii kvapalných produktov v reaktore.
POĎAKOVANIE
„Tento príspevok vznikol vďaka podpore v rámci operačného programu Výskum a vývoj pre projekt: Centrum
výskumu účinnosti integrácie kombinovaných systémov obnoviteľných zdrojov energií, s kódom ITMS:
26220220064, spolufinancovaný zo zdrojov Európskeho fondu regionálneho rozvoja.“
1 Fluent Users guide, Tutorial guide, Fluent Incorporated, Lebanon, 1993
[40]
Brno 2012
KOPYROLÝZA UHLÍ A BIOMASY NA POLOPROVOZNÍ JEDNOTCE
Lenka Jílková, Karel Ciahotný, Jaroslav Kusý, Radek Černý
VŠCHT Praha, FTOP, Ústav plynárenství, koksochemie a ochrany ovzduší, Technická 5, 166 28 Praha 6
e-mail: [email protected]
Příspěvek se zabývá kopyrolýzou směsí hnědého uhlí a extrahovaného řepkového šrotu na poloprovozní
jednotce. Pyrolýzy byly prováděny při teplotě 650 °C. Žádaným produktem je kapalný kondenzát, ze kterého byla
oddělena vodná fáze. Organická fáze bude v budoucnu využívána jako surovina pro katalytickou hydrogenační
rafinaci za účelem získání látek, které by byly využitelné v rafinériích spolu s ropnými frakcemi.
Klíčová slova: pyrolýza, kopyrolýza, uhlí, řepkový šrot
ÚVOD
V současnosti je energie z uhlí i z biomasy získávána především spalováním. K získávání energeticky
významných produktů se dále využívá procesů zplyňování, zkapalňování, esterifikace a fermentace.
Již v 19. století se proces pyrolýzy využíval k výrobě olejů a parafínů [13]. K největšímu rozvoji pyrolýzy však
došlo v období druhé světové války, kdy byly v Německu z uhlí získávány pohonné hmoty.
V posledních letech se vyvíjí převážně technologie pyrolýzy biomasy. Problémem je však vysoký podíl vody
a kyslíku, obsaženého v biomase, a její nízká měrná hmotnost. S tím souvisí vysoké náklady na dopravu,
skladování a úpravu suroviny před energetickým využitím. Jako optimální řešení se jeví kopyrolýza biomasy
s uhlím, kdy se výhodně skloubí chemické složení obou materiálů a zvýší se produkce kapalných produktů.
TEORETICKÁ ČÁST
Pyrolýza je fyzikálně - chemický děj, který probíhá za nepřístupu vzduchu a který je řazen k termickým procesům:
tzn., že na organický materiál působí teplota vyšší, než je mez jeho termické stability. Vlivem vysoké teploty
dochází k rozkladu materiálu na stabilní nízkomolekulární látky a tuhý zbytek [14].
Pyrolýza produkuje pevný pyrolýzní zbytek, který bývá označován jako koks nebo polokoks, kapalný produkt
(organický a vodní podíl), který vzniká ochlazením těkavých produktů a pyrolýzní plyn [15]. Pevný zbytek se
využívá jako palivo, nebo jako adsorbent. Kapalný produkt lze rafinačně zpracovat a následně využívat jako
náhradu za automobilový benzín, motorovou naftu a letecký petrolej. Pyrolýzní plyn se v procesu používá
především k ohřevu pyrolýzního reaktoru [16]. Maximum výtěžku žádaných kapalných produktů je zajištěno
rychlou pyrolýzou a rychlým odvodem produktů z reakčního prostoru [17]. Vlastnosti produktů jsou úzce spojeny
s vlastnostmi pyrolyzovaného materiálu a s podmínkami procesu [18]. S rostoucí teplotou pyrolýzy roste výtěžek
prchavých látek a klesá výtěžek polokoksu. Zároveň s rostoucí dobou zdržení dochází k sekundárním reakcím
(termické krakování, polymerizace, kondenzace), čímž klesá množství žádaných kapalných produktů [19], [20].
Tepelnému rozkladu podléhají nejsnáze látky, které ve svých molekulách obsahují síru, dusík a kyslík, čímž
dochází ke vzniku CO2, CO, NH3 a H2S, pyrolýzní vody a dalších produktů [15]. Při zahřívání materiálu dochází
při pyrolýze k typickým pochodům, které probíhají v určitých rozmezích teplot [21], [22]:





do 150 °C – odpaření vody, desorpce adsorbovaných plynů (především CO2, CH4, C2H6, N2, O2)
200 - 300 °C – začátek rozkladu organické hmoty (odštěpování prvních uhlovodíkových par, CO2, CO, H2S)
300 – 400 °C – intenzivní vývoj dehtových par (CH4 a vyšší uhlovodíky)
450 – 600 °C – další tepelný rozklad organických látek, vývin H2, tvoří se pyrolýzní uhlík, vznik polokoksu
600 – 1000 °C – konec vývinu dehtových látek, ukončení rozkladu zbylých organických látek na uhlík
a vodík (s rostoucí teplotou stoupá obsah H2 a klesá obsah CH4 v plynu), polokoks se mění na koks.
Během pyrolýzy dochází k velkému množství chemických reakcí, zejména k štěpení (vysokomolekulární látky se
štěpí na látky s nižší molekulovou hmotností), k polymeraci (nenasycené sloučeniny polymerují
na vysokomolekulární látky), ke kondenzaci a polykondenzaci (vznik vysokomolekulárních látek), k cyklizaci
[41]
Brno 2012
(vznik cykloalkanů a aromátů), k izomeraci (změna struktury primárních uhlovodíků), k dehydrogenaci (vznik
nenasycených uhlovodíků, popř. až H2 a pyrolýzního uhlíku) a k hydrogenaci (uvolněný vodík z dehydrogenace
hydrogenuje nenasycené uhlovodíky na nasycené) [15].
Směsi hnědého uhlí a extrahovaného řepkového šrotu (1:1 hm.) byly pyrolyzovány na poloprovozní jednotce.
Po stanovení výtěžků jednotlivých produktů byla následně provedena jejich analýza.
Poloprovozní jednotka
Následující obrázek znázorňuje schéma poloprovozní testovací jednotky, která je umístěna ve Výzkumném
ústavu hnědého uhlí v Mostě.
Obr. 7: Schéma poloprovozní jednotky ve VÚHU v Mostě [23]
Dvě identické ocelové retorty (71x51x6 cm) jsou umístěny v elektricky vytápěné peci. Retorty jsou uzavřeny
přírubami, které umožňují naplnění retort vzorkem. Retorty jsou otápěné topnými stěnami (dvě pevné a jedna
vyjímatelná) a opatřené třemi termočlánky, které snímají teplotu na topné stěně, na stěně retorty a uvnitř retorty.
Těkavé produkty odchází potrubím do nepřímého vodního chladiče a následně do tří stejných kondenzačních
nádob. Všechny tyto nádoby mají kónické dno, což usnadňuje jímání kondenzátu. Pyrolýzní plyn pokračuje přes
adsorpční nádobu (naplněna aktivním uhlí pro záchyt zbytku dehtu a odstranění sirných látek z plynu. Plyn poté
prochází plynoměrem a přes plynoměr do plynového hořáku, kde je spalován, aby neodcházel volně do ovzduší.
Všechny testy probíhaly stejným způsobem. Teplotní program byl nastaven tak, aby bylo dosaženo teploty
650 °C během dvou hodin a tato teplota byla držena další 4 hodiny. Po ukončení ohřevu docházelo k volnému
chlazení systému. Hodnoty aktuálních teplot ze všech tří termočlánků a objem vyvíjeného plynu (z plynoměru)
byly odečítány každých patnáct minut během testu. Pyrolýzní plyn byl odebírán každou hodinu v odběrném místě
do plynotěsných vaků a během několika minut byl podroben GC analýze. Organická fáze byla z kapalného
kondenzátu oddělena od pyrogenetické vody v dělicích nádobách (několik málo hodin potřebných k oddělení
fází), a to na základě rozdílných hustot. Obě fáze byly posléze podrobeny analýze na GC-MS.
Off – line stanovení složení plynu
Pyrolýzní plyny, které byly odebírány každou hodinu do plynotěsných vaků, byly analyzovány téměř
bezprostředně po odebrání ve VÚHU v Mostě, a to metodou plynové chromatografie na plynovém chromatografu
GC 82TT LABIO Praha s dvojitým tepelně vodivostním detektorem (TCD), vybavenými pozlacenými
wolframovými vlákny. Na prvním TCD detektoru byl při teplotě 150 °C stanovován H2, O2, N2, CH4 a CO.
Na dvoumetrové nerezové koloně, o průměru 3,2 mm, byla stacionární fáze molekulové síto 5A. Nosným plynem
[42]
Brno 2012
byl argon o čistotě 5.0. Na druhém detektoru TCD byl při teplotě 150 °C stanovován CO2. Na dvoumetrové
teflonové koloně, o průměru 3,2 mm, byla stacionární fáze Porapak Q. Nosným plynem bylo helium o čistotě 4.8.
Off – line stanovení složení vodné a organické fáze pyrolýzníhokondenzátu
Kvalitativní stanovení složení organické i vodné části kondenzátu bylo provedeno metodou plynové
chromatografie na chromatografu Hewlett Packard HP 6890 s hmotnostním detektorem MSD 5973. Plynový
chromatograf byl opatřen kovovou kolonou MTX–1 o délce 30 m a průměru 250 μm. Nosným plynem bylo helium.
Termostat udržoval první 2 minuty kolonu na teplotě 50 °C. Následně se teplota zvyšovala z 50 °C na 320 °C
s teplotním gradientem 15 °C∙min-1. Na teplotu 320 °C byla kolona vyhřívána ještě po dobu dalších 5 minut.
Pyrolyzovaný materiál
Surovinami pro pyrolýzy bylo hnědé uhlí z lomu ČSA a extrahovaný řepkový šrot, které byly poskytnuty
společností Preol a.s., Lovosice. Pro pyrolýzní testy byly použity směsi ve složení hnědé uhlí:biomasa 1:1 hm.
Základní vlastnosti použitého hnědého uhlí a řepkových pokrutin jsou uvedeny v následující tabulce (Tab. 1).
Tab. 1 Základní vlastnosti hnědého uhlí a extrahovaného řepkového šrotu
parametr
Wa [% hm.]
Aa [% hm.]
Std [% hm.]
Cd [% hm.]
Vd [% hm.]
Qsd [% hm.]
hnědé uhlí, ČSA
6,90
5,31
0,95
74,6
57,70
31,33
extrahovaný řepkový šrot
11,75
6,85
0,68
49,12
78,37
20,99
Z tabulky je patrné, že biomasa obsahovala vyšší podíl vody a prchavé hořlaviny, uhlí mělo naopak dle očekávání
vyšší podíl uhlíku a vyšší hodnotu spalného tepla.
VÝSLEDKY A DISKUZE
Hmotnostní bilance
Po provedení pyrolýz byla provedena hmotnostní bilance. Výsledky bilance jsou shrnuty v následující Tab. 2.
Tab. 2 Hmotnostní bilance
navážka
pevný zbytek
voda+dehet
dehet
pyr. voda
ztráty při dělení
plyn
ztráty
g
15000
6454
4603,3
1801
2756,8
45,5
4010 l (3510 g)
20,7
% hm.
100
43,0
30,7
12,0
18,4
0,3
23,4
2,9
Z hmotnostní bilance vyplývá, že kapalný produkt činí 30,7 % hm. z výtěžku. Z toho, po oddělení kapalné fáze
tvoří žádaný organický podíl (dehet) 12 % hm. z celkového množství produktů.
[43]
Brno 2012
Vývin plynu a teplota v retortě v závislosti na čase
Obr. 8: Vývin plynu a teplota v retortě v závislosti na čase
Z předchozího grafu vyplývá, že během pyrolýzy došlo ke dvěma maximům ve vývinu plynů z pyrolyzovaného
materiálu, a to při teplotě 100 °C, kdy se ze vzorku uvolňovala voda a adsorbované plyny a při teplotě
cca 520 °C, kdy docházelo k nejvyššímu vývinu dehtových par.
Složení pyrolýzních plynů
Pyrolýzní plyny vyvíjené při pyrolýzách byly odebírány každou hodinu a poté byly analyzovány metodou plynové
chromatografie. Výsledky analýz jsou shrnuty v následující tabulce (Tab. 3).
Tab. 3 Složení pyrolýzních plynů
komponent
vodík
kyslík
dusík
oxid uhelnatý
methan
oxid uhličitý
ethen
ethan
propen
propan
do 100%
po 1 h.
55 °C
% obj.
0,03
20,30
76,32
<0,01
<0,01
0,09
<0,01
<0,01
<0,01
<0,01
3,20
po 2 h.
96°C
% obj.
17,88
0,09
1,18
10,86
37,30
7,19
0,71
6,77
0,54
1,21
16,27
po 3 h.
111°C
% obj.
22,37
<0,01
0,43
6,87
35,24
6,73
0,86
2,07
0,59
1,75
23,08
po 4 h.
328°C
% obj.
22,06
<0,01
0,51
6,23
34,46
5,38
1,14
2,04
0,72
1,61
25,84
po 5 h.
576°C
% obj.
31,68
<0,01
0,54
6,29
37,91
5,14
0,52
1,22
0,29
0,92
15,48
po 6 h.
651°C
% obj.
41,46
<0,01
1,31
13,03
31,20
3,12
<0,01
<0,01
<0,01
<0,01
9,83
Z předchozí tabulky (Tab. 3) je zřejmé, že se pyrolýzní plyny skládaly zejména z methanu, oxidu uhličitého
a z vodíku. Je patrné, že s rostoucí teplotou v reakčním prostoru klesá obsah methanu a oxidu uhličitého
v odebíraném pyrolýzním plynu, naopak podíl vodíku roste.
[44]
Brno 2012
Složení organického podílu kapalného produktu
Během pyrolýzy byl v kondenzačních nádobách jímán kapalný kondenzát. Po ukončení pyrolýzy byl kondenzát
rozdělen na organickou a vodnou fázi, a to na základě rozdílných hustot. Obě fáze byly analyzovány na GC-MS
(viz výše), z nichž ta organická je určena pro další použití, konkrétně katalytickou hydrogenační rafinaci.
Vodná fáze kondenzátu obsahovala v největší míře fenoly a jejich deriváty, dále pak karboxylové kyseliny.
Po provedení analýzy byly v organické fázi kondenzátu identifikovány následující látky: alifatické uhlovodíky
(nasycené i nenasycené), benzen a fenol a jejich alkylované deriváty, aromatické uhlovodíky s více než jedním
benzoovým jádrem a jejich deriváty.
ZÁVĚR
Na poloprovozní jednotce ve VÚHU, a.s. v Mostě byly provedeny pyrolýzy směsí hnědého uhlí a extrahovaného
řepkového šrotu. Výtěžky kapalných produktů se pohybovaly okolo 30 % hm., organický podíl pak měl konkrétně
výtěžek 12 % hm.
Během pyrolýzy došlo ke dvěma maximům, při teplotě 100 °C, kdy se ze vzorku uvolňovala voda a adsorbované
plyny a při teplotě cca 520 °C, kdy docházelo k nejvyššímu vývinu dehtových par.
Pyrolýzní plyny odebrané při laboratorních pyrolýzách obsahovaly především methan, jehož podíl, spolu s CO2
s rostoucí teplotou pyrolýzy klesal, a vodík, jehož podíl s rostoucí teplotou pyrolýzy naopak rostl.
Vodná fáze pyrolýzního kondenzátu obsahovala zejména kyslíkaté sloučeniny, především fenoly a jejich deriváty
a karboxylové kyseliny.
V organické fázi pyrolýzního kondenzátu byly identifikovány následující látky: alifatické uhlovodíky (nasycené
i nenasycené), benzen a fenol a jejich alkylované deriváty, aromatické uhlovodíky s více než jedním benzoovým
jádrem a jejich deriváty.
[13] JÍLEK J. Nízkotepelná karbonizace a tepelné zpracování hnědého uhlí, Praha SNTL, 1954.
ISBN 301-05-118
[14] BARGER A. (2008) Pyrolýza biomasy: bakalářská práce. Praha: VŠCHT Praha, 48 s.
[15] CIAHOTNÝ K., et al. Kopyrolýza hnědého uhlí a řepkových pokrutin, Aprochem 2011, 11. - 13. 4. 2011,
Kouty nad Desnou, sborník, 1. díl, 305-312
[16] CORNELISSEN T., et al. Flash co-pyrolysis of biomass: The influence of biopolymers. Journal of analytical
and applied Pyrolysis, 2009, 85, 87-97
[17] VENDERBOSCH R. H., PRINS W. Fast pyrolysis technology development, Biofuels, Bioproducts
& Biorefining, 2010, 6, 178-208
[18] GERHARTZ W. Ullman´s Encyclopedia of Industrial Chemistry, 5th ed. Weinheim: VCH, 1986. Volume A7.
ISBN 3-527-20107-6
[19] CARRIER M., et al. Comparison of slow and v vacuum pyrolysis of sugar cae bagasse. Journal of analytical
and applied Pyrolysis, 2011, 90, 12-26
[20] CHEN Y., HE R. Fragmentation and diffusion model for coal pyrolysis. Journal of analytical ad applied
Pyrolysis, 2011, 90, 72-79
[21] RIEDL R., VESELÝ V. Technologie paliv. Praha: SNTL, 1962
[22] LANDA S. Paliva a jejich využití. Praha: SNTL, 1956
[23] KUSÝ J., et al. Vývoj a testování poloprovozní koksovací jednotky, Paliva, 2011, 3, 138-143
[45]
Brno 2012
[46]
Brno 2012
KOMBINOVANÁ VÝROBA TEPLA A ELEKTRINY - KOGENERÁCIA ZALOŽENÁ NA SPAĽOVANÍ
A SPLYŇOVANÍ PEVNEJ BIOMASY
Slávka Kočanová, Filip Furka, Gustav Jablonský, Valentin Lunkin
Technická univerzita v Košiciach, Hutnícka fakulta, Katedra peci a teplotechniky, Letná 9, 042 00 Košice
email:[email protected]
Technológie kombinovanej výroby tepla a energie založené na spaľovaní a splyňovaní biomasy boli intenzívne
vyvinuté počas posledných rokov. Kogeneračné technológie založené na spaľovaní biomasy dosiahli vysokú
úroveň rozvoja. Splyňovanie biomasy a s ním spojená kombinovaná výroba tepla a elektriny predstavujú
potenciál budúcnosti, no ešte nedosiahli úroveň rozvoja, ktorá umožňuje komerčné využitie.
Pre všetky technológie kogenerácie prebieha značné úsilie v oblasti výskumu a vývoja, predovšetkým so
zameraním na ďalší technologický vývoj za účelom zvýšenia ich účinnosti a dostupnosti.
Kľúčové slova: kogenerácia, splyňovanie a spaľovanie biomasy
ÚVOD
Kogeneračné technológie založené na spaľovaní a splyňovaní biomasy predstavujú veľký potenciál pre zníženie
emisií CO2, pretože sú založené na využití obnoviteľných zdrojov energie.
Pre ekonomickú prevádzku možno odporučiť minimálnu hodnotu 6,000 hodín, ktoré ukážu dôležitosť
optimálneho návrhu kogeneračnej jednotky v závislosti na ročnom tepelnom výkone diaľkovej línie alebo procesu
tepelnej siete.
Kogeneračné technológie založené na procesoch spaľovania biomasy boli počas posledných rokov rozvíjané
a realizované v mnohých Európskych krajinách .
Kogeneračné technológie založené na procesoch splyňovania biomasy tiež predstavujú potenciál budúcnosti ,
ale ešte nedosiahli úroveň , ktorá umožňuje komerčné využitie. Avšak, niekoľko ukážkových zariadení na báze
splyňovania sú v prevádzke ale na okraji komercializácie. Splyňovanie biomasy je podstatne zložitejší proces ako
spaľovania biomasy, ale môže ponúknuť vyššiu elektrickú účinnosť, čo robí splyňovanie biomasy pre budúcnosť
atraktívne. Článok poukazuje na technické a ekonomické aspekty.
KOGENERÁCIA NA BÁZE SPAĽOVANIA BIOMASY
Existujú rôzne technológie pre výrobu elektriny na základe spaľovania biomasy: proces s parnou turbínou, proces
s parným piestovým motorom, proces s parným skrutkovým motorom, proces s ORC (Organic Rankine Cycle),
proces so Stirlingovým motorom [1].
Bližšie si rozoberieme kogeneráciu na báze spaľovania biomasy s ORC procesom.
ORC proces spaľovania biomasy v Taliansku
Technológia špeciálne navrhnutá pre kombinovanú výrobu tepla a elektriny na báze spaľovania biomasy bola
vyvinutá TURBODEN Srl, Brescia, Taliansko v spolupráci s Technickou univerzitou v Miláne [2].
Menovitá elektrická kapacita ORC modulov pre kombinovanú výrobu tepla a elektriny na báze spaľovania
biomasy je v rozsahu od 200 do 2000 kW.
Princíp ORC procesu je na Obr. 4. Ako organické pracovné médium sa využíva silikónový olej .
[47]
Brno 2012
Obr. 6 Schematický obrázok CHP elektrárne na biomasu na báze ORC
Na základe prevádzkových skúseností možno konštatovať, že technológia na báze ORC je technologicky
a ekonomicky realizovateľná pre stredné kogeneračné elektrárne s ORC jednotkou . Prebiehajúce aj budúce
vývojové trendy sa zameriavajú na zlepšenie elektrickej účinnosti [3].
KOGENERÁCIA NA BÁZE SPLYŇOVANIA BIOMASY
Kogeneračné technológie založené na splyňovaní biomasy sú v súčasnosti vo vývojovom a demonštračnom
štádiu, a ešte nedosiahli trhovú zrelosť. V posledných rokoch bolo postavených niekoľko demonštračných
elektrárni a niektoré z nich sú už v prevádzke niekoľko tisíc hodín [4].
CFB proces splyňovania biomasy parou v Rakúsku
Biomasa je splyňovaná v fluidnom lôžkovom reaktore (CFB) a výsledný plyn sa používa na výrobu tepla
a elektriny . Na Obr. 2 možno vidieť zjednodušenú schému procesu CFB (Circulation Fluidised Bed)
splyňovania vodnou parou.
Splyňovač bol v prevádzke asi 32 700 hodín a plynový motor 27 400 hodín od novembra 2001 do septembra
2007. Účinnosť studeného plynu splyňovača je približne 71,4 % a celková účinnosť elektrárne je 25,6 %. Tepelná
účinnosť elektrárne činí 50,9 %. Celková účinnosť elektrárne je 76,5%. Tieto účinnosti možno dosiahnuť ak je
použité palivo o vlhkosti pod 15 %hm. Zariadenie bolo prevádzkované na drevnú štiepku o veľkosti častíc do 50
mm.
[48]
Brno 2012
Obr. 2 Zjednodušená schéma procesu CFB splyňovania biomasy parou v Güssingu [5]
Obr. 3 Zjednodušená schéma CFB splyňovania biomasy s integrovaným plynovým motorom a
ORC jednotkou [7]
Zjednodušenú schému CFB procesu splyňovania biomasy parou s integrovanými plynovými motormi a jednotkou
ORC znázorňuje Obr. 3. Na základe výpočtov, popísané inovačné opatrenia by mali zvýšiť celkovú účinnosť
elektrárne asi o 32,2% [3]. Táto aplikácia je vhodná pre kogeneračné elektrárne na biomasu s menovitým
elektrickým výkonom nad 2,5 MW.
EKONOMICKÉ HĽADISKO
Ekonomické hodnotenie bolo vykonané pre päť kogeneračných elektrárni na báze spaľovania biomasy a tri
kogeneračné elektrárne na báze splyňovania biomasy.
Všetky prípadové štúdie boli hodnotené na elektrárňach , ktoré sú v prevádzke (spaľovacie systémy )alebo na
demonštračných zariadeniach (splyňovacie systémy).
[49]
Brno 2012
Obr. 4 Konkrétne dodatočné investičné náklady pre rôzne kogeneračné technológie na báze biomasy
k menovitému elektrickému výkonu [6]
Obr. 4 poukazuje na konkrétne dodatočné investičné náklady na rôzne kogeneračné technológie na báze
biomasy. Výpočet berie do úvahy len prebytočné investičné náklady na kogeneračnom zariadení v porovnaní
s bežnými zariadeniami na spaľovanie biomasy . Výsledky svedčia o tom , že v prípade kogeneračných
technológii založených na spaľovaní biomasy investičné náklady zvyšujú sa s klesajúcim menovitým elektrickým
výkonom.
Konkrétne dodatočné investičné náklady pre procesy so Stirlingovým motorom sú približne 5,3 eur/kWh el
a približne 4,6 eur/kWhel . Patričné náklady pre ORC precesy boli zistené v rozsahu od 2,6 do 3,6 eur/kWhel
a konkrétne dodatočné investičné náklady pre proces s parnou turbínou bol zistený okolo 2,4 eur/kWhel.
Obr. 5 Náklady na výrobu elektrickej energie pre rôzne kogeneračné technológie [7]
Náklady na výrobu elektrickej energie pre rôzne kogeneračné technológie v závislosti na elektrickom výkone
znázorňuje Obr. 5. Konkrétne náklady na výrobu elektrickej energie pri použití procesov so Stirlingovým
motorom (menovitý elektrický výkon 35 a 70kW) činí približne 0,22 eur/kWhel a 0,19 eur/ kWhel. Náklady pre
[50]
Brno 2012
technológie s ORC procesom sú v rozsahu od 0,14 do 0,17 eur/kWhel (v závislosti na veľkosti). Náklady pre
procesy založené na parnej turbíne s menovitým elektrickým výkonom 5MWel činí asi 0,13 eur/kWhel.
Konkrétne náklady na výrobu elektrickej energie z elektrárni založených na splyňovaní biomasy sú nepochybne
vyššie a pohybujú sa v rozsahu 0,19 eur/kWhel pre protiprúdny splyňovací proces a 0,26 eur/kWhel pre súprudny
splyňovací proces [6].
ZÁVER
Náklady na výrobu elektrickej energie pri kogeneračných technológiách založených na spaľovaní biomasy sa
pohybujú od 0,13 do 0,22 €/kWhel v závislosti na veľkosti technológie. Pri procesoch na báze splyňovania
biomasy náklady na výrobu elektrickej energie nepochybne prevyšujú kogeneračné technológie založené na
spaľovaní biomasy s rovnakým menovitým elektrickým výkonom. Vysoká zložitosť kombinovanej výroby tepla
a elektriny založenej na splyňovaní biomasy má za následok vysoké investičné, prevádzkové a údržbové
náklady.
Investičné dotácie pre vysoko inovatívne koncepty ako sú procesy založené na spaľovaní a splyňovaní biomasy
sú potrebné na to, aby sa vytvorili kogeneračné elektrárne na báze biomasy ekonomicky konkurencieschopné.
POUŽITÁ LITERATÚRA
1 OBERNBERGER I., BINI R., NEUNER H., PREVEDEN Z.: Biomass fired CHP plant based on an ORC
cycle project ORC- STIA-Admont. Final publishable report of the EU-THERMIE project No. BM/120/98,
European Commission, DG TREN (ed.), Brussels, Belgium, 2001.
2 BINI R, MANCIANA E: Organic Rancine Cycle Turbogenerators for Combined Heat and Power Production
from Biomass. Proceedings of the 3rd Munich Discussion Meeting 2000, ZAE Bayern,Munich, Germany
3 OBERNBERGER I., GAIA M. : Biomasse - Kraft-Wärme-Kopplung auf Basis des ORC-Prozesses - Stand
der Technik und Möglichkeiten der Prozessoptimierung. Proceedings of the VDI-Seminar “Strom und
Wärme aus biogenen Festbrennstoffen“. 2 - 6 June 2005, Salzburg, Austria, VDI Verlag GmbH (Ed.),
Düsseldorf, Germany.
4 REITER Daniel, 2007: Vergasung und Pyrolyse von festen biogenen Brennstoffen zur Strom- und
Wärmeerzeugung - Stand der Entwicklung und techno-ökonomische Bewertung, diploma thesis,
Fachhochschule Oberösterreich, Wels, Austria
[5] RAUCH R, HOFBAUER H. : Dezentrale Strom- und Wärmeerzeugung auf Basis BiomasseVergasung. In:
Tagungsband zum 14. DVV Kolloquium, 18.-20.11.2004, Wien, Deutsche Vereinigung
für Verbrennungsforschung e.V. (Ed.), Essen, Deutschland.
[6] OBERNBERGER I., THEK G. Techno-economic evaluation of selected decentralised CHP
applications based on
biomass combustion in IEA partner countries. Final report of the related
IEA Task32 project, BIOS BIOENERGIESYSTEME GmbH (Ed.), Graz, Austria, 2004.
[7] OBERNBERGER I., THEK G., REITER D., 2008: Economic evaluation of decentralised CHP applications
based on biomass combustion and biomass gasification. In: Proceedings of the Central European
Biomass Conference 2008, Austrian Biomass Association (Ed.), Graz, Austria
[51]
Brno 2012
[52]
Brno 2012
ANALÝZA PARAMETROV VPLÝVAJÚCICH NA OPTIMALIZÁCIU TVARU A ROZMERU VÝLISKOV
Peter Križan, Miloš Matúš
Ústav výrobných systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality, Strojnícka fakulta STU
Bratislava;Nám. Slobody 17, 81231 Bratislava; [email protected]
Cieľom príspevku je poukázať na parametre, ktoré musia byť uvažované pri optimalizácii tvaru a rozmeru tuhých
ušľachtilých biopalív (TÚBP). Určité tvary a rozmery TÚBP sú všeobecne známe a dané. Avšak nie každý tvar
a rozmer výlisku je vhodné pre konkrétne spôsoby energetického zhodnocovania. Na výsledný tvar a rozmer
výliskov je nutné sa pozerať z pohľadu konštrukcie zhutňovacích strojov, konštrukcie spaľovacích zariadení,
automatizácie spaľovacieho procesu, dimenzovania podávacích zariadení, skladovania a prepravy výliskov.
Prezentovaná analýza parametrov, zohľadňuje vyššie menované pohľady a preto bude možné vykonať
optimalizáciu tvaru a rozmeru TÚBP.
Kľúčové slová: výlisok, tuhé biopalivo, tvar výlisku, spaľovací proces, pomer povrchu k objemu, opotrebovanie
zhutňovacích nástrojov, automatizácia spaľovacieho procesu, skladovanie
TYPY PRODUKOVANÝCH VÝLISKOV V SÚČASNOSTI
V súčasnom období sa na spracovanie biomasy v prevažnej miere využívajú 2 základné spôsoby zhutňovania,
a to peletovanie a briketovanie. V každom z týchto spôsobov sa využíva zhutňovací proces, pri ktorom dochádza
k redukcií objemu lisovacieho materiálu 6 až 19 násobne (19 násobne u bavlneného materiálu). Na základe tohto
poznáme 2 druhy výliskov – pelety a brikety.
Pelety sú výlisky rôznych materiálov, zhutnených pomocou technológie peletovania na peletovacích
zhutňovacích strojoch. Pelety sa vyrábajú zväčša valcového tvaru (viď. Obr. 1). Rozmery peliet sú definované
v technických normách. V nasledujúcej tabuľke 1 môžeme vidieť rozmery peliet zadefinované niektorými
národnými technickými normami (v dnešnej dobe už neplatnými). Výhodou peliet je možnosť automatizácie
procesu spaľovania v kotloch, dobrá skladovateľnosť, pomerne rýchle vzplanutie, dobrá homogenita a iné. Medzi
nevýhody môžeme zaradiť nižšiu mernú hmotnosť, ktorá sa prejavuje nižšou výdržou horenia, pri spaľovaní
v domácich kotloch určených na kusové drevo je nutná technická úprava kotla čo môže byť finančne náročné.
Brikety ako produkt briketovania sa vyrábajú v rôznych tvaroch a veľkostiach. V tabuľke 1 sú vypísané normy,
ktoré priamo definujú rozmery brikiet. Poznáme valcové brikety, brikety tvaru n-uholníkového a tvaru kvádrového
(viď. Obr. 1). Valcové a n-uholníkové brikety sa vyrábajú aj s dierou. Medzi výhody brikiet môžeme zaradiť dĺžku
horenia, možnosť spaľovania bez úprav v akýchkoľvek otvorených systémoch. Sú vhodné pre spaľovanie v
sporákoch, v kachliach, v ústredných kúreniach, v kozuboch a pod. Medzi nevýhody zaraďujeme skutočnosť, že
sú nevhodné pre malé a stredné automatizované spaľovacie zariadenia.
Obr.1 Štandardne vyrábané tvary brikiet a peliet v dnešnej dobe Tab.1 Rozmery peliet a brikiet definované
národnými technickými normami [1], [2], [3], [4], [5], [6];
[53]
Brno 2012
Skupina
(označenie)
HP 1
HP 2
HP 3
RP 1
RP 2
RP 3
Priemer
D [mm]
od 4 do 10
od 10 do 40
od 40 do 120
od 4 do 10
od 10 do 40
od 40 do 120
Dĺžka
[mm]
do 5 x D
do 4 x D
do 400
do 5 x D
do 4 x D
do 400
Typ
biopaliva
pelety
brikety
pelety
brikety
Materiál
drevo
drevo
kôra
kôra
drevo
Nemecko
HP 1
HP 2
HP 3
HP 4
HP 5
do 100
od 60 do 100
od 30 do 70
od 10 do 40
od 4 do 10
do 300
od 150 do 300
od 100 do 150
do 100
do 50
brikety
brikety
brikety
pelety
pelety
drevo
drevo
drevo
drevo
drevo
DIN Plus
Nemecko
-
od 4 do 10
do 5 x D
pelety
drevo
SS 187120
Švédsko
1
2
3
do 4
do 5
do 6
neudáva
neudáva
neudáva
pelety
pelety
pelety
drevo
drevo
drevo
SN 16000
Švajčiarsko
-
od 4 do 10
do 50
pelety
drevo
CTI - R 04/5
Taliansko
A
B
C
D
6 alebo 8
6 alebo 8
6 alebo 8
od 10 do 25
neudáva
neudáva
neudáva
neudáva
pelety
pelety
pelety
pelety
-
British BioGen
Veľká Británia
Premium
Regenerované
od 4 do 20
od 10 do 20
neudáva
neudáva
pelety
pelety
-
-
do 25
neudáva
pelety
bylinná
biomasa
Číslo normy
Ő-Norm M7135
Krajina
Rakúsko
DIN 51731
Smernica č.55/2008 Česká Republika
Technickou normalizáciou pre tuhé biopalivá sa v rámci Európskeho výboru pre normalizáciu zaoberá technická
komisia CEN/TC 335. Táto sa snažila všetky existujúce národné technické normy zjednotiť a rozšíriť ich o aj
o rôzne iné druhy materiálov. Európska komisia pre štandardizáciu CEN pripravila doteraz prostredníctvom
Technickej komisie pre tuhé biopalivá (CEN-TC 335) 38 publikovaných štandardov, z toho 35 je technických
noriem EN, dve špecifikácie CEN/TS a jedna technická správa CEN/TR. Na nasledujúcich obrázkoch 2 a 3,
vidíme výťahy z aktuálne platných EN noriem pre tuhé biopalivá, týkajúcich sa rozmerov brikiet a peliet. V zásade
platí, že výlisky s priemerom D < ø 25 mm sa nazývajú pelety a výlisky s priemerom D > ø 25 mm sa nazývajú
brikety. Ďalšie rozmery a tvary výliskov sú definované v súbore noriem EN 14961. Výťahy uvedené
v nasledujúcich obrázkoch sú zo súborov noriem STN EN 14961: Tuhé biopalivá, Špecifikácia a triedy palív,
pozostávajúca zo 6 častí.
Obr.2 Špecifikácia vlastností pre pelety – výťah zo súboru noriem STN EN 14961:2010 [7]
[54]
Brno 2012
Obr.3 Špecifikácia vlastností pre brikety – výťah zo súboru noriem STN EN 14961:2010 [7]
ANALÝZA PARAMETROV VPLÝVAJÚCICH NA OPTIMALIZÁCIU TVARU A ROZMERU VÝLISKOV
Na našom pracovisku sa venujeme konštrukcii zhutňovacích strojov a preto je nutné venovať sa aj analýze tvarov
a rozmerov výliskov. Logickým výsledkom spracovania informácií z vykonanej analýzy je rozhodnutie pokúsiť sa
optimalizovať tvar a rozmer výlisku – paliva. Dôležitým krokom je stanoviť si parametre vplývajúce na
optimalizáciu a vykonať analýzu stanovených parametrov.
Parametre, ktoré vplývajú na optimalizáciu tvaru a rozmeru výliskov sú nasledovné [12]:
- kvalita paliva – hustota a pevnosť (druh lisovaného materiálu a technológie úpravy);
- spôsob horenia paliva (rozdiel medzi spôsobom horenia peliet a brikiet, medzerovitosť výliskov);
- opotrebovanie zariadenia (opotrebovanie funkčných častí zhutňovacích zariadení – nástrojov);
- automatizácia procesu spaľovania (pri spaľovaní peliet a pri spaľovaní brikiet);
- skladovanie a transport paliva (zaplnenie priestoru);
- príkon a výkon zariadenia pre výrobu výliskov;
Na základe vedomostí z praxe, poznatkov získaných z vedeckých prác a skúseností získaných na katedre, sme
zostavili hodnoty váhových faktorov. Najvyššiu prioritu sme zvolili pre horenie, keďže výlisok je palivo. Do horenia
patria tri dôležité časti: doba horenia, pomer povrchu k objemu a súčiniteľ medzerovitosti. Nižšiu prioritu sme
priradili faktorom opotrebenia zariadenia, ako aj automatizácii procesu spaľovania výlisku. Najnižšiu prioritu sme
určili pre skladovanie a prepravu výliskov.
Koeficienty váhových faktorov:
- proces horenia výlisku ................................................................ 1,3
- automatizácia procesu spaľovania výlisku ................................. 0,9
- opotrebenie zariadenia ............................................................... 0,9
- skladovanie a preprava výlisku .................................................. 0,3
–––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––––
- súčtový váhový koeficient .......................................................... 3,4
Kritériá ako proces horenia, skladovanie a doprava výlisku, automatizácia procesu výroby a dodávanie paliva do
spaľovacieho zariadenia, sú kritériá podľa ktorých je vhodné posudzovať teleso - teda tvar a rozmer paliva.
[55]
Brno 2012
1.) Proces horenia paliva – spôsob horenia paliva
Pre potreby analýzy sme si zvolili známe geometrické telesá, ktoré predstavujú tvar paliva (viď. Tab. 2). Niektoré
geometrické telesá reprezentujú tvary výliskov, ktoré sa produkujú v súčasnej dobe. Nájdeme tu však aj telesá,
ktoré sme si zvolili z dôvodu obsiahnutia širšieho záberu rôznych tvarov palív. Veľmi dôležitým parametrom pri
procese horenia paliva je pomer povrchu k objemu paliva. Pre stanovanie tohto pomeru sme použili tzv.
jednotkovú metódu a softvér vyvinutý na našom pracovisku Optimalizácia V4.0 Pri metóde jednotkového objemu
sme objem telesa zvolili rovný jednej (jednotkový objem), všetky rozmery telesa až na jeden sme zvolili tiež rovné
jednej. Hľadaný rozmer vyjadríme z objemu. Vypočítaný rozmer a jednotkové rozmery sme dosadili do vzorca pre
povrch daného telesa. Pre softvér Optimalizácia V4.0 sú vstupnými hodnotami vzorce objemu a povrchu. Softvér
určí počet premenných a vypíše premenné do operačného poľa. Pre premenné sa určia intervaly, krok a určí sa
či bude výpočet pre konkrétny alebo ľubovoľný objem. Po zadaní hodnôt prebehne výpočet. Program dosadzuje
všetky kombinácie hľadaných premenných s obmedzeným krokom. Premenné sú zapisované do virtuálnej
tabuľky, kde porovnávaním hodnôt program vyhľadáva maximá a minimá pomeru povrchu k objemu. Výstupom je
stanovenie maximálneho a minimálneho pomeru povrchu k objemu, určenie povrchu, objemu a určenie rozmerov
pre maximálny a minimálny pomer povrchu k objemu.
Ak porovnávame tvar „brikety a pelety“ z hľadiska rýchlosti horenia, zistíme že tieto tvary sa pohybujú v dvoch
extrémoch. Ak má „n“ výliskov rovnaký objem a rôzny povrch, platí že objekt s najmenším povrchom zhorí
podstatne neskôr ako objekt s najväčším povrchom. Guľa má najmenší povrch k jednotkovému objemu. Druhým
extrémom je nekonečná doska, s hrúbkou, ktorá sa blíži k nule, priestorová vločka s nekonečným množstvom
hrán, prípadne „ježko“ s jadrom veľkosti blížiacej sa k nule. Z hľadiska spaľovania by teda malo platiť, že guľa
(pomalé vyhorenie) je najvhodnejšia pre spaľovanie v krbe a tenučká platňa v aglomeračnom kotly (rýchle
vyhorenie). Nás bude zaujímať minimálny pomer povrchu k objemu telesa.
Úlohou analýzy bolo porovnať rôzne geometrické objekty a navrhnúť vhodný objekt, ktorý má optimálny pomer
povrchu k objemu a vhodne vyplňuje skladovací priestor. Výsledkom vykonanej analýzy je poznanie, že z
hľadiska pomeru povrchu k objemu je optimálnym telesom guľa a najnevýhodnejší je kužeľ. Vhodné objekty sú
valec, valec s dierou a valec s podstavou elipsy. Z hľadiska použitých matematických metód je vhodnejšia
metóda iteračná (softvér), lebo hľadá najvhodnejšie riešenie strán pre daný výlisok pri danom objeme.
Samozrejme vyhodnotenie musí byť urobené aj s ohľadom na postup a technológiu výroby daného tvaru.
Z programu sme získali nielen porovnanie povrchu k objemu všetkých vybraných objektov, ale aj pomer strán pre
jednotkový objem a povrch. Výpočet prebehol pre krok 0,01 s obmedzením intervalom od 0,1 do 10 pre rozmery
popisujúce objekt.
Pre rýchle vyhorenie objektu musí byť pomer povrchu k objemu čo možno najväčší, a pre pomalé vyhorenie
objektu čo najmenší. Vhodný je teda tvar gule s určitou drsnosťou povrchu, prípadne tvar kvázi guľový s ostrými
hranami. Drsnosť povrchu prípadne ostré hrany pomáhajú pri rýchlejšom zapálení výlisku, malý pomer povrchu
k objemu zaručuje dlhé rovnomerné horenie. Taktiež sa osvedčil novo navrhnutý tvar telesa v podobe prieniku
dvoch valcov.
Spaľovanie brikiet a peliet v domácich kotloch prebieha pyrolytickou reakciou. Vychádzame z faktu, že okrem
biomasy neexistuje iná surovina, ktorá sa pri spaľovaní správa úplne ekologicky. Brikety a pelety majú pri
spaľovaní rovnaký tvar, vlhkosť a hustotu. Zlisovaný odpad má často lepšie mechanické vlastnosti ako pôvodný
materiál ( hustota výlisku z drevného odpadu je ρ = 1000 až 1400 kg.dm-3, pričom hustota dreva smreku je
približne ρ = 400 kg.dm-3). Brikety a pelety horia plynulo, ustáleným plameňom vzhľadom k takmer
homogénnemu zloženiu materiálu. Doba horenia závisí od tvaru, veľkosti a druhu materiálu. Po vyhorení brikety
alebo pelety sa popol používa ako biologické hnojivo. Porovnávacie štúdie dokázali, že pri valcových briketách
o veľkých priemeroch sú v prvých minútach horenia nižšie straty vlhkosti ako pri briketách s menším priemerom.
Bolo zistené, že tvar a veľkosť priemeru brikiet má vplyv na rýchlosť horenia. Ďalej nám výsledky laboratórnych
testov ukázali, že brikety a pelety štvorcovej a obdĺžnikovej podstavy majú principiálne väčší úbytok vlhkosti, čo
podmieňuje rýchlejší začiatok horenia v rohoch a na hranách. Takže valcová briketa horí pomalšie. Brikety
o väčšom priemere majú tendenciu horieť pomalšie, a tým pádom dlhšie dodávajú teplo.
Pelety a brikety je možné optimalizovať z hľadiska našich zvolených parametrov. Dôležitými parametrami pre
sledovanie by potom mali byť čas horenia, pomer povrchu k objemu výlisku a veľkosť medzery pre dokonalý
prístup vzduchu pri horení. Celková doba spaľovania brikiet a peliet sa skladá z doby ohrevu, zapálenia,
odparovania vody, doba odplyňovania. Celkový čas sa pritom nemôže brať ako obyčajný súčet týchto časov.
Napr. doba vyhorenia tuhej horľaviny začína už pri dohorievaní prchavej horľaviny. Stanoviť dobu vyhorenia
brikiet a peliet je možné vykonať na základe aproximácie empirického vzorca pre vyhorenie uhoľného paliva, tzv.
Nusseltovo kritérium. Toto kritérium zohľadňuje podmienky spaľovacieho priestoru a veľkosť objektu.
Tab.2 Tvary výliskov navrhnuté pre analýzu [12]
[56]
P.č.
Výlisok - navrhovaný tvar
Brno 2012
Objem – vzorec
Povrch – vzorec
4 3
r
3
Obrázok a rozmery
Guľa
V
Valec
V  r 2 v
S  2r r  v 
Päťsten
3
a2 3
V 
v
4
a2 3
S
 3 a  v
2
4
3. 3.a 2 .v
V
2
S  3. 3.a  6.a.v
1
S  4r 2
r
r
v
2
Osemsten
5

V  v R  r
Valec s dierou
6
7
Valec s eliptickou podstavou
8
Prienik dvoch valcov
pomer povrchu k objemu výlisku
b
v
S  r r  s 
kd e
2

r
v2  r 2
s 

2
v
2
S  2 R  r  Rv  rv
r
R
v

S  6a 2
V  a 2  b2    v
a
S  2   a b 
a
3

   a  b   a  b .v
2

v
V  2,323r 3
b
S  10,752r 2
r
13,076 13,105
14
12
9,264
9,816
10
6,079
8
4,835
6
a
V  a3
Kocka
9
2
v
3
1
V  r 2v
3
Kužeľ
a
5,544
6,439
6,412
6,559
6,213
5,571
6
6
8,11 8,23
5,568
4,839
4
2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
tvar výlisku
Metóda jednotkového objemu
Metóda iteračná (softvér)
Obr.4 Porovnanie pomerov povrchu k objemu pre výlisky: 1 – guľa; 2 – valec; 3 – päťsten; 4 – osemsten; 5 –
kužeľ; 6 – valec s dierou; 7 – kocka; 8 – valec s eliptickou podstavou; 9 – prienik dvoch valcov
[57]
Brno 2012
Pri horení je dôležitý prístup kyslíka a preto je dôležitá medzerovitosť daných výliskov. Optimálny objekt z
hľadiska medzerovitosti sa javí guľa (viď. nižšie). Súčiniteľ medzerovitosti pre guľu je 0,427. Najnevhodnejším
objektom je kocka, jej súčiniteľ medzerovitosti je rovný nule. To znamená pre kocku, že prístup vzduchu je nulový
(viď. nižšie).
2.) Automatizácia procesu spaľovania výliskov
Pri analýze tvarov a rozmerov výliskov a pri následnom optimalizovaní tvarov výliskov je nutné vziať do úvahy aj
automatizáciu spaľovania. V našej analýze sme sa zamerali hlavne na oblasť automatizácie procesu spaľovania
výliskov v obytných domov.
Vieme, že aj brikety sa spaľujú v domácich (drevo splyňujúcich) kotloch, prípadne v krbe. Ide o kotle (s výkonom
20 až 100 kW) pre rodinné domy a menšie budovy s charakteristickým prevedením horného zásobníka –
splynovača paliva. Splyňovacia komora je plnená kusovým palivom (briketami), zásoba vydrží 4 – 10 hodín trvalej
prevádzky. V podstate tu nie je možné uplatniť žiadny stupeň automatizácie. Opačným prípadom sú
veľkoodberatelia – kotolne, ktoré dokážu brikety zakomponovať do automatického režimu spaľovania výliskov, od
zásobníka paliva až po jeho spálenie. Dávkovanie do spaľovacích zariadení je primerane nastavené podľa druhu
a typu spaľovaného paliva a je možné ho riešiť použitím závitovkového dopravníka alebo nastavením
rovnomernej vrstvy na pásovom rošte. Taktiež sú často pri vykurovaní výrobných, sociálnych objektov, ohrev
úžitkovej vody, využívané aj roštové podávače, hrabličkové dopravníky a turnikety. Pelety sú svojím tvarom
a rozmermi vhodné hlavne pre spaľovanie v menších kotloch na pelety využívané v rodinných domoch, alebo
menších objektoch. Pre tieto aplikácie sa v dnešnej dobe už zväčša tieto zariadenia dodávajú ako komplexný
automatizovaný systém pozostávajúci zo zásobníka pre pelety, automatizované dávkovacie a dopravné systémy
a samotný peletovací kotol. Množstvo svetových výrobcov preferuje dávkovače na pelety v intervale od ø 4 až do
ø 25 mm. Norma STN ISO 1050 udáva parametre a hlavné rozmery pre závitovkové dopravníky. Norma
stanovuje, že najväčší rozmer dopravovaného materiálu nesmie presahovať 1/4 priemeru závitovky.
Existuje niekoľko spôsobov dávkovania paliva. Jedná sa vo všeobecnosti o závitovkové dopravníky a piestové
podávače (domáce kotolne). Pre spaľovanie peliet v kotloch s malým výkonom sa používajú výhradne
závitovkové dopravníky, hlavne z dôvodu jednoduchého ovládania podávacej závitovky. Palivo by malo byť
optimalizované aj s ohľadom na systémy dávkovacích zariadení, používajúcich dávkovače s predpísanými
rozmermi paliva. Pre veľké spaľovacie systémy (kotolne) je využívanie peliet neefektívne a neodporúča sa.
Spaľovanie paliva prebieha na rošte, pričom proces plnenia je plne automatizovaný pomocou závitovkových
dopravníkov, piestových dávkovačov, alebo pomocou roštových podávačov a ich kombináciou. Tieto zariadenia
sú dimenzované na väčšie rozmery palív.
3.) Opotrebovanie funkčných častí zariadenia – lisovacích nástrojov
Opotrebenie stroja a jeho funkčných častí je veľmi dôležité z ekonomického hľadiska. Preto je dôležité, aby sa
opotrebovaniu zabraňovalo už pri návrhu výlisku (veľkosť a tvar) a ostatných kritériách. Čím väčšie je
opotrebenie, tým sú väčšie náklady na opravu a naopak. Pri analýze tohto parametra je možné tiež využiť pomer
povrchu k objemu výlisku. Predpokladáme že čím menší dosiahneme pomer povrchu k objemu, tým je
opotrebenie menšie. Teda to znamená menší pomer opotrebenia zhutňovacej komory, matrice pre peletovanie
a hubice pre briketovanie – teda lisovacieho nástroja. Z hľadiska tohto predpokladu a na základe vypočítaných
hodnôt pomerov (viď. Obr. 4) sa dá povedať, že z pohľadu opotrebovania funkčných častí stroja je najvhodnejšia
guľa. Opotrebovaniu zariadenia sme dali ten istý váhový faktor ako automatizácii spaľovania.
Pre názorné vysvetlenie prikladáme nasledujúci obrázok 5. Vidíme tu grafické porovnanie pomeru povrchu
k objemu rôznych tvarov lisovacích otvorov v briketovacej hubici (nástroj). Treba si uvedomiť, že výsledný tvar
výliskov je priamo závislý od lisovacích nástrojov. Preto je možné cez tvar lisovacieho nástroja a jeho mieru
opotrebenia vyjadrenú pomerom povrchu k objemu lisovacích otvorov, analyzovať a následne optimalizovať tvar
výliskov. Hubice označené H140, H120, H100 a H70 reprezentujú hubice s valcovým otvorom ø 20 mm, ktorých
dĺžky sú 70, 100, 120 a 140 mm. Hubice 7H140, 5H140, 3H140, 2H140 a 1H140 sú hubice s kužeľovým otvorom,
priemerom na vstupe ø 20 mm a meniacim sa stupňom kužeľovitosti 1°, 3°, 5° a 7°. Na základe vypočítanej
hodnoty pomeru povrchu k objemu lisovacieho otvoru pre každú z uvedených hubíc, môžeme konštatovať že
z pohľadu najmenšieho opotrebovanie nástroja – lisovacej hubice ja najvýhodnejšia hubica H70 (viď. Obr. 5).
Takýmto postupom je možné zanalyzovať rôzne tvary lisovacích nástrojov a tým získať pohľad na mieru
opotrebovania lisovacieho nástroja v závislosti od tvaru výliskov.
[58]
Brno 2012
pomer povrchu k objemu lisovacieho
otvoru hubice
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
H140
H120
H100
H70
7H140
5H140
3H140
2H140
1H140
typ hubice
Obr.5 Porovnanie pomerov povrchu k objemu lisovacích otvorov briketovacích hubíc rôznych modifikácií
4.) Skladovanie a preprava výliskov
Skladovanie, preprava a manipulácia závisí od tvaru výliskov. Je jedno o aký tvar výlisku sa jedná, avšak pre
každý konkrétny je nutné navrhnúť spôsob skladovania a prepravy. Výstupom briketovacej linky sú brikety
uložené na palete a obalené fóliou alebo zabalené v papierových vreciach. Vo výstupnej časti peletovacej linky
sú pelety balené zväčša do igelitových vriec s hmotnosťou 15 kg. Baliť brikety a pelety do vriec s vyššou
hmotnosťou ako 20 kg nemá pre obytné domy význam, pretože pre použitie v domácnostiach sú takéto vrecia
veľmi ťažké a zle sa s nimi manipuluje. Taktiež je možné pelety baliť do tzv. Big-bagov (textilné vrecia)
s hmotnosťou maximálne 1000 kg. Avšak takáto forma balenia je vhodná pre väčšie prevádzky. Pelety je však
možné odberateľovi dopravovať aj v cisternách. Cisterna nákladného automobilu je naplnená peletami priamo vo
výrobnej linke a na objednávku sa dopraví k spotrebiteľovi. Zásobník spotrebiteľa sa zaplní pomocou
pneumatického systému, čo umožňuje plne automatický spôsob zásobovania.
So skladovaním, prepravou, procesom horenia a automatizáciou procesu spaľovania súvisí a veľký význam má
tzv. zaplnenie (vyplnenie) priestoru. Aproximácia problému na rovinu bude vyzerať nasledovne. Rovnostranný
trojuholník a štvorec sú plošné útvary, ktoré zaplnia rovinu tak, že dôjde k vyplneniu roviny bezo zvyšku (viď. Obr.
6). Pravidelné päťuholníky sa môžu stretnúť v jednom vrchole, do úvahy teda nepripadajú. Pravidelný šesťuholník
s rovnakými hranami, ktorého susedné hrany zvierajú uhol 120° a tri páry hrán dajú dohromady 360°, je
vhodnejší. Šesťuholník je tiež rovinný útvar, ktorý bezo zvyšku zaplní rovinný priestor.
a.)
b.)
c.)
Obr.6 Zaplnenie roviny rovinnými útvarmi: a.) trojuholník; b.) štvorec; c.) šesťuholník
[59]
Brno 2012
Ako je to v priestore? V prvom rade je nutné zohľadniť vyrobiteľnosť výlisku. Najvýhodnejšie je optimalizovať tvar
výlisku tak, aby mal podstavu určitého tvaru „vytiahnutú“ do priestoru. Takto vyrobený výlisok drží tvar, má vysoký
stupeň zhutnenia, profil je takmer ľubovoľný a kvalita výlisku je vysoká. Druhou možnosťou je využitie
kompaktovania, pričom výsledný produkt je granula požadovaného tvaru. Zaplnenie priestoru je výhodné pre
skladovanie, nie však pre horenie. Pri horení je nutná existencia medzery pre prúdenie okysličovadla. Z hľadiska
prúdenia vzduchu a optimálnej medzerovitosti má optimálnu medzerovitosť guľa, ako sme už uviedli aj vyššie.
Efektívne skladovanie, balenie, prepravu a manipuláciu s výliskami ovplyvňuje faktor priestorového vyplnenia
výlisku, tzv. medzerovitosť. Samozrejme, rôzne tvary výliskov majú rôznu medzerovitosť. Medzerovitosť
ovplyvňuje:
 Tvar častíc – napr. pri usporiadaní kociek je medzerovitosť ε = 0, pričom pri guľovom výlisku nikdy
nedosiahneme nulovú medzerovitosť.
 Frakčné zloženie – pre výlisky je monodisperzné, t.j. rovnaká veľkosť, a identický tvar. Medzerovitosť je väčšia
ako u polydisperzných látok, kde dochádza k zapĺňaniu medzier prachom.
 Spôsob usporiadania častíc – guľové častice identického priemeru majú 6 spôsobov usporiadania a 6 rôznych
hodnôt ε. Medzerovitosť závisí aj od počtu kontaktov medzi časticami. U steny je medzerovitosť najvyššia.
 Blízkosť steny nádoby, resp. skladu
Výpočet medzerovitosti môžeme vykonať podľa nasledujúcej rovnice 1, kde Vε [mm3] je objem medzier a Vt [mm3]
je objem výlisku:

V
V  Vt
(1)
V  Vkocky  Vgule
V  d 3 
 .d 3
 
 d 3 1  
6
 6
(2)
Medzerovitosť

V
 
 1    0,427
Vkocky  6 
(3)
 d 
 
.   d 3 1   (4)
6 2
 6
3
V  d 3  2 3
 
  1    0,427
 6
 d 
 
.   d 3 1   (5)
6 3
 6
3
V  d 3  33
 
  1    0,427
 6
Obr.7 Usporiadanie a výpočet medzerovitosti guľového výlisku rôzneho priemeru v identickom priestore
Ak je uskladnenie tvorené časticami rovnakého geometrického tvaru a rôzneho usporiadania, potom
medzerovitosť nezávisí na veľkosti objektu (viď Obr. 7). Medzerovitosť je takmer nemožné určiť pre objekty voľne
uložené napr. v kontajnery alebo v mechu. Je veľmi ťažké a prácne určiť orientáciu samotných výliskov
v priestore. Úlohy je teda nutné zjednodušovať a objekty pri výpočte osádzať do kvádra, ktorého rozmery určujú
[60]
Brno 2012
maximálne rozmery optimalizovaného výlisku. Aj na základe Obr.7 si môžeme uvedomiť, že aj veľmi nepatrná
zmena rozmeru výlisku (taktiež zmena tvaru), môže výrazne ovplyvniť vyplnenie priestoru. Jedným zo základných
kritérií pre optimalizáciu tvaru a rozmeru výliskov by malo byť maximálne vyplnenie priestoru aj pri
neorientovanom skladovaní.
ZÁVER
Výlisky získané peletovaním a briketovaním majú každý svoje výhody aj nevýhody. Snahou je navrhnúť nový
výlisok tak, aby mal všetky výhody produktov peletovania a briketovania (alebo aspoň ich väčšiu časť) prípadne
aby sme v čo najväčšej miere potlačili nevýhody. Takto vznikne výsledný produkt - „ideálny výlisok“. Vykonaná
analýza vypichuje parametre, ktoré je dôležité vziať do úvahy pri návrhu nových tvarov výliskov resp. optimalizácii
známych tvarov a rozmerov výliskov. Na základe tejto analýzy vieme, že na návrh resp. optimalizáciu tvaru
a rozmeru výliskov sa nikdy nemôžeme pozerať iba z jedného uhľa pohľadu. Výlisok by mal mať tvar a rozmer,
ktorého pomer povrchu k objemu sa bude blížiť k optimu. Tento pomer ovplyvňuje dĺžku horenia výlisku,
efektívne využívanie výlisku v automatizovaných systémoch spaľovania, zaplnenie priestoru pri skladovaní
a preprave a v neposlednom rade prispieva aj k miere opotrebovania lisovacieho nástroja. Výlisok by mal
obsahovať hrany, čo je veľmi dôležité pre počiatočné vznietenie výlisku a efektívne spaľovanie výlisku. To všetko
by malo byť v správnom a vyváženom konsenze s vyrobiteľnosťou takéhoto výlisku, pretože toto priamo súvisí
s cenou zhutňovacieho stroja a s ekonomikou výroby výliskov.
POĎAKOVANIE
Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu „Vývoj progresívnej technológie zhutňovania biomasy a výroba
prototypov a vysokoproduktívnych nástrojov“ (ITMS kód Projektu: 26240220017), na základe podpory
operačného programu Výskum a vývoj financovaného z Európskeho fondu regionálneho rozvoja.
[61]
Brno 2012
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
Norma DIN Plus: 2002 Certification Scheme. Wood pellets for use in small furnaces. Berlin, Germany.
DIN CERTCO – Gesellschaft für Konformitätsbewertung GmbH
Ö-Norm M 7135:2000 Compressed wood or compressed bark in natural state-pellets and briquettes,
requirements and test specifications. Vienna, Austria: Österreichisches Normungsinstitut
Norma DIN 51731:1996 Testing of solid fuels – compressed untreated wood, requirements and testing.
Berlin, Germany: Deutsches Institut für Normung
SS 187120:1998 Biofuels and peat-fuel pellets – classification. Stockholm, Sweden: Swedish Standards
Institution
SN 166000:2001 Testing of solid fuels – compressed untreated wood, requirements and testing.
Winterthur, Switzerland: Schweizerische Normen-Vereinigung
ŠOOŠ, Ľ.; KRIŽAN, P.; MATÚŠ, M.; KOLLÁTH, Ľ.; MACKOVÝCH, D.: Spracovanie expertíznej správy s
vyšpecifikovaním environmentálnych kritérií na skupinu produktov "Vykurovacie pelety z biomasy" :
Výskumná správa k zmluve o dielo HZ 27/09;Bratislava: STU v Bratislave, 2010. - 19 s.
STN EN 14961:2010, Tuhé biopalivá. Špecifikácie a triedy palív.
ŠOOŠ, Ľ.; MATÚŠ, M.; KRIŽAN, P.: Štandardizácia tuhých ušľachtilých biopalív. In: Power Engineering
2010. International Scientific Event. - Bratislava: STU v Bratislave; Tatranské Matliare, SR, 18.-20. 5.
2010. - Bratislava : STU v Bratislave, 2010. - ISBN 978-80-89402-24-3, [7]
KRIŽAN, P.; ŠOOŠ, Ľ.; MATÚŠ, M.: Optimalisation of briquetting machine pressing chamber geometry.
In: Machine Design. - ISSN 1821-1259. - 2010. - , 2010, s. 19-24
KRIŽAN, P.; ŠOOŠ, Ľ.: Analýza tvaru lisovacej komory na zhutňovanie drevnej biomasy, In.: Zborník
abstraktov z medzinárodnej konferencie ERIN 2008, Bratislava, 23.-24.04.2008, ISBN 978-80-2272849-2, str.III-3, CD-ROM
KRIŽAN, P.: Proces lisovania drevného odpadu a koncepcia konštrukcie lisov, Dizertačná práca, SjF
STU v Bratislave, ÚSETM, Bratislava, júl 2009, s.150
ŽÁK, Ľ.: Viacparametrová optimalizácia tvaru a rozmeru výliskov z organického paliva, DP, KVT SjF
STU Bratislava, 2001
ALTUN, E.N.; HICYLMAZ, C.; BAGCI, S.A.: Influence of coal briquette size on the combustion kinetics,
2003, Web Site: http://sciencedirect.com
SMITH, W.O.; FOOTE, P.D.; BUSANG, P.F.: Packing of homogeneous spheres, Physical Review 34
(1929), str. 1271 - 1274
[62]
Brno 2012
STLAČITEĽNOSŤ DREVNÝCH PILÍN
Miloš Matúš, Peter Križan
Slovenská technická univerzita v Bratislave, Strojnícka fakulta, Ústav výrobných systémov, environmentálnej
techniky a manažmentu kvality, Námestie slobody 17, 812 31 Bratislava, Slovenská republika,
[email protected]
Partikulárna látka z biomasy akou sú drevné piliny je veľmi rôznorodá. Základným parametrom vypovedajúcim o
lisovanej partikulárnej látke je jej stlačiteľnosť kvantifikovaná súčiniteľom stlačiteľnosti. Poznanie tohto súčiniteľa
pre konkrétny materiál je základným predpokladom aplikácie rovníc stlačiteľnosti pri popise procesu lisovania a
výpočtoch potrebného pracovného zaťaženia. Príspevok sa zaoberá metodikou stanovenia súčiniteľa
stlačiteľnosti drevných pilín a realizovanými experimentmi na jeho kvantifikovanie pre borovicové piliny.
Kľúčové slová: stlačiteľnosť, súčiniteľ stlačiteľnosti, drevné piliny, lisovanie
PARTIKULÁRNA LÁTKA Z BIOMASY
Na priemyselné zhutňovanie biomasy do formy paliva je nevyhnutné materiál dezintegrovať na jemnú a pomerne
homogénnu frakciu. Takto upravený materiál, či už ide o dendromasu, alebo fytomasu, má charakter a vlastnosti
partikulárnej látky. Pre účely realizovaného výskumu bude ďalej uvažované predovšetkým s drevnými pilinami.
Partikulárna látka z biomasy je zložená zo vzájomne sa dotýkajúcich pevných častíc (pevnej fázy), z fázy
kvapalnej a plynnej. Pevnú fázu tvorí drevná hmota (uvažované drevné piliny), kvapalnú voda a plynnú vzduch.
Kvapalná a plynná fáza zaplňuje póry skeletu tvoreného pevnými časticami. Množstvo kvapaliny môže byť veľmi
malé a môže pozostávať iba z absorbovanej vodnej pary na povrchu tuhých častíc. Nakoľko sú pevné častice
biomasy značne porézne, existujú popri týchto tzv. vonkajších póroch aj póry jednotlivých častíc povrchové
(otvorené) a vnútorné (uzavreté). Povrchové póry zväčšujú povrch pevnej fázy, vnútorné ovplyvňujú niektoré
základné fyzikálne vlastnosti, ako je hustota, pevnosť atď.
Pevné častice sa vzájomne dotýkajú. Existencia kontaktov obmedzuje voľnosť pohybu jednotlivých pevných
častíc, t.j. ich pohybovú autonómiu, a tým podmieňuje pevnosť a tuhosť partikulárnej látky. Tá závisí na počte a
pevnosti kontaktných väzieb, ktoré sú dôsledkom veľkosti, tvaru, drsnosti a pevnosti pevných častíc, povahy
interakcie jednotlivých fáz, stavu partikulárnej látky atď. Tieto všetky činitele zahrňuje pojem štruktúra, jej
heterogenita (striedanie vrstvičiek jemnejších a hrubších častíc, častíc rôzneho zloženia, tvaru, orientácie) sa
označuje ako textúra, niekedy označovaná ako makroštruktúra. Najvýznamnejším rysom partikulárnych látok vo
všeobecnosti je ich pretváranie vzájomným posúvaním pevných častíc (intergranulárne pretváranie). Stupeň
pohybovej autonómie drevných pilín sa v deformačnom procese mení v závislosti od veľkosti napätia. S jeho
zväčšovaním klesá stupeň pohybovej autonómie, až kým veľkosť napätia nepresiahne medzu pevnosti pevných
častíc (pilín), kedy dochádza k ich dezintegrácii a následne rastu pohybovej autonómie.
Drevné piliny, ako partikulárnu látku z biomasy, možno tiež zaradiť do skupiny tzv. konsolidovaných látok, t.j.
pevných látok, ktoré vzniknú spojením (väzbou, konsolidáciou) štruktúrnych prvkov – pevných častíc. Pri
drevných pilinách sa procesom konsolidácie rozumie prepletanie, zhutňovanie a lisovanie častíc, nakoľko sa
jedná prevažne o ploché častice.
Ako vidno z obrázka 1, bežná partikulárna látka z drevnej biomasy vhodná priamo na lisovanie má vo voľne
sypanom stave vysokú pórovitosť. Tá sa zväčšuje úmerne s veľkosťou zŕn a so zvyšovaním podielu väčšej
frakcie. Od tejto vlastnosti látky sa odvíja objemová hmotnosť partikulárnej látky a následne aj budúceho výlisku.
[63]
Brno 2012
Obr. 1 Partikulárna látka z drevnej biomasy určená na lisovanie
STLAČITEĽNOSŤ PARTIKULÁRNEJ LÁTKY Z BIOMASY A METODIKA STANOVENIA SÚČINITEĽA
STLAČITEĽNOSTI
Stlačiteľnosť partikulárnej látky z biomasy je významná vlastnosť, ktorá sa prejavuje pri skladovaní sypkých
materiálov, ich transporte, zhutňovaní a rade ďalších technologických operácií. Pri stlačovaní partikulárnej látky
dochádza k zhutňovaniu materiálu. Výrazne sa zmenšuje objem partikulárnej látky, čo vyvolá značné zvýšenie
objemovej hmotnosti a zníženie pórovitosti. Stlačovanie sypkých a málo súdržných látok prebieha v dvoch
stupňoch. V prvom stupni stlačovania dochádza k najvýraznejšej zmene objemovej hmotnosti. Zapĺňajú sa póry
medzi časticami. Menšie častice sa dostávajú medzi väčšie, čím dochádza k zníženiu pórovitosti partikulárnych
látok. Veľkosť zaplňovaných pórov je približne rovnaká ako veľkosť základných častíc. Poklesom pórovitosti sa
zmenšuje pohybová autonómia častíc až úplne zanikne a vtedy stlačovanie partikulárnych látok prechádza do
druhého stupňa. V druhom stupni stlačovania dochádza tiež k zmene objemu, ktorá je však podstatne menšia
ako v prvom stupni. Táto zmena je spôsobená zaplňovaním pórov dutín, ktoré sú menšie ako veľkosť základných
častíc tým, že v prípade tvrdých častíc dochádza k ich deformácii. Pri vysokých tlakoch sa pórovitosť môže znížiť
až na nulovú hodnotu. V takomto prípade sa v sústave vytvoria pevné kontakty medzi časticami a z partikulárnej
látky sa stane spojitá.
Stlačiteľnosť partikulárnych látok sa meria pomocou oedometra. Valcová vzorka partikulárnej látky h0, priemeru
D0 je v prstenci cez piest zaťažený osovou zhutňovacou silou Fz (obr. 2). Pri dostatočne tuhom prstenci sa
predpokladá že priečne rozšírenie vzorky je nulové a dochádza len k objemovému pretvoreniu partikulárnej látky
v smere osi prstenca t.j. ide o jednoosové stlačovanie. Oedometrickou skúškou sa určí krivka stlačiteľnosti
partikulárnej látky, ktorá vyjadruje závislosť zhutňovacej sily Fz, od posuvu piesta oedometra y, t.j. stlačenia
vzorky.
Obr. 2: Schéma oedometra
[64]
Brno 2012
Sila na piest oedometra je vyvinutá pohybom priečnika trhačky. Stlačovanie sa uskutočňuje pri konštantnej
rýchlosti posuvu piesta oedometra. Zvyšovanie zhutňovacej sily v závislosti od pohybu piesta sa zaznamenáva
graficky. Údaje pre vyhodnotenie stlačiteľnosti partikulárnej látky sa získajú zo závislosti zhutňovacej sily od
posuvu piesta oedometra. Hodnoty z krivky stlačiteľnosti sa pretransformujú do výsledného grafu ako log σ/σ0
v závislosti na log ρ/ρ0, ktorý sa aproximuje na priamku. Súčiniteľ stlačiteľnosti K sa určí ako smernica tejto
priamky.
EXPERIMENTÁLNE STANOVENIE SÚČINITEĽA STLAČITEĽNOSTI DREVNÝCH PILÍN
Experimenty boli realizované za účelom zistenia súčiniteľa stlačiteľnosti pre materiál používaný na výrobu tuhých
biopalív vyhovujúcich európskej norme EN 14 961. Týmto materiálom boli borovicové piliny o veľkosti frakcie
≤0,5 mm (obr. 3). Pri experimentoch boli merané hodnoty zhutňovacej sily Fz a posuvu piesta oedometra h.
Z nich bola vytvorená krivka stlačiteľnosti zobrazená na obrázku 4.
Obr. 3 borovicové piliny o veľkosti frakcie ≤0,5 mm, výlisky
Obr. 4: Krivka stlačiteľnosti borovicových pilín s veľkosťou frakcie ≤ 0,5 mm
Pre matematický popis jednoosej stlačiteľnosti drevných pilín v oedometri bol použitý zjednodušený typ
Balshinovej rovnice stlačiteľnosti, ktorá má nasledovný tvar (1.1).
(1.1)
Kde:
σ – tlakové napätie v počítanom bode
σo – počiatočné tlakové napätie (vo vzťažnom – začiatočnom bode merania)
[65]
Brno 2012
ρ – hustota partikulárnej látky v počítanom bode
ρo – počiatočná hustota partikulárnej látky (vo vzťažnom–začiatočnom bode
merania)
K – koeficient stlačiteľnosti partikulárnej látky
A – konštanta upravujúca tvar funkcie
Po úpravách dostáva rovnica (1.1) tvar, ktorý má podobu smernicovej rovnice priamky, kde číslo K predstavuje
smernicu priamky a jeho hodnota je rovná tangensu uhla priamky s kladným smerom osi x. Hľadaná hodnota
koeficientu stlačiteľnosti je práve smernica k odvodenej priamke (1.2).
(1.2)
y
=
q
+ K. x
Aby bolo možné vypočítať koeficient stlačiteľnosti K z diagramu závislosti
a
najprv bolo nutné
zostrojiť diagram závislostí zaťaženia σ (tlakov) a hustoty ρ. Jednotlivé hodnoty zaťažení σ v daných bodoch
diagramu boli prepočítané ako podiely pôsobiacich síl v každom bode na konštantnú kruhovú plochu So komory
oedometra s priemerom do = 20 mm.
Zaťaženia v jednotlivých bodoch diagramu boli vypočítané zo vzťahu (1.3).
(1.3)
Obdobným spôsobom bola vypočítaná hustota partikulárnej látky v jednotlivých bodoch diagramu zo vzťahu (1.4),
(1.4)
kde mo = 0,05221 kg je hmotnosť borovicových pilín v počiatočnom stláčanom objeme Vo = 7,18885 * 10-5 m3.
Všetky namerané a následne vypočítané hodnoty sú uvedené v tabuľke 1. Následne bol vytvorený graf závislostí
pomerov zaťažení a hustôt
, kde σo a ρo sú tzv. vzťažné hodnoty t.j. najnižšie hodnoty zaťaženia a hustoty
získané meraniami na oedometri (obr. 5).
Tab. 1 Namerané a vypočítané hodnoty
Zhutňovacia
sila Fz (N)
1256
1570
1727
1884
2512
2983
3768
5024
7536
15072
27004
Posuv piesta
oedometra h
(mm)
120
122,5
125
127,5
130
132,5
135
137,5
140
142,5
145
Objem (m3)
Hustota
(kg/m3)
σ/σo
ρ/ρo
Log σ/σo
Log ρ/ρo
3,42085*10-5
3,34235*10-5
3,26385*10-5
3,18535*10-5
3,10685*10-5
3,02835*10-5
2,94985*10-5
2,87135*10-5
2,79285*10-5
2,71435*10-5
2,63585*10-5
365,7275264
374,3171677
383,3199936
392,7665517
402,6904771
413,1288921
424,1228708
435,717979
447,9649054
460,9202022
474,6471588
1
1,25
1,375
1,5
2
2,375
3
4
6
12
21,5
1
1,023488
1,048097
1,073936
1,101088
1,129629
1,15969
1,191376
1,224871
1,260308
1,297823
0
0,09691
0,138303
0,176091
0,30103
0,375664
0,477121
0,60206
0,778151
1,079181
1,332438
0
0,010082719
0,020401438
0,03097854
0,041822134
0,052935919
0,06434209
0,076048816
0,088090525
0,100476842
0,113215624
Na záver bola výsledná krivka závislosti hodnôt
a
nahradená štandardnou lineárnou
aproximáciou (obr. 5), ktorej smernica je hľadaný súčiniteľ stlačiteľnosti K. Lineárna aproximácia bola zvolená na
[66]
Brno 2012
základe priebehu závislostí veľmi podobnému lineárnemu. Ako už bolo vyššie uvedené, súčiniteľ stlačiteľnosti je
práve smernica tejto priamky.
Obr. 5 Závislosť log σ/σo a log ρ/ρo po lineárnej aproximácii
Na základe vykonaných experimentov možno konštatovať, že súčiniteľ stlačiteľnosti borovicových pilín
s veľkosťou frakcie ≤ 0,5 mm nadobúda hodnotu K = 9,569.
VYUŽITIE SÚČINITEĽA STLAČITEĽNOSTI DREVNÝCH PILÍN V PRAXI
Súčiniteľ stlačiteľnosti drevných pilín je veľmi významný parameter popisujúci správanie sa tejto partikulárnej
látky v procese lisovania do formy tuhých ušľachtilých biopalív. Technológií zhutňovania biomasy za účelom
výroby tuhých biopalív je niekoľko. Vychádzajúc z matematického modelu popisujúceho tieto technológie a z
poznania hodnoty súčiniteľa stlačiteľnosti konkrétneho druhu biomasy je možné vypočítať presné lisovacie sily,
krútiace momenty a komplexné tlakové pomery procesu lisovania. Tieto údaje sú nevyhnutné pri návrhu a
optimalizácii konštrukcie zhutňovacích strojov a ich funkčných častí. Vďaka týmto údajom bude možné
optimalizovať konštrukciu strojov z hľadiska pevnostného, energetického, ako aj z hľadiska minimalizácie
nákladov na ich výrobu.
POĎAKOVANIE
Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu "Výskum parametrov ovplyvňujúcich proces lisovania
odpadovej biomasy do formy tuhých ušľachtilých biopalív" (číslo zákazky 7024), Program na podporu mladých
výskumníkov finančne podporený Slovenskou technickou univerzitou v Bratislave.
[1]
[2]
[3]
[4]
FEDA, J. Základy mechaniky partikulárních látek. Praha : Academia, 1977.
BAĽŠIN, M.J. Naučnyje osnovy poroškovoj metallurgii i metallurgii volokna. Moskva : Metallurgija, 1972.
EN 14961: Solid biofuels - Fuel specifications and classes (Multipart standard)
KRIŽAN, P., MATÚŠ, M. Vplyv druhu lisovaného materiálu pri zhutňovaní. In: Energetika a životní prostředí
2009 : Sborník přednášek z mezinárodní vědecké konferenci. - Ostrava, 7.-8.9. 2009. - Ostrava : Vysoká
škola báňská - Technická univerzita v Ostravě, 2009. - ISBN 978-80-248-2061-3.
[67]
Brno 2012
[68]
Brno 2012
ENERGETICKÉ ZHODNOCOVANIE TUHÝCH UŠĽACHTILÝCH BIOPALÍV Z FYTOMASY
Juraj Ondruška PhD., Viliam Čačko, Peter Biath
Strojnícka fakulta, Slovenská technická univerzita, strojnícka fakulta, Námestie slobody 17, 81231 Bratislava
Fytomasa ako trávnatý porast predstavuje zdroj relatívne ľahko dostupnej ekologickej energie, ktorej hnacím
motorom je slnko. V rámci našich aktivít sa snažíme hladať optimalizovaný spôsop zhodnotenie tejto suroviny pre
daú lokalitu. Jedným s kritérií posudzovania je minimalizácia vplyvu procesu na prostredie a hľadanie dlhodobo
udržateľných riešení z viacerých pohľadov.
Kĺúčové slová: pelety, seno, fitomasa, spaľovanie, enertetické zhodnotenie
TRÁVNATÝ PORAST Z POHĽADU ENERGETICKÉHO ZHODNOTENIA
V súčasnosti sa do rôznych foriem biomasy určenej na energetické využitie vkladá nádej, že sa stane
alternatívnym obnoviteľným zdrojom energie a v budúcnosti nahradí podstatnú časť miznúcich neobnoviteľných
zdrojov energie (uhlia, ropných produktov, zemného plynu), podieľajúcich sa markantnou mierou na problémoch
spájaných s globálnym otepľovaním Zeme. Na Slovensku sa nielen odborná verejnosť zaoberá pestovaním
fytomasy pre energetické účely. Aktuálny stav poľnohospodárstva na Slovensku ponúka rozsiahle možnosti
pestovania tzv. energetických rastlín. Z dôvodu prísnych kvót emisných limitov prichádza do úvahy hlavne
produkcia určená na výrobu ekologicky čistej energie. Jedným z alternatívnych spôsobov ekologického využitia
fytomasy je kogeneračná výroba tepelnej a elektrickej energie jej priamym spaľovaním. Produkciu biomasy (Obr.
9) rastlín je potrebné chápať ako základnú ekologickú funkciu zabezpečujúcu jednak výživu človeka a zvierat,
obnovu energie, tvorbu surovín, ako aj zachovanie, resp. podporu biodiverzity na zemi. [2]. V poslednom čase sa
ukazujú ako perspektívne, aj doteraz nevyužívané zdroje fitomasy. Europska legislatíva ponúka dotácie za
kosenie voľne rastúceho sena na obecných ako aj verejných pozemkoch, ktorého ďalšie optimálne využitie ešte
nie je úplne jasné. Majitelia rozsiahlych zatrávnených plôch, ktoré z rôznych dôvodov nesmú byť využité
v potravinárskej výrobe, sú povinný seno pravidelne kosiť. Kosenie, zber a ďalšie procesy sú pre nich zbytočným
nákladom.
Trvalý trávnatý porast ako zdroj fytomasy je možné energeticky zhodnotiť niekoľkými technológiami. Náš tím sa
nedávno zaoberal možnosťou vykurovať priestory s energetickými požiadavkami 600kW tepelného výkonu v
jednej kotolni a v ďalších dvoch menšími kotolniach s výkonom 70kW a 50kW. Zadávateľ požadoval nájsť také
riešenie, aby bol schopný tieto tepelné nároky v zimnom období uspokojiť z vlastných zdrojov fytomasy, voľne
rastúceho sena na okolitých plochách. Sekundárnou požiadavkou bol návrh koncepcie pridruženej výroby
elektrickej energie a chladu z prebytkov tepla v letnom období. Požiadavkou zadania bolo navrhnúť optimálnu
technológiu chemicko-termického zhodnotenia. Zadávateľ úlohy disponuje využiteľným energetickým
potenciálom z produkcie trvalo trávnatých porastov rastúcich na výmere 131 ha s výnosom cca 3 t/ha pri jednej
kosbe. Tieto plochy sa kosia dvakrát ročne (júl, august/september). Ročná produkcia sena sa líši v závislosti od
počasia. Podľa dodaných informácií je možné reálne uvažovať s ročnou produkciu 600 až 700 ton sena pre
energetické zhodnotenie . V súčasnosti sa tieto trávnaté porasty neprihnojujú. Podľa výsledkov z dostupných
výskumov je možné uviesť, že dosiahnutie vyšších výnosov produkcie sena z TTP (trvalý trávnatý porast) pre
jeho energetické využitie je možné zvýšiť hnojením. Bez hnojenia – je teoretický výnos sena 3 t/ha, s
prihnojovaním hnojom hospodárskych zvierat (medzi 1. a 2. zberom v roku) – 3,6 t/ha, s prihnojovaním hnojom +
prihnojovaním minerálnymi hnojivami – 4,2t/ha. Podľa výsledkov analýzy zadávateľ v súčasnosti potrebuje na
vykurovanie cca 54% produkcie sena, 427 621 kg sena na rok, a preto vznikla požiadavka o možnosti
transformácie energie obsiahnutej vo fytomase aj do elektrickej energie a. chladu v letných mesiacoch.
Technológia energetického zhodnotenia trávnatého odpadu bude pozostávať z fázy zberu, úpravy, spaľovania
a priebežnej rekultivácie. Pre podmienky energetického zhodnotenia fytomasy bude vo fáze zberu tento trávnatý
porast pokosený a vysušený prirodzenou cestou priamo na ploche zberu. Následne bude balíkovaný a vhodne
uskladnený. Potom môže byť surovina upravená do podoby ušľachtilých energonosičov, ako sú brikety alebo
pelety (Obr. 12, Obr. 11). Vo forme konkrétneho druhu paliva sú následne spaľované.
[69]
Brno 2012
Seno sa ako zdroj energie využíva vo viacerých krajinách a pre vhodnosť takéhoto spracovania sú tieto aktivity
rôzne legislatívne podporované. Seno ako energetickú surovinu určujú vlastnosti:- výhrevnosť približne (1415 MJ/kg), teplota horenia (°C), teplota tavenia popola (°C), vlhkosť (%), objemová hmotnosť (m 3/t), energetický
potenciál (GJ). Tavenie popola sa ďalej špecifikuje na bod mäknutia popola 930 °C, topenia popola 970 °C,
tečenia popola 1070 °C. Energetické zhodnotenie sena je z hľadiska uvoľňovania emisií skleníkových plynov
neutrálne (Obr. 12). Výhrevnosť nie je konštantná, závisí na druhu a akosti sena a od jeho konečnej vlhkosti,
takže akosť „paliva“ je ovplyvnená obsahom vody a fázou zberu sena. Pri porovnaní s hnedým uhlím je
výhrevnosť sena takmer totožná a v niektorých prípadoch aj vyššia. Podrobné vlastnosti testovaného sena ako
paliva sú uvedené v tabuľke 1.
Parametre sena pre energetické využitie sú veľmi podobné parametrom obilnej slamy, z čoho vychádza možnosť
rovnakej úpravy a spaľovania takéhoto materiálu. Obilná slama sa v súčasnosti využíva na energetické
zhodnotenie vo väčšej miere v porovnaní so senom z dôvodu vyššej dostupnosti a potenciálu v podmienkach SR.
Ale v prípade dostatočnej palivovej základne sena je možné tento materiál energeticky využiť rovnakými
technológiami úpravy a spaľovania, využitím rovnakých strojných a spaľovacích zariadení ako v prípade slamy.
Je potrebné uviesť, že energetické vlastnosti, ale predovšetkým chemické zloženie sena a slamy sa značne líši
od drevnej biomasy, preto sa neodporúča použitie rovnakej technológie spaľovania a spaľovacích zariadení. Pri
procesoch zhutňovania je ľahšie spracovateľná fytomasa – seno, ako dendromasa - drevná hmota, čo je
z hľadiska vstupných nákladov na technológiu pozitívom.
Energetické zhodnotenie sena a slamy prináša určité technologické problémy v porovnaní s drevnou biomasou.
Vysoký obsah chlóru v palive spôsobuje pri prechádzaní spalín s nižšou teplotou cez vlhké prostredie bodovú
koróziu konštrukčného materiálu. Hoci seno vykazuje mierne nižšiu hodnotu obsahu chlóru oproti pšeničnej
slame, napriek tomu je potrebné pre jeho energetické zhodnotenie rovnako použiť upravené spaľovacie
zariadenie pre spaľovanie fytomasy. Nízky bod tavenia popola má za následok pri nedokonalej regulácii ohniska
a zvýšením teploty nad kritickú hodnotu tvorbu nálepov na výmenníkovej ploche, čím dochádza k zníženiu
tepelnej účinnosti zariadení. Problém predstavuje aj tzv. spekanie popola. Fytomasa obsahuje o rád vyššie
množstvo popola ako dendromasa. Popol so svojim zložením u sena a slamy sa blíži k zloženiu sklárskeho
kmeňa, t.j. zmesi surovín pre výrobu skla. Z tejto podobnosti vyplýva aj tendencia k tvorbe strusky a za istých
okolností až k tvorbe skloviny, ktorá narušuje žiaruvzdorné výmurovky kotlového telesa. Spaľovanie musí preto
prebiehať pri kontrolovaných teplotách aj preto je u väčších kotloch plášť chladený vodou. Popol je bohatý na
alkalické kovy, kovy alkalických zemín a kremík. Má tiež pomerne vysoké percento obsahu síry. Spaľovanie sena
je náročnejšie na výšku finančných prostriedkov, ktoré je treba vyčleniť na opravy opotrebovaných častí, zvlášť
na výmenu žiaruvzdorného muriva a dielov dopravníkov popolových ciest. Jedná sa o vlastnosť typickú pre tuhé
biopalivá z fytomasy a je potrebné s ňou počítať už pri návrhu a prevádzke spaľovacích zariadení. Pozitívom je,
že v súčasnosti je technológia spaľovania sena a slamy na takej úrovni, že spaľovacie zariadenia určené pre
tento materiál dokážu eliminovať nedostatky takéhoto paliva a súčasne zabezpečujú dodržanie emisných limitov
pri jeho spaľovaní. Napriek uvedeným ťažkostiam je možné konštatovať, že energetické zhodnotenie sena a
slamy je technicky zvládnuté a pre producentov tepla ekonomicky výhodné. Oproti obilnej slame si energetické
zhodnotenie sena vynucuje dôkladnejšie premiešanie dohorievajúcich spalín so sekundárnym spaľovacím
vzduchom pre dodržanie nízkych hodnôt emisií CO2. Emisné limity v SR nad 1 MW sú max. CO2:850mg/Nm3,
NOX:650 mg/Nm3, TZL:100 mg/Nm3, TOC:50 mg/Nm3. Požiadavky na emisie kotlov [1] o tepelnom výkone
300kW a spôsob ich merania sú stanovené normou STN EN 303-5. Pre proces horenia je teda nutné zabezpečiť
tri potrebné faktory a to palivo, oxidačné činidlo a teplotu. Z hľadiska tvorby oxidu uhoľnatého (CO 2) a oxidov
(NOX) zohráva dôležitú úlohu okrem iného množstvo vzduchu v procese spaľovania, čo umocňuje dôležitosť
voľby správneho kotla.
[70]
Brno 2012
Obr. 9: Technicky využiteľný potenciál biomasy na Slovensku [2]
Nevýhody ale kompenzuje nízka cena paliva v porovnaní s cenami fosílnych palív i v porovnaní s cenou drevnej
hmoty. Palivovú základňu takejto kotolne je niekedy možné vytvoriť v jej bezprostrednom okolí a v ideálnom
prípade z vlastných zdrojov, ako je tomu aj v našom prípade. Najnovšie skúsenosti ukazujú, že cestou k
zefektívneniu procesu sú konštrukčné úpravy spaľovacích zariadení, vývoj ich materiálov a technologického
príslušenstva. U niektorých konštrukcií je napríklad dôležitá samočistiaca schopnosť, sklon roštu, tvar keramickej
klenby, odtok do popolového kontejneru bez nutnosti rozbíjania škváry. Schladením spalín v dohorievacej komore
na teplotu nižšiu než teplota tavenia popola, ktoré zabraňuje napekaniu popolčeka na trubky výmenníku, zvislá
orientácia trubiek výmenníku zabraňuje zanášaniu výmenníku nánosom popolčeka, ktorý je odvádzaný z vratnej
komory do kontajnera a ďalšie konštrukčné inovácie ako rotačné i posuvné rošty, mechanické čistenie sadzí,
sekvenčné vyfukovanie sadzí a ďalšie, ktoré mechanickým alebo iným spôsobom rozrušujú štruktúru spekavého
popola. Takéto kotle pracujúce v nepretržitom režime netreba ich často čistiť a dovoľujú spaľovať i veľmi spekavý
materiál.
Spôsob energetického zhodnotenia trávnatého porastu spaľovaním sa dá realizovať spaľovaním drveného sena,
celých balíkov sena bez automatizácie plnenia kotla, celých balíkov sena v tzv. cigárových kotloch, častí celých
balíkov sena a spaľovaním brikiet a peliet vyrobených zo sena. Každá technologická operácia transformujúca
surovinu do paliva pred spaľovaním zvyšuje energetické a prevádzkové náklady a súčasne môže výrazne
navršovať investičné náklady na technológiu. Napriek tomu ušľachtilé – upravené palivá (brikety, pelety) majú iné
ekonomicko - prevádzkové výhody, ktoré ich robia v konečnom dôsledku atraktívnymi.
Okrem týchto faktorov s procesom energetického zhodnotenia súvisí množstvo priamych či nepriamych faktorov.
Tieto faktory sú často jedinečné vzhľadom na konkrétny projekt, ale napriek tomu ich treba posúdiť. Na našom
pracovisku sa venujeme optimálnemu návrhu spôsobu energetického využitia biomasy a globálnym analýzam v
tejto oblasti zo zreteľom na udržateľnosť dlhodobej produkcie energie a produkovania zisku. Pri našej práci
musíme posudzovať širokú škálu súvislostí vzťahujúcich sa k danej problematike. Skúšky a analýzy možností
výroby ušľachtilých palív zo vstupnej suroviny a posudzovanie rôznych vlastností jej úpravy do formy paliva.
Posudzovanie logistických kanálov v celom kolobehu premeny energie, s tým súvisiaci proces zberu, úpravy
(sušenia, drvenia, zhutňovania), prepravy, spracovania, skladovania, predaja, energetického zhodnotenia,
hnojenia, nakladania s odpadom, legislatívou a inými.
[71]
Brno 2012
Tabuľka 1: Výsledky chemicko termickej analýzy sena z letiska
Meraná veličina
Značka
Jednotka
11-001144 Rozš. neist.
Medza
Metóda
Metodický
Typ
seno
[%]
stanovenia
predpis
skúšky
spalné teplo
Q s(d)
[MJ/kg]
18,1
2
5,00
K
PN 16.1
A
výhrevnosť
Q i(d)
[MJ/kg]
16,8
2
5,00
K
PN 16.1
A
výhrevnosť
Q i(r)
[MJ/kg]
15,2
2
5,00
K
PN 16.1
A
výhrevnosť
Q i(daf)
[MJ/kg]
17,9
2
5,00
K
PN 16.2
A
celková voda
W t(r)
[%]
8,20
5
0,01
G
PN 16.3
A
celková síra
S t(d)
[%]
0,10
20
0,02
EA
PN 16.7
A
celková síra
S t(r)
[%]
0,10
20
0,02
EA
PN 16.7
A
popol (550°C)
A (d)
[%]
6,39
10
0,01
G
PN 16.4
A
element.
C t(d)
[%]
43,1
2
0,01
EA
PN 16.7
A
analýza
H t(d)
[%]
6,24
5
0,02
EA
PN 16.7
A
N (d)
[%]
1,24
10
0,01
EA
PN 16.7
A
chlór
Cl
[%]
0,44
30
0,01
RFS
PN 3.2
A
arzén
As
[mg/kg]
1,5
25
0,8
RFS
PN 3.2
A
kadmium
Cd
[mg/kg]
<0,5
0,5
RFS
PN 3.2
A
chróm
Cr
[mg/kg]
<5
5
RFS
PN 3.2
A
meď
Cu
[mg/kg]
<5
10
5
RFS
PN 3.2
A
ortuť
Hg
[mg/kg]
0,01
15
0,01
AAS
PN 1.12
A
olovo
Pb
[mg/kg]
21
10
5
RFS
PN 3.2
A
zinok
Zn
[mg/kg]
31
10
5
RFS
PN 3.2
A
nikel
Ni
[mg/kg]
<4
4
RFS
PN 3.2
A
r - stav paliva-pôvodný, d - stav paliva-bezvodý, daf - prepočet na horľavinu, G - gravimetria, EA - elementárna analýza s tepelno vodivostným
detektorom, K kalorimetria, AAS - atómová absorpčná spektrometria, RFS - röntgenfluorescenčná spektrometria, PN - podniková norma, A –
akreditovaná,
Širokú skupinu faktorov ovplyvňuje legislatíva. Smernica európskeho parlamentu a rady 2009/28/ES z 23. apríla
2009 o podpore využívania energie z obnoviteľných zdrojov energie a o zmene a doplnení a následnom zrušení
smerníc 2001/77/ES a 2003/30/ES, smernica č. 2001/77/ES z 27. januára 2001 o podpore elektrickej energie
vyrábanej z obnoviteľných zdrojov energie na vnútornom trhu s elektrickou energiou. Európska komisia schválila
schémy certifikácie biopalív. Komisia odobrila prvých sedem systémov pre certifikáciu biopalív z hľadiska ich
udržateľnosti. Biopalivá používané v EÚ, bez ohľadu na to, či sa vyrábajú na miestnej úrovni alebo dovážajú,
musia spĺňať kritériá udržateľnosti. Existuje množstvo noriem definujúcich skúšky a posudzujúcich kvalitu
ušľachtilých biopalív.
Problematiku je dôležité posudzovať aj z hľadiska kolobehu uhlíka a látok podieľajúcich sa na produkcii suroviny.
Každý rok dochádza v pôde k mineralizácii humusu a tým k jeho úbytku. Každá pôda je charakterizovaná
pôdotvorným faktorom mineralizácie, ktorý odpovedá ročnej miere deštrukcie pôdnej zásoby organickej hmoty.
Jednoducho povedané, treba zabezpečiť vyvážený kolobeh. Pôde môžeme pomôcť efektívnym využitím
vhodných organických či anorganických zvyškov po spaľovaní alebo inej produkcie.
Aby nedochádzalo k
znižovaniu zásob humusu, musí byť jeho úbytok aspoň kompenzovaný. Iba potom sa definovaný proces
považuje sa spôsob výroby energie z obnoviteľných zdrojov vzhľadom na recykláciu v procese kolobehu uhlíka
a iných prvkov. Oxid uhličitý absorbovaný rastlinami počas rastu sa spaľovaním jednoducho vracia do ovzdušia a
nedochádza tak k netto uvoľňovaniu emisií. Legislatíva ešte zďaleka nerieši túto problematiku v absolútnej miere,
ale každým rokom sa zdokonaľuje k vyššie definovaných tendenciách. Čiastočne sa na tvorbe súvisiacej
legislatívy podieľa aj naše pracovisko. Výsledky analýz z hľadiska vhodnosti použitia popola zo spaľovania slamy
a sena ako organického hnojiva ukazujú na potenciál jeho využitia. Popol obsahuje rastlinné živiny ako vápnik,
draslík, fosfor a horčík spolu so stopovými prvkami. Okrem toho zvyšky spaľovania sú alkalickej povahy a
vyrovnávajú pH-hodnotu kyslej pôdy, čím sa stáva lepšou a úrodnejšou. Podľa zákona č.136/2000 Z.z. o
hnojivách musí byť každé na trh uvádzané hnojivo certifikované. Popol ako hnojivo zákon nedefinuje, stále je
považovaný za odpad. Pokiaľ má byť použitý ako hnojivo, je vhodné celý proces plánovanej výživy pôdy posúdiť
expertne.
[72]
Brno 2012
Zber
Úprava
Rekultivácia
Zhodnoteni
e
Obr. 10: Základný kolobeh pri energetickom zhodnocovaní sena
ZÁVER
Najnovšie výskumy ukazujú, že je tiež vhodné hľadať nové druhy palív, ktoré nie sú jednokomponentné, ale sú
zložené zo zmesí základných surovín čo môže mať priaznivý vplyv na jeho výslednú úžitkovú hodnotu a celý
proces zhodnotenia. Jednou z ciest, ktorou sa výskumy uberajú je využitie procesu karbonizácie (Obr. 12) pre
zušľachtenie peliet vyrobených z menej kvalitných základných surovín. Pred procesom karbonizácie je možné pri
výrobe pelety uvažovať aj s pridaním látok, ktoré môžu pri vhodných podmienkach karbonizácie neutralizovať aj
nebezpečné látky. Trendom je aj spoluspaľovanie biomasy s fosílnymi palivami, čo prináša zníženie
prevádzkových nákladov veľkovýrobcom a ponúka možnosti obchodovania s emisiami CO2 ako aj zlepšenie
vzťahov s verejnosťou. Toto je v súlade s cieľom stanoveným Európskou úniou, ktorý má zvýšiť podiel
obnoviteľných zdrojov na výrobe elektrickej energie na 20 % do roku 2020
Obr. 11: Pletovacia linka "ProPellets" výkonu 250kg/h
[73]
Brno 2012
Rozdružovania
Peletovanie
Drvenie
Pelety
Medzizásoba suroviny
Možnosť karbonizácie
Spaľovanie peliet
Obr. 12: Základné časti procesu termického zhodnocovania sena
POĎAKOVANIE
„Tento príspevok bol vytvorený realizáciou projektu „Vývoj progresívnej technológie zhutňovania biomasy a
výroba prototypov a vysokoproduktívnych nástrojov“ (ITMS kód Projektu: 26240220017), na základe podpory
operačného programu Výskum a vývoj financovaného z Európskeho fondu regionálneho rozvoja.“
LITERATÚRA
[1]
JANDAČKA, J. MIKULÍK, M. 2008: Ekologické aspekty spaľovania biomasy a fosílnych palív
Dostupný [2012-05-25] z www: <http://www.podnemapy.sk/portal/verejnost/fytomasa/fytomasa.aspx>
[74]
Brno 2012
ZPLYŇOVÁNÍ LIGNO-CELULÓZOVÉ BIOMASY VE FLUDNÍ VRSTVĚ PÍSKU A SMĚSI PÍSKU
S DOLOMOTICKÝM VÁPENCEM
Michael Pohořelýa,b, Michal Jeremiáša,b, Zdeněk Beňoc, Siarhei Skobliac, Petra Kameníkováa, Gabriela
Cabákováb, Aleš Bargerc, Tomáš Durdaa,b, Michal Šyca, Miroslav Punčochářa, Karel Svobodaa
aÚstav
bÚstav
cÚstav
chemických procesů AV ČR, v.v.i., Rozvojová 135, 165 02 Praha 6
energetiky, Vysoká škola chemicko-technologická v Praze,Technická 5, 166 28 Praha 6
plynárenství, koksochemie a ochrany ovzduší, Vysoká škola chemicko-technologická v Praze,
Technická 5, 166 28 Praha 6
e-mail: [email protected], [email protected]
Abstrakt
generátoru z výhodných svozových oblastí (s akčním rádiem do 50 km), tj. do výkonového měřítka cca 3 MWe.
Hlavním cílem experimentů bylo zhodnotit vliv částečné náhrady inertního materiálu fluidního lože (písku)
materiálem katalyticky aktivním (dolomitickým vápencem) na složení a čistotu vyráběného generátorového plynu
a na konverzi energie vstupního paliva na energii chemicky vázanou v generátorovém plynu.
Klíčová slova: biomasa, fluidní zplyňování, kombinovaná výroba tepla a elektrické energie
Abstract
The paper focuses on the assessment of using ligno-cellulosic biomass in a fluidized bed gasifier, available within
a distance of 50 km, in units with capacity approximately 3 MWe. The main objective of the experiments was to
evaluate the effect of partial replacement of inert bed material (sand) with a material catalytically active (dolomitic
limestone) on the composition and purity of produced gas and the input fuel energy conversion into the energy
chemically bound in the producer gas.
Key words: biomass, fluidized-bed gasification, combined heat and power production
ÚVOD
generátoru z výhodných svozových oblastí (s akčním rádiem do 50 km), tj. do výkonového měřítka cca 3 MWe
[1–3]. Technologie KVET na pevná paliva využívající termochemického zplyňovacího procesu mají velký
potenciál k proniknutí na trh a ke konkurování spalovacím technologiím. Jejich největší předností je možnost
spalovat tuhá paliva přeměněná na plyn v tepelných strojích s elektrickou účinností vyšší, než je účinnost parního
či organického Rankinova cyklu v obdobném měřítku (s větším teplárenským modulem), což je právě u nižších
výkonů klíčové z hlediska provozní ekonomiky a z hlediska obtížného uplatnění tepla. Pokud bude dostatečně
zvládnuta technologie čištění generátorového plynu, bylo by možné použít generátorový plyn i pro výrobu
elektřiny a tepla ve vysokoteplotním palivovém článku a tak dosáhnout ještě vyšší účinnosti přeměny paliva
na elektřinu v režimu KVET [1, 4, 5].
[75]
Brno 2012
CÍLE PRÁCE
Cílem experimentu popsaného v této práci bylo vyšetřit vliv jednorázového přídavku dolomitického vápence
na kvalitu (složení, čistotu, výtěžek a výhřevnost) generátorového plynu při zplyňování dřevní biomasy
v atmosférickém fluidním generátoru s tryskající (gejzírovitou, fontánovitou) fluidní vrstvou. Tento příspěvek byl –
nicméně – pojat spíše jako popis metodiky experimentální činnosti a následného zpracování dat v naší laboratoři,
tudíž hlavní důraz není kladen na zevrubné vyhodnocení získaných dat, ale právě na samotnou metodiku
experimentální činnosti.
Vlastnosti použitých materiálů
Jako reprezentativní biomasa byla vybrána dřevěná drť od firmy J.Rettenmaier & Söhne GmbH + CO, typ
LIGNOCEL HBK 750–2000 (dnešní obchodní název – Räuchergold HBK 750–2000), která je používána jako
palivo při uzení. Jedná se o tvrdé dřevo listnatých stromů – odkorněná směs dubu a buku. Důvodem tohoto
výběru byla zaručená tvarová a rozměrová obdobnost jednotlivých částic a nízký obsah jehlovitých částic, což má
zásadní vliv na spolehlivost dávkování a transport paliva. Ze vzorků byla vysítovaná frakce 0,25–2,00 mm
o sypné hmotnosti 273 ± 25 kg/m3 (dřevěná drť). Základní (hrubý, technický) a prvkový (elementární) rozbor paliv
je v tabulce 1.
Tab. 1 Základní a elementární rozbor paliva
Vlastnost, veličina
Jednotka
vlhkost,W
Dřevní biomasa
raw
dry
daf
% hm.
9,81
-
-
hořlavina, h
% hm.
89,31
99,02
100,00
popel, A
% hm.
0,88
0,98
-
prchavá hořlavina, V
% hm.
74,60
82,71
83,53
fixní uhlík, FC
% hm.
14,71
16,31
16,47
spalné teplo, HHV
MJ.kg-1
17,52
19,42
19,64
výhřevnost, LHV
MJ.kg
-1
16,08
18,10
18,30
C
% hm.
43,87
48,64
49,12
H
% hm.
5,45
6,04
6,10
N
% hm.
0,17
0,19
0,19
O
Scelk
% hm.
% hm.
39,82
˂ 0,1
44,15
˂ 0,1
44,59
˂ 0,1
Sspal
% hm.
0,017
0,019
0,019
Cl
% hm.
0,011
0,013
0,013
F
Br
% hm.
% hm.
0,003
0,003
0,003
˂ 0,001
˂ 0,001
˂ 0,001
[76]
Brno 2012
Jako materiál fluidní vrstvy byl použit křemenný písek o vysoké čistotě a italský dolomitický vápenec, prodávaný
pod obchodním názvem Franchi, který je též využíván jako referenční materiál v rámci projektu FLEXGAS [6] a
FECUNDUS [7]. Jejich fyzikální vlastnosti jsou v tabulce 2. Elementární složení těchto materiálů bylo získáno
rentgenovou fluorescenční analýzou (XRF) na spektrometru ARL 9400 XP vyrobeném firmou THERMO ARL.
Elementární rozbor je uveden v tabulce 3 s prvky vyjádřenými ve formě oxidů.
Tab. 2 Fyzikální vlastnosti materiálů fluidní vrstvy (písek, dolomitický vápenec)
Materiál
Písek
velikost částic (mm)
střední velikost částic (mm)
Dolomitický vápenec
surový
kalcinovaný
0,25-0,50
0,5-1,25
0,5-1,25
0,375
0,875
0,875
3
2530
2862
2653
zdánlivá hustota (kg/m )
porozita částic (%)
3
2530
2498
963
0
13
64
mezerovitost vrstvy (%)
45
48
23
1394
1301
743
-
-
13,8
povrch mezopórů Smezo (m /g)
-
-
7,6
objem mikropórů Vmikro (ml/g)
-
-
3,5
prahová rychlost fluidace* (m/s)
0,11
0,42
0,19
prahová rychlost fluidace** (m/s)
0,05
0,25
0,10
prahová rychlost úplné fluidace* (m/s)
0,18
0,64
0,32
prahová rychlost úplné fluidace** (m/s)
ztráta žíháním (hm. %)***
0,09
0,48
0,20
-
46,5
-
skutečná hustota (kg/m )
3
sypná hmotnost (kg/m )
vnitřní specifický povrch SBET (m2 /g)
2
*stanovena při 25°C, **stanovena při 850°C, ***stanovena při 900 °C
Tab. 3 Složení písku a kalcinovaného dolomitického vápence měřené XRF analýzou
Složka
Písek
Dolomitický vápenec
CaO
-
65,89
MgO
-
33,24
SiO2
98,48
0,36
Al2 O3
1,38
0,29
Experimentální zařízení
Experimenty byly provedeny na atmosférickém fluidním generátoru s tryskající (gejzírovitou, fontánovitou) fluidní
vrstvou popsaném v literatuře [8–16] a vyobrazeném na obrázku 1. Dávkovací systém je popsán v literatuře
[17–19].
[77]
Brno 2012
Obr. 13 Atmosférický fluidní generátor
ANALÝZA GENERÁTOROVÉHO PLYNU
On-line analýza generátorového plynu
Vzorek generátorového plynu pro on-line analýzu byl odebírán přes čisticí trať teflonovou trubičkou s vnitřním
průměrem 4 mm z trubky za cyklonem. V analyzátorech firmy ABB byly pomocí nedispersní infračervené
absorpční spektrometrie (ND-IR) stanoveny obsahy CO, CO2 a CH4. Pro stanovení H2 byl použit vodíkový
analyzátor pracující na principu měření tepelné vodivosti plynu. Pro kontrolu zařízení během jeho uvádění
do ustáleného režimu a též na kontrolu těsnosti odběrových tratí byl využit kyslíkový analyzátor H&B Magnos
4GEx od firmy ABB. Jedná se o magnetomechanický analyzátor využívající paramagnetičnosti kyslíku.
Hlavní funkcí on-line analyzátorů bylo poskytování okamžitých informací pro monitorování a regulaci
zplyňovacího procesu.
[78]
Brno 2012
Off-line analýza generátorového plynu
Vzorek generátorového plynu pro chromatografické stanovení byl odebírán do skleněných odběrových
vzorkovnic, tzv. myší. Odběr byl uskutečněn z hlavy generátoru teflonovou hadicí napojenou na nerezovou
trubičku, která ústí přímo do proudu plynu. Před odběrem vzorku byla plynová vzorkovnice zcela naplněna vodou,
vzorek plynu byl nasáván podtlakem vznikajícím při samovolném vypouštění vody z nádoby. Chromatografické
stanovení bylo provedeno na přístroji Hewlett Packard (HP) 6890 s TCD a FID detektorem.
Off-line analýza plynu slouží jako směrodatná přesná analýza pro následnou interpretaci a diskusi výsledků.
Nečistoty
Sledovanými nečistotami v generátorovém plynu byly: výševroucí organické látky (dehty včetně BTX), NH3,
halogenidy (Cl-, F-), sloučeniny síry a prach. Vzhledem k lokálním dispozicím v místě odběru nebylo možno
realizovat isokinetický odběr. Teplota v místě odběru jednotlivých nečistot a teplota na filtru, pokud byla zařazena
filtrace do odběrové trati, byla nad rosným bodem dehtů.
Dehty
Pro odběr a zachycení dehtu byla používána standardizovaná odběrová trať dle ČSN P CEN/TS 15439 [20, 21].
Odběr byl uskutečněn z hlavy generátoru teflonovou hadicí napojenou na nerezovou trubičku, která ústí přímo
do proudu plynu. Vzorek plynu o objemu 30–50 l byl prosáván přes 3 absorpční nádobky s acetonem (celkem
150 ml). Rychlost průtoku vzorku plynu byla 1–3 dm3/min. První absorpční nádoba byla vystavena laboratorní
teplotě, další dvě byly chlazeny v ethanolové lázni s pevným CO 2 (-70 °C). Třetí absorpční nádoba byla navíc
opatřena fritou. Dále následoval regulační prvek průtoku, membránové čerpadlo a bubnový plynoměr. Získaný
vzorek byl analyzován na plynovém chromatografu HP 6890 s hmotnostním spektrometrem HP 5973 MSD.
Amoniak
Vzorek plynu pro stanovení množství čpavku v generátorovém plynu byl odebrán dle ČSN 83 4728-1, 2
nerezovou odběrovou sondou z izolované trubky mezi horkým cyklonem a komínem, zakončenou filtrem ze
skelných vláken s deklarovanou účinností 99,9 % pro částice s d>0,3 μm. Absorpčním roztokem byla H2SO4
o koncentraci 0,1 mol/l. Obsah NH3 (respektive NH4+) v absorpčním roztoku byl stanoven iontovou chromatografií
na přístroji Dionex ICS-5000.
Halogenidy – Cl- a FVzorek plynu pro stanovení množství halogenidů v generátorovém plynu byl odebírán dle ČSN EN 1911
respektive dle ČSN 83 4752-1, 2. nerezovou odběrovou sondou z izolované trubky mezi horkým cyklonem a
komínem, zakončenou filtrem ze skelných vláken s deklarovanou účinností 99,9 % pro částice s d>0,3 μm.
Absorpčním roztokem byl NaOH o koncentraci 0,1 mol/l. Obsah Cl- a F- v absorpčním roztoku byl stanoven
iontovou chromatografií na přístroji Dionex ICS-5000.
Sloučeniny síry
Stanovovanými sloučeninami síry byly H2S, COS, CS2 a thiofen, kdy obsah sulfanu v generátorovém plynu je
obvykle 2–10x větší než koncentrace ostatních sloučenin. Vzorek plynu pro stanovení sloučenin síry, vyjma H2S,
byl odebírán z hlavy reaktoru přímo do Tedlarova vaku z polyvinylfloridu teflonovou hadicí napojenou na
nerezovou trubičku, která ústí přímo do proudu plynu. Vzorek plynu pro stanovení množství H 2S
v generátorového plynu byl odebírán nerezovou odběrovou sondou bez filtru z izolované trubky mezi horkým
cyklonem a komínem. Odběrová trať se skládala ze dvou prázdných impingerů, impingeru naplněného 5%
H2SO4, redukce, čerpadla a Tedlarova vaku. Důvodem zařazení kyselého sorpčního roztoku je odstranění
amoniaku z plynu, který reaguje se sulfanem na sirník amonný. Generátorový plyn odebraný do vaků se
analyzuje plynovou chromatografií s SC detektorem. Obsah vaků je vhodné analyzovat do 24 hodin od odebrání
vzorků.
Prach
Obsah prachu v generátorovém plynu byl stanoven dle normy ČSN EN 13284-1 z izolované trubky mezi horkým
cyklonem a komínem odběrovými trasami pro odběr amoniaku a halogenidů. Prach byl zachycen na filtru
ze skelných vláken (Munktell, MG 227/1/60, bez obsahu těžkých kovů) s deklarovanou účinností 99,9 %
pro částice s d>0,3 μm.
[79]
Brno 2012
Experimentální podmínky
Experimentální podmínky jsou shrnuty v tabulce 4. Množství kyslíku a vodní páry bylo zvoleno tak, aby pokus
simuloval podmínky v reálném zařízení s ohledem na autotermnost (tepelnou samonosnost) procesu, kvalitu
fluidace a účinnost výroby chladného (studeného) plynu. Jedná se o technologie kombinující výhody přímých a
nepřímých zplyňovačů. Provozní teplota generátoru byla bezpečně nad kalcinační teplotou dolomitického
vápence (cca o 50 °C).
Experiment byl veden níže uvedeným postupem:













Aparatura byla vyhřáta na teplotu 400 °C.
Byl spuštěn průtok fluidačních (zplyňovacích) a transportních medií.
Byl nasypán písek (V = 750 ml).
Aparatura byla vyhřáta na provozní teplotu.
Byly zapojeny veškeré on-line záznamy.
Byla provedena zkouška těsnosti aparatury a odběrových tras pomocí kyslíkového analyzátoru
a U-trubice.
Bylo zapnuto dávkování a proveden experiment s pískovou fluidní vrstvou.
Byl nasypán dolomitický vápenec v uhličitanové (nekalcinované) formě.
Byla provedena kalcinace (aktivace) dolomitického vápence.
Byl proveden experiment s fluidní vrstvou obsahující písek a dolomitický vápenec.
Bylo současně vypnuto dávkování a přepnuto zplyňovací medium na dusík.
Byl snížen průtok dusíku (fluidačního a transportního), aby nedošlo k sekundárnímu otěru a
transportu popelovin.
V dusíkové atmosféře se vychladila aparatura.
Aparatura se chladí za sníženého průtoku dusíku, aby bylo možné provést celkovou hmotovou a uhlíkovou
bilanci. Pro přehlednost je průběh experimentu shrnut v tabulce 5. Výsledky otěru dolomitu v diskutovaném
experimentu jsou v souladu s otěrovými pokusy shrnutými v publikacích [22, 23].
[80]
Brno 2012
Tab. 4 Experimentální podmínky
Dřevní biomasa
Palivo (F)
Průměrný hmotnostní tok paliva (g/h)
1417
Průměrný hmotnostní tok vlhkosti v palivu (g/h)
139
850 ± 10
o
Teplota reaktoru ( C)
Stechiometrický koeficient vzduchu (ER)
0,25
Zplyňovací medium (GA)
O2 /H2 O
d
Poměr H2 O/palivo (H2 O/F) (g/g)
0,89
Poměr H2 O/uhlík (H2 O/C) (mol/mol)
1,22
Materiál fluidní vrstvy
Objem fluidní vrstvy (ml)
Doba zdržení odplynu ve vrstvě (s)
Celkový objemový tok plynu do reaktoru (m3 /h)*
3
Objemový tok O 2 (m /h)*
Hmotnostní tok H2 O (g/h)*
písek
písek + vápenec
750
1500-750
0,5-2,0
0,5-2,5
3,50
0,32
1000
3
Objemový tok H2 O (m /h)*
1,36
3
Objemový tok N 2 - fluidační (m /h)*
0,33
3
Objemový tok N 2 - transportní (m /h)*
1,50
*měřeno při 25°C a 101,325 kPa
Tab. 5 Časový plán experimentu
Fluidní vrstva
Písek (ml)
Dolomitický vápenec (ml)
Podíl vápence ve FV (hm. %)
0 h 0 min - 5 h 12 min
Začátek experimentu
750
0
0
5 h 12 min
Nasypání vápence
750
750
50
11 h 29 min
Konec experimentu
750
117
15,6
Definiční – základní vztahy
Vlastnosti plynu, tj. jeho složení, výtěžek, výhřevnost, energetický výtěžek, obsah dehtů a výtěžek dehtů byly
přepočítány na nulový obsah vody (vodní páry), tj. na suchý plyn a nulový obsah dusíku v generátorovém plynu
(GP). Měřené a vypočtené hodnoty jsou vztaženy na p = 101,325 kPa a t = 25 °C.
[81]
Brno 2012
Teplota reaktoru (tr) byla spočítána dle níže uvedeného vztahu (r. 1). Rozdíl teploty ve vrstvě a v prostoru nad ní
(ve freeboardu) při ustáleném chodu generátoru, nebyl vyšší než 15 °C.
(r. 1)
Výtěžek plynu (Y) byl vypočítán dle níže uvedeného vztahu (r. 2). Výtěžek je vztažen k hmotnostnímu toku
suchého plynu a paliva.
̇
(r. 2)
̇
Výtěžek i-té složky generátorového plynu (Yi) byl vypočítán dle vztahu (r. 3). Výtěžek jednotlivé složky je
součin celkového výtěžku a objemového zlomku i-té složky.
(r. 3)
Výtěžek vlhkého plynu (Yr) byl vypočítán dle níže uvedeného vztahu (r. 4). Výtěžek je vztažen k hmotnostnímu
toku vlhkého plynu a suchého paliva.
(r. 4)
Výhřevnost plynu (LHV) byla vypočítána dle vztahu (r. 5). Výhřevnost byla vypočtena jako součet součinů
výhřevnosti a koncentrace jednotlivých dílčích složek stanovených plynovou chromatografií ve vzorcích
odebraných během jednotlivých experimentů. Výhřevnost jednotlivých složek GP je uvedena v ČSN EN ISO
6976.
∑
(r. 5)
Výhřevnost vlhkého plynu (LHVr) byla vypočtena dle vztahu r. 6, tj. jako součin výhřevnosti suchého plynu a
výtěžku suchého plynu děleného výtěžkem vlhkého plynu.
(r. 6)
Účinnost výroby chladného (studeného) plynu (ƞCEt) je definována jako poměr chemické energie vyrobeného
plynu a chemické energie paliva (HHVd). Je vztažena na suché palivo a suchý plyn (p = 101,325 kPa a t = 25
°C.).
Obsah dehtu v generátorovém plynu je vztažen na m3 suchého plynu při p = 101,325 kPa a t = 25 °C a
vyjádřen v g/m3.
Výtěžek dehtu je vztažen na kg suchého paliva a vyjádřen v g/kg. K přepočtu byl vždy využit výtěžek plynu i
s inertem.
Stechiometrický koeficient vzduchu (zplyňovací poměr, ER) byl vypočítán dle níže uvedeného vztahu (r. 7):
̇
(r. 7)
̇
Hmotnostní poměr pára/palivo (H2O/F) byl spočítán dle níže uvedeného vztahu (r. 8). Poměr H2O/F je přímo
úměrný součtu hmotnostních toků vody hrubé a hygroskopicky vázané v tuhém palivu a páry, jako zplyňovacího
media a nepřímo úměrný hmotnostnímu toku suchého paliva.
[82]
̇
⁄
Brno 2012
̇
(r. 8)
̇
Molární poměr pára/C (H2O/C) byl spočítán dle níže uvedeného vztahu (r. 9). Poměr H2O/C je přímo úměrný
součtu molárního toku vody v palivu a molárního toku páry a nepřímo úměrný molárnímu toku uhlíku v palivu.
⁄
̇
̇
(r. 9)
̇
VÝSLEDKY – SLOŽENÍ PLYNU
Dále jsou přehledně v grafech uvedeny naměřené výsledky v průběhu celého experimentu. Přídavek
dolomitického vápence v uhličitanové formě hlavou kolony do fluidní vrstvy systémem dvou uzavíracích kohoutů
(v páté hodině a dvanácté minutě experimentu) je přehledně vyznačen zelenou vertikální čárou anebo je na první
pohled patrný ze změny hodnot. Dolomitický vápenec byl v důsledku otěru kontinuálně unášen pryč z reaktoru a
nebyl doplňován, jeho množství v reaktoru se snižovalo a jeho poměr vůči písku ve fluidním loži tedy klesal.
Interpretace experimentu v čase nám tedy umožňuje i sledovat možné odeznívání katalytické aktivity fluidního
lože.
Na obrázku 2 a 3 jsou uvedeny hlavní palivářské ukazatele generátorového plynu, tj. jeho výhřevnost a výtěžek.
V grafu na obrázku 2 jsou hodnoty pro suchý generátorový plyn a na obrázku 3 pro vlhký generátorový plyn.
Z grafu na obrázku 2 je patrné, že po přidání dolomitického vápence do fluidní vrstvy došlo k nárůstu výtěžku
suchého plynu o cca 0,35 m3/kg a zároveň se o 2,5 MJ/m3 snížila výhřevnost plynu. V grafu jsou zdůrazněny dva
odchylující se (atypické) body v okolí 6 hodiny, které jsou označeny šipkami. Toto vychýlení je způsobeno
kalcinací dolomitického vápence, doprovázenou uvolňováním CO2, v důsledku čehož byla naměřena nižší
výhřevnost plynu a jeho vyšší výtěžek. Z uvedených experimentálních výsledků vyplývá, že doba kalcinace
dolomitického vápence v experimentálním reaktoru za podmínek pokusu byla delší než 1 h.
Obr. 14 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výhřevnost a výtěžek suchého GP. Šipky označují
hodnoty odebrané za ještě neukončené kalcinace dolomitického vápence
Z grafu na obrázku 3 je vidět, že výhřevnost vlhkého plynu stoupla po aktivaci katalyzátoru z 6 na 6,2–6,6 MJ/m3,
celkový výtěžek vlhkého plynu zůstal prakticky nezměněn (mírný nárůst výtěžku surového plynu o 50–100 l/kg
suchého paliva je na hranici chyby měření).
[83]
Brno 2012
Obr. 15 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výhřevnost a výtěžek vlhkého (surového) GP
Z grafu na obrázku 4 je patrné, že výtěžek některých složek generátorového plynu není ovlivněn přidáním
dolomitu do fluidního lože, např. výtěžky CH4 či CO zůstávají téměř stejné. Naproti tomu dochází k výraznému
nárůstu výtěžku H2 a CO2. Výtěžek H2O (obrázek 5) a CxHy (obrázek 4 a 6) ve vznikajícím plynu po přídavku
dolomitu klesá.
Výtěžek vodní páry klesl z cca 1,35 m3/kg suchého paliva (materiál fluidní vrstvy – písek) na cca 1,13 m3/kg
suchého paliva (materiál fluidní vrstvy – písek + dolomitický vápenec), viz obrázek 5.
Odchylující se body v okolí 6 hodiny záznamu na obrázku 5 a 6 jsou opět záznamem dosud trvající kalcinace
dolomitického vápence.
Obr. 16 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výtěžek jednotlivých hlavních komponent suchého GP a
sumy CxHy v suchém GP
[84]
Brno 2012
Obr. 17 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výtěžek vodní páry v GP
Změny ve výtěžcích jednotlivých plynů mohou být vysvětleny následovně:
Přídavek dolomitu katalyticky ovlivní kinetiku homogenní reakce vodního plynu (r. 10), což vede k vyššímu
výtěžku CO2 a H2 a nižšímu výtěžku CO a H2O, tedy k přiblížení se rovnovážnému složení plynu.
CO + H2O → CO2 + H2 Homogenní reakce vodního plynu (r. 10)
Vyšší parciální tlak CO2 a katalytický vliv dolomitického vápence způsobují zvýšenou konverzi fixního uhlíku
Boudouardovou reakcí (r. 11) a katalyticky je též ovlivněna heterogenní reakce vodního plynu (r. 12) směrem
k vyšší konverzi uhlíku na CO a H2.
C + CO2 → 2CO Boudouardova reakce (r. 11)
C + H2O → CO + H2 Heterogenní reakce vodního plynu (r. 12)
Katalytický vliv dolomitického vápence způsobuje snížení výtěžku CxHy (obrázek 6), BTX i dehtů dle ČSN P
CEN/TS 15439 [19, 20] (obrázek 8, 9), jak potlačením jejich vzniku z primárních a sekundárních dehtů, tak i jejich
katalytickým rozkladem dle rovnic 13–14 a termickým štěpením (pyrolýzou, karbonizací). Obsah CxHy v
generátorovém plynu je přijatelný jak pro plynulý chod plynového motor, tak i pro provoz SOFC.
CxHy + xCO2 → (y/2)H2 + 2xCO Suchý reforming (r. 13)
CxHy + xH2O → (x+y/2)H2 + xCO Parní reforming (r. 14)
Výtěžek CO, ale i methanu a ethanu, se po přidání dolomitu významně nezmění, ale vyšší konverze fixního
uhlíku do plynu a nižší výtěžek dehtů a CxHy vyjma ethenu se projeví vyšším výtěžkem vodíku a tím i vyšší
účinností výroby chladného (studeného) plynu (obrázek 7).
[85]
Brno 2012
Obr. 18 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výtěžek vybraných CxHy v suchém GP
Obr. 19 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na účinnost výroby chladného (studeného) plynu
VÝSLEDKY – NEČISTOTY
Výtěžek dehtů, tedy jejich množství vztažené na hmotnost paliva, je důležitou hodnotou pro zjištění nutnosti
čistění plynu před jeho dalším využitím a pro porovnání jednotlivých operačních parametrů generátoru.
V technické praxi se používá rozdělení výševroucích organických látek přítomných v generátorovém plynu na dvě
skupiny (obrázek 8) – lehké sloučeniny BTX (benzen, toluen, xyleny) a zbytek (dehty bez BTX). BTX je skupina
organických látek, které zvyšují výhřevnost plynu pro plynový motor, výskyt ostatních dehtů v plynu je pro plynový
motor již ve větší míře nevhodný. Protože BTX zahrnují i benzen, který dle definice v normě ČSN P CEN/TS
15439 [21] nepatří mezi dehty, je v grafu uvedena i skupina dehtů dle této definice.
[86]
Brno 2012
Obr. 20 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výtěžek dehtů v GP I
Z naměřených dat je patrné, že po přidání dolomitu do fluidní vrstvy písku byl výtěžek všech jednotlivých skupin
dehtů výrazně nižší než při použití samotného písku. Skupina látek BTX zaznamenala silný pokles z cca 36 g/kg
na cca 17 g/kg suchého paliva, skupina dehtů (toluen a vyšší) z cca 29 g/kg na cca 5 g/kg suchého paliva a
skupina dehtů bez BTX z cca 21 g/kg na cca 3 g/kg suchého paliva.
Druhé dělení dehtů do jednotlivých skupin je dle metodiky ECN [24]. Složky dehtů jsou rozděleny do pěti kategorií
dle chemické povahy, z nichž jsou na obrázku 9 uvedeny čtyři nejdůležitější. První třídu tvoří dehty, které jsou
nejproblematičtější jak z hlediska detekce, tak i následné aplikace, ovšem jejich přítomnost v generátorovém
plynu je marginální. Nejméně problematická je třída II., která je tvořená heterocyklickými sloučeninami – pyridin,
fenol, kresol, chinolin. Třetí třídu zastupují aromatické sloučeniny (xylen, styren, toluen). Čtvrtá třída je tvořena
lehkými polyaromatickými sloučeninami (naftalen, bifenyl, antracen, fluoren a další) a pátou třídu tvoří těžké
polyaromatické sloučeniny, mezi které se řadí např. pyren, benzo-pyren, chrysen a další [23]. Problematičnost
jednotlivých tříd z hlediska využití plynu v následných aplikacích roste tímto směrem: II  III  IV  V  I. Pro
následné aplikace je podstatné, že koncentrace těžkých dehtů (těžkých polyaromatických sloučenin) klesla
přidáním dolomitického vápence k písku na velmi nízké hodnoty (obrázek 10). Obsah těžkých dehtů v GP byl
v intervalu 70–115 mg/m3, pokud podíl dolomitického vápence byl ve vrstvě alespoň 20–25% (obrázek 11). Po
snížení obsahu dolomitického vápence pod cca 20–25 % se zvýšil obsah těžkých dehtů na cca 600 mg/m3.
Vážnou nevýhodou přítomnosti těžkých dehtů v GP je jejich vysoký vliv na teplotu rosného bodu.
Obr. 21 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výtěžek dehtů v GP II
[87]
Brno 2012
Obr. 22 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výtěžek těžkých dehtů v GP
Obr. 23 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na obsah těžkých dehtů v GP
Obr. 24 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na teplotu rosného bodu dehtů v GP
[88]
Brno 2012
Ze získaných koncentrací jednotlivých sloučenin byla vypočítána hodnota rosného bodu dehtů ve vznikajícím
generátorovém plynu. K výpočtu bylo použito kompletního modelu dle ECN [24], viz obrázek 12. Kompletní model
zahrnuje celé spektrum látek stanovitelných GC.
V souhrnu lze konstatovat, že přidání dolomitického vápence do fluidního lože zplyňovacího reaktoru snížilo
teplotu rosného bodu dehtů v generátorovém plynu o cca 80–100 °C. Výsledky naznačují nutnost dalšího čištění
plynu od dehtů např. optimalizací provozních podmínek přímo ve fluidní vrstvě či olejovou vypírkou pro jeho
využití v plynovém motoru nebo zařazením katalyzátoru na sekundární rozklad dehtů pro jeho využití v SOFC.
Chování amoniaku v závislosti na typu a množství materiálu fluidní vrstvy v GP je ilustrováno na obrázku 13,
z kterého vyplývá, že přítomnost dolomitického vápence ve fluidní vrstvě zvyšuje nežádoucí konverzi palivového
dusíku na NH3. Uvedené lze vysvětlit následovně: Přídavek dolomitického vápence do fluidní vrstvy zvyšuje
obsah vodíku v plynu (obrázek 14). Obsah vodíku po přidání a aktivaci dolomitického vápence do fluidní vrstvy
stoupl z 22–24 obj. % na 35–37 obj. %. Vyšší parciální tlak vodíku pak zvyšuje konverzi palivového dusíku na
amoniak (reakce 15).
N· + 3H·  NH3 Tvorba amoniaku (r. 15)
Pokles výtěžku NH3 v suchém plynu při užití materiálu FV písku z cca 1200 mg/kg na cca 600 mg/kg je
pravděpodobně způsoben interakcemi NH3 s fixním uhlíkem (aktivní koks). Množství FC ve fluidní vrstvě se při
užití materiálu FV písku zvětšovalo až do doby, než se zvýšil parciální tlak oxidu uhličitého v GP vlivem kalcinace
dolomitického vápence. Vyšší parciální tlak CO2 a katalytický vliv dolomitického vápence způsobily zvýšenou
konverzi nahromaděného fixního uhlíku. Uhlíkové rovnováhy (ustáleného stavu) bylo dosaženo cca půl hodiny po
kalcinaci veškerého dolomitického vápence. Konverze palivového dusíku do GP byla 30–65%. Snížení provozní
teploty zplyňovače by snížilo konverzi palivového dusíku do plynu. Obsah amoniaku v plynu byl v rozmezí 650–
1200 mg/m3. Uvedená koncentrace amoniaku v plynu je z provozního hlediska přijatelná jak pro plynový motor,
tak i pro SOFC. Jiným požadavkem je, aby koncentrace NOx ve spalinách splňovala legislativní limit pro daný
provozovaný výkon.
Obr. 25 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na výtěžek amoniaku v suchém GP
[89]
Brno 2012
Obr. 26 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na koncentraci jednotlivých hlavních komponent suchého
GP a sumy CxHy v suchém GP
Na obrázku 15 jsou uvedeny výtěžky halogenidů v generátorovém plynu. Jedná se o výtěžky chloridů a fluoridů,
výtěžky bromidů byly pod mezí detekce. Z grafu je patrné, že výtěžek Cl- v plynu vzniklém zplyněním dřevní
biomasy ve fluidní vrstvě písku je přibližně 2x větší než výtěžek Cl - v plynu s použitím vrstvy písku a
dolomitického vápence alespoň v poměru 4/1. Snížení výtěžku chloridů lze vysvětlit zvýšenou prašností plynu
před horkým cyklonem (obrázek 17). Pevné částice v plynu na sebe sorbují větší procento Cl-. Obsah Cl- v plynu
byl v intervalu 10–45 mg/m3 a F- v intervalu 0–10 mg/m3, tj. na mezi detekce použitých analytických postupů.
Celková konverze halogenidů z paliva do plynu byla 10–40%. Koncentrace halogenidů v plynu je přijatelná pro
plynový motor a je ale o jeden až dva řády vyšší, než je přípustná hodnota pro SOFC. Pro využití plynu pro
kombinovanou výrobu tepla a elektrické energie v SOFC je tedy nutné zařadit další stupeň dehalogenace a to
např. vysokoteplotní sorpci.
Obr. 27 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na obsah halogenidů v suchém GP
Na obrázku 16 jsou uvedeny výtěžky sirných sloučenin v generátorovém plynu. Jedná se o výtěžky H2S, COS,
CS2 a thiofenu, ostatní sirné látky byly ve všech odběrech pod mezí detekce. Jednotlivé detekované sloučeniny
nevykázaly jednoznačnou závislost na typu a množství materiálu fluidní vrstvy, ale některé vykázaly časovou
závislost při užití materiálu fluidní vrstvy písku. Koncentrace anorganických sirných sloučenin při užití materiálu
fluidní vrstvy písku v čase klesala, což lze pravděpodobně vysvětlit sorpcí anorganických sloučenin síry na
popelu a fixním uhlíku, jehož zastoupení se ve vrstvě zvětšovalo. Thiofen se na aktivní uhlí, respektive na aktivní
[90]
Brno 2012
koks (polokoks neboli fixní uhlík) prakticky neváže, což je v souladu s diskutovanými výsledky a běžnou
technologickou praxí. Obsah H2S v plynu se pohyboval v intervalu 30–75 mg/m3, obsah COS byl v intervalu 5–
10 mg/m3, dále pak obsah CS2 byl v intervalu 0–10 mg/m3 a obsah thiofenu byl v intervalu 5–20 mg/m3.
Nejnižší výtěžek i obsah anorganických sirných sloučenin v generátorovém plynu vykazoval plyn vyrobený ve
vrstvě s vysokým obsahem dolomitického vápence v uhličitanové i oxidické formě, či s vysokou četností aktivního
koksu (polokoksu, fixního uhlíku) ve fluidní vrstvě. Výtěžek i obsah thiofenu v plynu vykázal závislost na typu a
množství materiálu fluidní vrstvy. Při užití směsi dolomitického vápence a písku ve vrstvě klesl výtěžek i obsah
thiofenu v GP o více než 50 %. Konverze sloučenin síry do GP byla 20–70%. Koncentrace sirných sloučeninv plynu je jako v případě halogenidů bezproblémová pro plynový motor, avšak je o jeden až dva řády vyšší, než
je přípustná hodnota pro SOFC. Pro využití plynu pro kombinovanou výrobu tepla a elektrické energie v SOFC je
nutné zařadit další stupeň odsíření a to vysokoteplotní sorpci jak anorganických sloučenin síry, tak i předřazenou
nákladnou vysokoteplotní konverzi organických sloučenin síry.
Obr. 28 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na obsah sirných sloučenin v suchém GP
Obr. 29 Vliv typu a množství materiálu fluidní vrstvy na obsah prachu v suchém GP
Obsah prachu (TZL) před a za horkým cyklonem (HC) je uveden na obrázku 17. Zde je třeba ještě jednou
zdůraznit, že odběr nebyl izokinetický, ale proveden vždy stejnou metodikou (viz kapitola analýza generátorového
plynu). Závislost na obrázku 17 ukazuje, že přídavek dolomitického vápence zvýšil prašnost plynu před HC více
jak 3x, v době kalcinace až 10x. Prašnost plynu za HC se po přídavku dolomitického vápence do vrstvy
[91]
Brno 2012
nezměnila. Uvedené lze vysvětlit porovnáním úletové rychlosti částic dolomitického vápence v oxidické formě a
odlučivostí cyklonu. Teoretická účinnost záchytu v cyklónu je 100 % pro částice o d>40 µm, cca 50 % pro částice
od d≈5 µm a 0 % pro částice o d<2 µm. Částice kalcinovaného dolomitického vápence o střední velikosti 0,2 mm
má teoretickou úletovou rychlost menší, než je mimovrstvová rychlost plynu v reaktoru. Obsah TZL v plynu za HC
je přijatelný pro plynový motor, ale nepřípustně vysoký pro SOFC, ale i pro sorpci kyselých složek
generátorového plynu a jeho reforming (prereforming), tj. pro vysokoteplotní rozklad organických látek. Pro
výrobu elektrické energie a tepla v SOFC bude třeba zařadit vysokoteplotní filtraci provozovanou za teploty cca
600–650 °C, tj. pravděpodobně keramický svíčkový filtr.
ZÁVĚR
Závěrem lze konstatovat, že přídavek dolomitického vápence, do fluidní vrstvy písku měl silný vliv na proces
zplyňování a spolu-způsobil níže uvedené změny:













Zvýšil účinnost výroby chladného (studeného) plynu.
Zvýšil konverzi fixního uhlíku do plynu.
Zvýšil stupeň využití vodní páry.
Snížil obsah dehtů a CxHy v plynu.
Snížil teplotu rosného bodu dehtů.
Snížil obsah kyselých složek plynu.
Zvýšil obsah vodíku v plynu.
Snížil obsah CO v plynu.
Zvýšil poměr H2/CO.
Zvýšil výtěžek suchého i vlhkého (surového) plynu.
Snížil výhřevnost suchého plynu.
Zvýšil prašnost plynu před horkým cyklonem.
Zvýšil konverzi palivového dusíku na amoniak.
Vyjmenované efekty spolu-způsobené přídavkem dolomitického vápence do fluidní vrstvy písku byly v hlavních
ukazatelích pozitivní. Důležitým aspektem bylo zvýšení transformace energie vázané v biomase do chemické
energie plynu a řádové snížení obsahu těžkých dehtů v plynu a tím i snížení rosného bodu dehtů. Výsledky
prokázaly, že optimální množství vápenato-hořečnatého materiálu ve fluidní vrstvě bude nižší než 25 hm. %.
Optimalizací provozních podmínek přímo ve fluidní vrstvě, tj. zejména částečnou náhradou vodní páry oxidem
uhličitým, by bylo dále možné snížit obsah dehtů na úroveň, že by bylo schůdné plyn využít přímo v plynovém
motoru, či po jeho sekundárním odprášení a snížení obsahu sumy kyselých složek plynu pod 1 ppmobj. tj. po jeho
dehalogenaci a desulfurizaci, ve vysokoteplotním palivovém článku typu SOFC. Vyvinutá metodika zplyňovacích
experimentů se plně osvědčila.
PODĚKOVÁNÍ, DODATEK
Tato práce vznikla díky finanční podpoře projektů Evropské komise FLEXGAS RFCR–CT–2007–00005 a
FECUNDUS RFCR–CT–2010–00009, projektu Technologické agentury České republiky BROZEN č.
TA01020366 a podpoře projektů Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy č. 7C11009 a č. 21/2012
(specifický vysokoškolský výzkum).
Studie vznikla neformální konstruktivní spoluprací ve „společné“ laboratoři na Ústavu chemických procesů AV ČR
a na Vysoké škole chemicko-technologické v Praze.
[92]
Brno 2012
1 Higman Ch., Van Der Burgt M. (Eds): Gasification. Gulf Professional Publishing. Elsevier Science, Boston
(2008).
2 Reed T.B.: Biomass Gasification – Principles and Technology. Noyes Data Corporation, USA (1981).
3 Knoef H. A. M.: Handbook Biomass Gasification. BTG Biomass Technology Group, Nederland (2005, 2012).
4 Pohořelý M.: Vliv reakčních podmínek na fluidní zplyňování uhlí, dřeva a plastů. Doktorská disertační práce,
VŠCHT v Praze (2011).
5 Pohořelý M., Jeremiáš M., Kameníková P., Skoblia S., Svoboda K., Punčochář M.: Zplyňování biomasy.
Chem. Listy, 106(4), 264-274 (2012).
6 Internetové stránky projektu FLEXGAS. Dostupné z: http://www.flexgas.cnr.it/.
7 Internetové stránky projektu FECUNDUS. Dostupné z: http://www.fecundus.cnr.it/.
8 Pohořelý M., Vosecký M., Hejdová P., Punčochář M., Skoblia S., Staf M., Vošta J., Koutský B., Svoboda K.:
Gasification of Coal and PET in Fluidized Bed Reactor. Fuel 85(17–18), 2458–2468 (2006).
9 Pohořelý M., Jeremiáš M., Skoblia S., Vosecký M., Kameníková P., Šyc M., Tošnarová M., Punčochář M.,
Svoboda K.: Alotermní fluidní zplyňování biomasy. Paliva 1, 23–30 (2010).
10 Svoboda K., Pohořelý M., Jeremiáš M., Kameníková P., Skoblia S., Šyc M., Punčochář M.: Fluidized Bed
Gasification of a Sub-Bituminous Coal, Biomass and Coal-Biomass Co-Gasification by a Gas Containing
Oxygen-CO2 Mixtures. 19th International Congress of Chemical and Process Engineering CHISA 2010 and
7th European Congress of Chemical Engineering ECCE-7, Summaries 5, pp. 2058–2059 (14 pp. full text on
CD-ROM), Prague, Czech Republic, 28 August – 01 September (2010).
11 Svoboda K., Pohořelý M., Kameníková P., Jeremiáš M., Skoblia S., Šyc M., Punčochář M.: Gasification of a
Coal, Biomass, and a Coal-Biomass Mixture in a Fluidized Bed of Dolomite Particles by a Gas Containing
Oxygen-CO2 Mixtures. International Conference on Carbon Reduction Technologies CaReTECH 2011,
Proceedings, pp. 114–115, Polish Jurassic Highland (Orle Gniazdo), Poland, 19–22 September (2011).
12 Jeremiáš M., Pohořelý M., Kameníková P., Skoblia S., Svoboda K., Punčochář M.: The Influence of H2O
and CO2 Addition to the Gasification Media during Oxyfuel Fluidized Bed Gasification of Biomass. 18th
European Biomass Conference & Exhibition, p. VP2.1.12, Lyon, France, 03–07 May (2010).
13 Šyc M., Pohořelý M., Jeremiáš M., Vosecký M., Kameníková P., Skoblia S., Svoboda K., Punčochář M.:
Behavior of Heavy Metals in Steam Fluidized Bed Gasification of Contaminated Biomass. Energy and Fuels
25(5), 2284–2291 (2011).
14 Svoboda K., Pohořelý M., Jeremiáš M., Kameníková P., Hartman M., Skoblia S., Šyc M.: Fluidized Bed
Gasification of Coal-Oil and Coal-Water-Oil Slurries by Oxygen –Steam and Oxygen-CO2 Mixtures. Fuel
Process. Technol. 95(1), 16–26 (2012).
15 Svoboda K., Pohořelý M., Jeremiáš M., Kameníková P., Skoblia S., Beňo Z., Šyc M.: Concentration of HCl,
HF and Sulfur Compounds in Fuel Gas from Fluidized Bed Gasification of Coals and Wood by SteamOxygen Mixtures. 20th International Congress of Chemical and Process Engineering CHISA 2012 and 15th
Conference PRES 2012, Final Program (19 pp. full text on CD-ROM), p. P3.199, Prague, Czech Republic,
25-29 August 2012.
16 Pohořelý M., Svoboda K., Jeremiáš M., Skoblia S., Kameníková P., Beňo Z., Šyc M., Punčochář M., Janda
V., Durda T., Krček M., Tošnarová M. Hartman M.: Spolu-zplyňování uhlí a dřevní biomasy ve fluidní vrstvě.
Paliva v tisku.
17 Pohořelý M., Svoboda K., Hartman M.: Feeding Small Quantities of Particulate Solids. Powder Technol.
142(1), 1–6 (2004).
18 Pohořelý M., Svoboda K.., Hartman M.: Komůrkový suvný dávkovač sypkých materiálů. Chem. Listy 98(6),
361–365 (2004).
[93]
Brno 2012
19 Hartman M., Pohořelý M., Trnka O.: Transport Velocities of Different Particulate Materials in Pneumatic
Conveying. Chem. Pap. 60(1), 74–77 (2006).
20 Internetové stránky projektu ENK5 CT 2002-80648: The International Standard for Tar and Particle
Measurement in Biomass Producergas. Dostupné z: http://www.tarweb.net.
21 Český normalizační institut: ČSN P CEN/TS 15439. Zplyňování biomasy – Dehet a částice v plynných
produktech – Vzorkování a analýza. Český normalizační institut, Praha (2006).
22 Hartman M., Svoboda K., Pohořelý M., Šyc M.: Otěr minerálních katalyzátorů ve fluidním zplyňovacím
reaktoru. Attrition of a Mineral Catalyst in a Fluidized Bed Gasification Reactor. Chem. Listy 106(9), 844–
846 (2012).
23 Hartman M., Svoboda K., Pohořelý M., Šyc M., Jeremiáš M.: Attrition of Dolomitic Lime in a Fluidized-Bed at
High Temperature. Chem. Pap., 67(2), 164–172 (2013).
24 Internetové stránky ECN. Dostupné z: http://www.thersites.nl/.
SEZNAM POUŽITÝCH SYMBOLŮ
ƞCEt – teoretická účinnost výroby chladného (studeného) plynu (Theoretical Cold Gas Efficiency) (%)
BTX – benzen, toluen, xylen (benzene, toluene, xylene)
KVET – kombinovaná výroba elektrické energie a tepla (Combined Heat and Power)
CxHy – veškeré organické sloučeniny do M = 78 g/mol včetně, s výjimkou methanu
(All Organic compounds to M = 78 g/mol Included, Except for Methane)
Dehet – veškeré organické sloučeniny od M = 78 g/mol včetně
(Tar – All Organic Compounds Heavier than M = 78 g/mol Included)
ER – stechiometrický koeficient vzduchu (Equivalence Ratio)
F – palivo (Fuel)
FC – neprchavý podíl hořlaviny ve vzorku (fixní uhlík, Fraction of Fixed Carbon)
FG – fluidní generátor (Fluidized-Bed Generator)
GA – zplyňovací medium (Gasification Agent)
GC – plynová chromatogrfie (Gas Chromatography)
GP – generátorový plyn (Producer Gas)
HC – horký cyklon (Hot Cyclone)
HHV – spalné teplo paliva nebo generátorového plynu (Higher Heating Value of Fuel or Producer Gas)
(MJ/m3, MJ/kg)
LHV – výhřevnost paliva nebo generátorového plynu (Lower Heating Value of Fuel or Producer Gas)
(MJ/m3, MJ/kg)
LHVi – výhřevnost i-té složky suchého plynu (Lower Heating Value of i-component in Dry Producer Gas (MJ/m3)
LHVr – výhřevnost vlhkého generátorového plynu (Lower Heating Value of Wet Producer Gas) (MJ/kg)
SCD – sirný chemiluminiscenční detektor (Sulfur Chemiluminescent Detector)
SOFC – palivový článek s tuhými oxidy (Solid Oxide Fuel Cell)
tR – teplota reaktoru (Reactor Temperature) (°C)
V – prchavý podíl hořlaviny ve vzorku (prchavá hořlavina, Fraction of Volatiles)
Y – výtěžek plynu (Gas Yield) (m3/kg)
Yi – výtěžek i-té složky plynu (Gas Yield of i-component of Dry Producer Gas) (m3/kg)
Yr– výtěžek vlhkého plynu (Gas Yield of Wet Producer Gas) (m3/kg)
[94]
Brno 2012
GASIFICATION IN FLUIDIZED BED: EFFECT OF USING OF THE AIR/STREAM AS GASIFYING
AGENT ON THE SYNGAS COMPOSITION
Najdat Salami
Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Energetický ústav, Technická 2896/2, Brno,
[email protected]
Abstract
In this work has been discussed the impact of various parameters on product gas components (gas,tar, char) and
especially gasification medium that is taken into account are( air, pure steam, and steam O2 mixtures) . The
biomass air gasification has been developed actively for industrial applications. but it produces a gas with a low
heating value (4–6 MJ/ m3) and an 8–14 vol.% H2 content only .Biomass oxygen-rich air gasification produces
medium heating value (MHV) gas, but it needs a large investment for oxygen production equipment and this
disadvantage impedes its popularization. Steam gasification produces a higher energy content producer gas.
Steam-gasification processes (with or without O2 added) are also capable of producing a MHV (10–16 MJ/Nm3)
gas with a 30–60 vol.% H2 content. However, this technology requires that the temperature of steam be over 700
°C, which demands additional cost for steam generator of good performance.Under this background, the
technology of biomass air gasification with low temperature steam was put forward from the economic point of
view. This study has been based on previous researches
Keywords: Gasification, Gasifying Agent , Air ,Steam
INTRODUCTION
Biomass energy is the oldest energy source used by humans. Biomass has evolved as one of the most promising
sources of fuel for the future. This has spurred the growth of research and development efforts in both federal and
private sectors.This impetus is motivated by several factors; dwindling fossil fuels and thus an increase need of
energy security, environmental concerns and promotion of socioeconomic benefits to rural areas. Another
important fact is somewhat uniformly distributed nature of biomass worldwide which means it is available locally
and is helpful in reducing the dependence upon the fossil fuel [1].Biomass is potentially an attractive feedstock for
producing transportation fuels as its use contributes little or no net carbon dioxide to the atmosphere. Renewable
biomass resources include short-rotation woody crops, herbaceous biomass, and agricultural residues. Biomass
is available for exploitation for conversion to the bio-fuels as well as for power generation applications. There are
various conversion technologies that can convert biomass resources into power, heat, and fuels for potential use
in UEMOA countries. In view of this a variety of processes exists for biomass conversions. The most used of
these are thermal conversions, bio-chemical and chemical conversions and direct combustion. The thermal
conversion processes consist of fast and slow pyrolysis and biomass gasification . Biomass gasification is
considered one of the most promising routes for syngas or combined heat and power production because of the
potential for higher efficiency cycles Gasification is a process for converting carbonaceous materials to a
combustible or synthetic gas ( H2, CO, CO2, CH4). In general, gasification involves the reaction of carbon with air,
oxygen, steam, carbon dioxide, or a mixture of these gases at 700 °C or higher to produce a gaseous product
that can be used to provide electric power and heat or as a raw material for the synthesis of chemicals, liquid
fuels, or other gaseous fuels such as hydrogen[1].
GASIFICATION PROCESSES
Gasification is made up from four discrete thermal processes. Drying, Pyrolysis, Combustion and Reduction
figure(1) [2].
Drying
Drying is what removes the moisture in the biomass before it enters Pyrolysis. All the moisture needs to be (or
will be) removed from the fuel before any above 100 °C [3].
[95]
Brno 2012
Pyrolysis or Devolatilization
A series of complex physical and chemical processes occur without air/oxygen , which start slowly from about
150 °C, to 700 °C Pyrolysis generally produces the following three products [2]:
1. Light gases such as
2. Tar
3. 3. Char
, CO,
,
Combustion
The oxidation or combustion of char is one of the most important chemical reactions (Exothermic reaction).taking
place inside a gasifier, providing practically all the thermal energy needed for the endothermic reactions [2]
C  O2  CO2  393.77 kJ mol carbon.............1
1
H 2  O2  H 2 O  742 kJ mol H 2 ...................2
2
Reduction
Reduction is the removal of oxygen from an HC by adding heat. Combustion and Reduction are equal and
opposite reactions. Through this process, CO2 is reduced to CO. And H2O is reduced to H2 and CO. Combustion
products become fuel gasses again [2].
C  H 2 O  CO  H 2  131.38 kJ mol carbon.............3
CO  H 2 O  H 2  CO2  41.58 kJ mol ................4
Figure (1) Processes of Gasification [3]
[96]
Brno 2012
EFFECT OF VARIOUS PARAMETERS IN GASIFICATION PROCESS
Syngas composition varies widely, which is a mixture of carbon monoxide, methane, hydrogen, nitrogen, carbon
dioxide, etc., depends upon the Various Parameters:
EQUIVALENCE RATIO
Equivalence ratio (ER), i.e. the ratio between the oxygen content in the oxidant supply and that required for
complete stoichiometric combustion. Increase in ER increases the temperature inside the gasifier while ER
decrease increases char formation inside the gasifier. Tar concentration decreases with increase in ER [4].
Fig. 2. Syngas composition at the chemical equilibrium as a function of equivalence ratio, for the gasification of
wood at 1 atm (redrawn from Kaupp and Goss, 1981) [4].
Effects of Air-Biomass Ratio
When air-Biomass ratio is too little gasification temperature is too low to be beneficial to gasification reactions[6].
When air-Biomass ratio is too big excessive air makes combustible components combust again. thus it is bad to
improve calorific value. In comparison, the less air-biomass ratio is the less calorific value. Improving air-biomass
ratio effects on improves gasification temperature; gasification rate quickens and gas gross increases.
Temperature and Pressure
The temperature and the pressure of the gasifier have the greatest effect on the product composition. In CFB
gasifier that the HHV of the produced gas increased by 10% for an increase in the temperature from 700 to 800
°C [5]. Increase in temperature reduces the tar content as well as decreases char inside the gasifier and tar
cracking temperatures are often reported to be around 1000-1100 °C with some dependency on gasifier design
CO2 concentration increases with increasing pressures and decreases sharply with increasing temperatures[2].


that the production of hydrogen and carbon monoxide increase with rising temperature and low
pressure within the reactor. Maximum concentration of H2 and CO can be obtained at atmospheric
pressure and temperature range of 800 to 1000 °C [2].
Concentration of methane in the product gas increases with low temperature and high pressure[2]
According to this results refer that to obtain high carbon monoxide content gas, the gasifier should be designed to
work at a high temperature and low pressure
[97]
Brno 2012
Carbon conversion efficiency ηc
Carbon conversion efficiency (ηc) that is defined as the ratio between the carbon flow rate converted to gaseous
products and that fed to the reactor with the solid waste [7].
Carbon conversion efficiency, ηc (%) determined by [7]:
c 
Vgs .1000CH 4 %  CO%  CO2 %  2C 2 H 4 %  C 2 H 6 %  C 2 H 2 %.18 22.4 .
W 1  X ash .C %
X 100
where CH4%, CO% (vol%), etc. are the gas concentrations and
is the dry product gas flow rate,
W is the dry biomass feeding rate (g/h), Xash is the ash content in the feed, and C% is the carbon content in the
ultimate analysis of biomass. It gives an indication of the amount of unconverted material that must be treated
with other technique or sent to disposal, and then provides a measure of chemical efficiency of the process [7].
Gasification Medium
Thermochemical gasification of biomass is a well-known technology that can be classified depending on the
gasifying agent: air, steam, steam–oxygen, air– steam, O2-enriched air, etc.
Air gasification
The simplest gasification process uses air as a gasifying agent. Excess char formed by the pyrolysis process
within the gasifier is burned with a limited supply of air (usually at an equivalence ratio of 0.25). The product is a
low-energy gas containing primarily hydrogen and carbon monoxide diluted with the nitrogen from the air. The
heating value of the produced gas is in the 3.5 - 7.8 MJ/Nm3 range, which makes it suitable for boiler and engine
applications but not for uses that require its transportation through pipelines. Air gasification is widely used
compared to oxygen and steam due to its economical and operational advantages [5].
Cao et al. (2005) demonstrated a fluidized bed air gasification system using sawdust. They combined two
individual regions of pyrolysis, gasification, and combustion of biomass in one reactor. The primary air stream and
the biomass feedstock were introduced into the gasifier from the bottom and the top, respectively. Secondary air
was injected into the upper region of the reactor to maintain elevated temperature. The study indicated that under
optimum operating conditions, a fuel gas could be produced at a rate of about 3.0 Nm 3/kg biomass and heating
value of about 5.0 MJ/Nm3. The concentration of hydrogen, carbon monoxide and methane in the fuel gas
produced were 9.27%, 9.25% and 4.21%, respectively [8].
Steam gasification
Steam gasification requires an external heat source if steam is used as a sole gasifying agent. Using a mixture of
steam and air as a gasifying agent. Oxygen in the air will help to provide the required energy due to the
exothermic nature of burning biomass. The elevated temperature will help in the devolatilization process of
biomass to produce various gases. Steam will react with carbon monoxide to produce hydrogen and carbon
dioxide[8]:
CO  H 2O  CO2  H 2 ……………11
Compared to air gasification, steam gasification produces a higher energy content producer gas. Hoveland et al.
(1982) studied corn grain-dust gasification in a 0.05 m I.D. fluidized bed gasifier using steam as a fluidizing agent
and a mixture of sand and limestone as the bed material. The produced gas yield increased from 0.13 m 3/kg at
867 K to 0.73 m3/kg at 1033K. The gas heating value increased from 9.4 to 11.5 MJ/m3 at the same temperature
range[8].
Corella et al. (1989) reported on steam gasification of four different crop residues (wood chips, thistle, saw-dust
and straw) in a 0.15 m I.D. fluidized bed gasifier. They determined the gas, char, and tar yield at temperatures
between 650-780 °C for each type of crop residue. Straw and sawdust exhibited higher gas and lower tar yields
compared to wood chips and thistle[8].
[98]
Brno 2012
Oxygen gasification
One effective way of producing medium heating value (MHV) gas (approximately 12-21 MJ/Nm3),and product
gas will not contain nitrogen and thus. Such a gas can be economically distributed in pipeline network systems
and therefore, be conveniently used for process heat or possibly as synthesis gas to produce chemical and fuels.
In this case, an oxygen plant or a nearby source of oxygen is required, which may elevate the capital cost
necessary for the plant installation and this disadvantage impedes its popularization [2] .nd has, in fact, been
studied by several researchers [8].
Tillman (1987) gasified municipal solid waste in an oxygen gasifier. The feedstock (shredded and magnetically
sorted) was fed into the top of the gasifier and the oxygen was fed at the bottom. Pyrolytic char was combusted
with the oxygen at the bottom of the gasifier providing enough thermal energy to produce temperatures in the
range of 1593-1704°C and to produce a molten slag from all noncombustible materials. The maximum mole
fraction of the produced gas for CO, H2, CO2 and CH4 recorded were 44%, 31%, 13% and 4%, respectivelyThe
maximum heating value was 10.6 MJ/Nm3.[5]
Under the best and/or selected (indicated below) conditions (and without in-bed use of dolomite) the
representative main results for the three gasifying agents are in Table1:[5] Biomass gasification can be done with
any of the following medium[5]:
Table1: compare the representative main results for the three gasifying agents [8]
Gasifying agent
Steam S/B=0.90)
H/C =2.2
Steam-O2
GR(Gasifying ratio
[(H2O+O2)/Biomass,
(kg/h)/(kgdaf/h)]=0.90
H2O/O2=3
H2 (vol %, dry basis)
8-10
25-30
53 -54
CO (vol %, dry basis)
16-18
43-47
21-22
LHV (MJ/m3n, dry basis)
4.5-6.5
12.5-13.0
12.7-13.3
Ygas(m3n, dry basis/kg daf)
1.7-2.0
1.0-1.1
1.3-1.4
Ytar (g/kg daf)
6-30
8-40
70
Tar content (g/m3n)
2-20
4-30
30-80
Result/parameter
Air ER =0.3 ,
Effect of Steam to Biomass Ratio (S/B)
The introduction of steam greatly improved gas yield, LHV and carbon conversion efficiency but increase in the
S/B range from 1.35 to 4.04, gas yield, LHV and carbon conversion efficiency exhibited decreasing trends, which
can be explained by that excessive quantity of low temperature steam lowered reaction temperature and then
caused gas quality to degrade [7].
[99]
Brno 2012
figure 2 Effect of S/B on gas composition biomass feed rate: 0.445 kg/h[] temperature: 800 C air: 0.5 Nm3/h.[7]
As shown in Fig. 2, in the S/B range from 0 to 1.35, CO concentration decreased and the content of CH4, CO2,
and C2H4 increased because of steam introduction. Over the S/B range from 1.35 to 2.70, the content of CO, CH4
and C2H4 decreased gradually, whereas CO2 and H2 concentration showed a moderate increasing trend.This can
be explained by that there were more steam reforming reactions of CO, CH4 and C2H4 taking place because of
the increased steam quantity. When S/B was larger than 2.70, gas composition experienced little variation as
shown in Fig. 2.
Air/steam ratio
Increasing the air to steam ratio increases the gas heating value until it peaks. when the steam-air ratio
increased, the heating value increased, reaching its peak at 0.25 kg/kg[2].
CONCLUSION



The technology of biomass air gasification seems to have a feasible application and has been
developed actively for industrial applications. However this technology produces a gas with a low
heating value (4–6 MJ/ m3) and an 8–14 vol.% H2 content only
Biomass oxygen-rich air gasification isone effective way of producing medium heating value (MHV)
gas, but it needs a large investment for oxygen production equipment and this disadvantage
impedes its popularization.
Steam gasification produces a higher energy content producer gas. Steam-gasification processes
(with or without O2 added) are also capable of producing a MHV (10–16 MJ/Nm3) gas with a 30–60
vol.% H2 content. However, this technology requires that the temperature of steam be over 700 °C,
which demands additional cost for steam generator of good performance.
Under this background, the technology of biomass air gasification with low temperature steam was put forward
from the economic point of view. Since the steam gasification reactions are endothermic as a whole, the process
must be supplied with energy. This can be done by partial combustion of biomass within the gasifier using a
hypostoichiometric amount of air.
[100]
Brno 2012
REFERENCES
[1]
DEMIRBAS, Ayse Hilal a Imren DEMIRBAS. Importance of rural bioenergy for developing countries. Energy
Conversion
and
Management.
2007,
roč.
48,
č.
8,
s.
2386-2398.
ISSN
01968904.DOI:10.1016/j.enconman.2007.03.005.Dostupnéz:
http://linkinghub.elsevier.com/retrieve/pii/S0196890407000763
[2]
BASU, Prabir. Combustion and gasification in fluidized beds. Boca Raton: CRC, 2006, 473 s. ISBN 08-4933396-2.
[3]
GEK PROJECT. Gasifier Experimenters Kit: pushing wood gas beyond the Imbert [online]. [cit. 2012-09-02].
Available from http://gekgasifier.com/
[4]
ARENA, Umberto. Process and technological aspects of municipal solid waste gasification. A review.
Elsevier: Waste Management. roč. 35, č. 4, 625–639
[5]
GIL, Javier, Jose CORELLA, María P AZNAR a Miguel A CABALLERO. Biomass gasification in atmospheric
and bubbling fluidized bed: effect of the type of gasifying agent on the product distribution. Elsevier:
Biomass and Bioenergy. 2009, roč. 17, s. 389-403.
[6]
Handbook biomass gasification. Enschede: BTG Biomass Technology Group, 2005, xxii, 378 s. ISBN 90810-0681-9
[7]
LV, Z.H XIONG, J CHANG, WU, Y CHEN a J.X ZHU. An experimental study on biomass air–steam
gasification in a fluidized bed. Bioresource Technology. 2004, roč. 95, č. 101, 95–101.
[8]
Sadaka, S.S., Ghaly, A.E., Sabbah, M.A., 2002a. Two phase biomass air–steam gasification model for
fluidized bed reactors. Part I: model development. Biomass Bioenergy 22, 439–462.
[101]
Brno 2012
[102]
Brno 2012
VÝVOJ MALÝCH A STŘEDNÍCH KOGENERAČNÍCH JEDNOTEK NA BIOMASU A JEJICH
APLIKACE V PRAXI
Skoblia Siarheia, Picek Ivob, Beňo Zdeněka, Pohořelý Michaelc,d
a
Ústav plynárenství, koksochemie a ochrany ovzduší, Vysoká škola chemicko-technologická v Praze,
Technická 5, 166 28 Praha 6
b
c
d
TARPO s.r.o., Pražská 346, Kněževes 270 01
Ústav chemických procesů AV ČR, v.v.i., Rozvojová 135, 165 02 Praha 6
Ústav energetiky, Vysoká škola chemicko-technologická v Praze,Technická 5, 166 28 Praha 6
e-mail: [email protected], [email protected]
The article reports the experience with long-term operation of a cogeneration unit of 100 kWe. Wood chips are
dried in integrated dryer and used as a fuel for downdraft gasifier. Raw gas with an average LHV of 6.0 MJ/m3
contains a small amount of dust solid particles (<500 mg/m3) and tar (<2000 mg/m3). Impurities are removed by a
hot filter (dust) operated in range 390-500°C and scrubber (tar) with an organic medium operating in a closed
cycle. The electrical efficiency is about 24 %, total is about 75 %. The CHP operates since 2009 and has logged
more than 15,000 hours of operation.
Klíčová slova: zplyňování biomasy v souproudém generátoru, účinnost výroby elektrické energie, ověření
technologie odstraňování dehtu a TZL z plynu, dlouhodobé zkušenosti s provozem elektrárny
ÚVOD
„Biomasa“ je jedním z nejdostupnějších a nejrozšířenějších obnovitelných zdrojů energie (OZE). Tento zdroj má
v podmínkách České republiky jak největší potenciál, tak i obrovskou perspektivu praktického využití.
Problematika energetického využití „biomasy“ pro kombinovanou výrobu elektrické energie a tepla (KVET) je
v dnešní době závislá na dvou klíčových faktorech. Prvním faktorem je dostupnost vhodné technologie
umožňující efektivní transformaci energii biomasy na elektrickou a tepelnou energii. Druhým faktorem je celková
ekonomická návratnost technologického procesu. Vzhledem k nízké plošné hustotě zdrojů biomasy (zásadní
odlišnost oproti fosilním palivům) je elektrická energie vyrobená na současných konvenčních spalovacích
zařízeních za takto nastavených podmínek vždy dražší, než energie vyrobená stejnou technologií ale z fosilních
paliv. Dotační politika státu podporující výrobu elektrické energii z biomasy prostřednictvím zvýhodněných
výkupních cen elektřiny a systému „zelených bonusů“ používaných při vlastní spotřebě elektřiny, kompenzuje
vyšší náklady spojené s použitím dražší biomasy. Statní podpora zatím nebyla vázána na použití nejlepší
dostupné techniky (BAT), a tak je podporováno i spoluspalování biomasy s uhlím na starších energetických
zařízeních s nízkou elektrickou účinnosti ( 28 %). Hlavním důvodem zavedení „celoplošné“ podpory výroby
elektrické energie z OZE bylo naplnění závazků ČR vůči EU v dosažení deklarovaného podílu ve výrobě
elektrické energie z OZE. Právě díky využití stávajících elektrárenských kapacit byly tyto závazky úspěšně
splněny (8 % podíl v roce 2010), a to za cenu minimálních investic do stávajících technologií. Uvedená dotační
politika také příznivě přispěla ke vzniku nových čistě „zelených“ zdrojů, využívajících konvenčních spalovacích
technologií a parní turbiny. Příkladem může být stavba největšího elektrárenského bloku tohoto typu v ČR
(Zeleného kotle) Plzeňskou Teplárenskou společností o elektrickém výkonu 11 MW (celková elektrická účinnost
ce=27,6 %)[2]. Zapojení do sítě proběhlo už v roce 2010 a roční spotřeba biomasy dosahuje až 115 000 tun, a
tak nahrazuje spotřebu cca 80 000 tun uhlí ročně. Už od zahájení provozu se ukázaly problémy s dostupností
vhodné biomasy v okolí zdroje. Proto kromě lesní hmoty a odpadů z pil a rychle rostoucích plodin, byly také do
palivového mixu kotle zařazeny i další typy paliv jako například mláto (vedlejší produkt z výroby piva). Pivovar
Prazdroj, umístěny v blízkostí „Zeleného kotle“ produkuje ročně až 80 000 tun odpadního mláta, ze kterého je
polovinu možno použít pro energetické účely.
[103]
Brno 2012
Vzhledem k umístění „Zeleného kotle“ v blízkosti pivovaru není nutno uvedené množství vlhkého mláta (vlhkost
až 80 % hm.) přepravovat na velké vzdálenosti, což značně snižuje dopravní náklady a zatížení okolního
prostředí dopravou[4]. Před spalováním je nutné mláto odvodnit (vlhkost cca 50 % hm.) a posléze vysušit
v elektrárenské sušárně, diky čemuž spalné teplo takto upraveného materiálu se dosáhne velice dobrých hodnot
(Qsd =22 MJ/kg).[5]
Jak je vidět hromadné spalování a hlavně spoluspalování biomasy ve velkých elektrárenských kotlích často
způsobuje její lokální nedostatek, zvyšující dopravní vzdálenosti a v důsledku toho i nárůst ceny biomasy na trhu.
Nadměrná doprava biomasy bohužel eliminuje hlavní výhodu tohoto zdroje OZE: celkovou neutrální bilanci emisí
oxidu uhličitého. Dovoz z větší vzdálenosti se dá akceptovat pouze v případě biomasy ve formě kvalitních
biopaliv, kde měrné emise oxidu uhličitého na jednotku dovezené energie vztažené na kilometr jsou minimální,
jak tomu je v případě dřevních pelet, pyrolýzních olejů, případně produktů torefakce. Dopravu čerstvě vytěžené
lesní hmoty o vlhkosti vyšší než 50 % obsahující značné množství stržených anorganických podílů vzhledem
k její nízké sypné hmotnosti (max. 400 kg/m3), vysokému obsahu vlhkosti. a tak i nízké hodnotě spalného tepla
(< 6-8 MJ/kg) lze realizovat jen na velice krátké svozové vzdáleností.
PERSPEKTIVY VYUŽITÍ ENERGIE BIOMASY A JEJÍ TRANSFORMACE
V dlouhodobém horizontu lze s jistotou očekávat, že v důsledku širšího energetického využití dostupných zdrojů
biomasy její ceny i nadále porostou. Na druhou stranu, s postupným zvyšováním podílu obnovitelných zdrojů ve
výrobě elektrické energie finanční dotace na její výrobu budou klesat. Za těchto podmínek se na trhu budou
schopny ekonomicky udržet pouze kogenerační jednotky vyrábějící elektrickou energii s vyšší účinností (ce) a
efektivním využitím odpadního tepla. Díky specifickému charakteru zdrojů biomasy a jejich nízké plošné hustotě,
efektivního energetického využití biomasy ve většině aplikaci zaměřených na lokální zdroje lze dosáhnout pouze
u menších energetických jednotek (0,2 až 2 MWe) decentralizovaného typu zajištěných dostatkem vlastních
zdrojů biomasy. Výhodou decentralizovaných energetických zdrojů je také snadnější celoroční využití tepla
(případně chladu) pro technologické a komunální účely přímo uvnitř infrastruktury objektu zdroje nebo podniku.
Použití konvenčních technologii využívajících přímého spalování a expanze páry v kondenzační turbíně o výkonu
1 až 4 MWe vede ke značné redukci elektrické účinnosti celého systému ( 20 %), ale hlavně ke značnému
nárůstu měrných investičních nákladů na jednotku instalovaného výkonu.
Dlouhodobé zkušenosti ukazují, že výhodnější alternativou k přímému spalování biomasy v kotlích klasických
elektráren je termochemická transformace energie do formy hořlavých plynů následně spalovaných v plynovém
motorgenerátoru. Pyrolýza nebo zplyňování používané pro transformaci energie mají všeobecně svoje výhody a
nedostatky, které se dají využít při zpracování odlišných biomateriálů a použití různých koncových technologií pro
výrobu elektrické energie. Zplyňování je termochemickou přeměnou pevného organického materiálu na plynné
palivo přímým působením zplyňovacích medií za vysokých teplot. Zplyňovacím mediem může být O 2, H2O,
vzduch, CO2 nebo případně jejich směs. Na složení použitého zplyňovacího media je také závislé tepelné
zabarvení celého procesu a v kombinaci s použitým typem generátoru i složení a kvalita produkovaného plynu118.
Pyrolýza probíhá bez kontaktu ze zplyňovacím mediem a proto vždy vyžaduje přísun tepelné energie. Produktem
procesu jsou tři hlavní složky: pevný uhlíkatý zbytek, kapalný podíl a hořlavý plyn. Složení a distribuce hlavních
produktů v obou případech závisí na použitém typu reaktoru/generátoru a provozní teplotě. Výhodou zplyňování
je oproti pyrolýze tvorba převážně hořlavého plynu, který obsahuje kromě žádoucích složek (H2, CO, CH4) rovněž
složky nehořlavé CO2, N2, vyšší uhlovodíky, dehet a další nežádoucí látky (TZL, sloučeniny síry,chloru).
Elektrická účinnost výsledného kogeneračního systému (ce) je součinitelem účinnosti výroby plynného paliva
(pl )1 a hodnotou účinnosti výroby elektrické energie v kogenerační jednotce (kj):
cep l kj
(1)
1
Účinnost výroby studeného plynu (cold gas efficiency) je definována poměrem chemické energie plynu na výstupu z
generátoru k energii původního paliva na vstupu do generátoru vypočteném za referenčních podmínek (0°C,101,325Pa)
[104]
Brno 2012
Díky tomu kombinace motorgenerátoru (účinnost kj=38%) se zplyňovacím generátorem (účinnost výroby
studeného plynu pl=65 %) umožňuje dosažení až 25 % celkové účinnosti (ce) výroby elektrické energie. Při
použití spalovací expanzní turbiny pro spalováni plynu bude elektrická účinnost celého procesu nižší (ce 21 %),
a to v důsledku nižší účinnosti samotné spalovací turbiny. [6] Naopak při zvýšení celkové účinnosti výroby
plynného paliva (pl), například díky použití efektivnější termokonverzní technologie, lze „elektrickou“ účinnost
celého kogeneračního systému (ce) zvýšit na hodnotu okolo 35 % 2. Takto vysokých hodnot účinnosti lze
dosáhnout na rozdíl od parních turbin už u malých kogeneračních jednotek a to od výkonu od 100 kWe.[7]
Celkové investiční náklady vztažené na jednotkový výkon zařízení budou z pochopitelných důvodu o něco vyšší
než náklady velkých elektrárenských zdrojů. Skutečná hodnota bude značně záviset na použité technologii
zplyňování, kvalitě produkovaného plynu a hlavně způsobu čištění produkovaného plynu od nežádoucích složek
před jeho využitím v motoru.
KOGENERAČNÍ JEDNOTKY VYUŽÍVAJÍCÍ ZPLYŇOVÁNÍ BIOMASY LOKALIZOVANÉ V ČR
Fakta shrnutá v úvodní části článku patří k hlavním důvodům obrovského zajmu o praktickou realizaci podobných
komerčních zařízení nejen ve světe, ale také v ČR, kde je dnes provozováno určité množství podobných
technologií. Vybrané malé kogenerační jednotky lokalizované v ČR jsou uvedeny v Tab. 4. Zkušenosti z jejich
provozem ukázaly, že rozhodující vliv na úspěšnou komerční realizaci má hlavně stabilita provozu generátoru a
kvalita produkovaného plynu, která úzce souvisí s typem generátoru a podmínkách jeho provozu. Pro
bezproblémový chod spalovacího motoru je nutno vyrobit spalitelný plyn o vhodném složení a zároveň zajistit
nízký obsah nežádoucích složek přítomných v plynu, a to na úrovni akceptovatelné pro jeho bezproblémový
provoz. K nežádoucím složkám v plynu pro spalováni v motoru patři dehet (vyševroucí uhlovodíky)3 a tuhé
znečišťující látky (TZL).
Zdrojem hořlavých plynů většiny jednotek uvedených v Tab. 4 je souproudý generátor typu Imbert, nebo jeho
konstrukčně upravené verze, zaměřené hlavně na zlepšení stability provozu a rozšíření škály akceptovatelných
paliv [11],[14]. Nespornou výhodou souproudých generátoru je produkce plynu s nízkým obsahem TZL a dehtu,
což je ovšem často podmíněno použitím kusového dřeva vysušeného na vlhkost pod 10 až 15 % hm.. Použití
jemnějšího paliva (pilin) nebo dřeva o vlhkosti větší než 20 % hm. zpravidla vede ke snížení stability provozu
generátoru, účinnosti výroby studeného plynu a bohužel skoro vždy způsobuje zvýšení obsahu dehtu v plynu.
Tab. 4. Vybrané kogenerační jednotky v ČR používající pro výrobu hořlavého plynu zplyňovací generátor
Instalovaný
výkon, kWe
Planá nad Lužnicí
100
Lukavice/ Rendl
100
Újezdeček /DSK
100-250
Louka/ BOSS
100
Staré město/ BOSS
150
Rakovník/TARPO do r.2011
200
Rakovník/TARPO od r.2012
200
Lokalizace jednotky/firma
Typ generátoru
Imbert
Imbert
Imbert, souproud
modifikovaný Imbert
modifikovaný Imbert
souproudý, GP300
vícestupňový
Způsob čištění plynu
Druh paliva
vodní pračka
dřevní špalíčky
horká filtrace, vodní pračka
dřevní špalíčky
vodní pračka
dřevo, dřevotříska
suchá filtrace, vodní pračka dřevní štěpka, špalíčky
vodní pračka
dřevní štěpka
horká filtrace, olejová pračka
dřevní štěpka
horká filtrace, olejová pračka
dřevní štěpka
Kladné a záporné zkušenosti z provozem zařízení uvedených v Tab. 4 poukázaly na řadu důležitých
konstrukčních a provozních záležitostí, které provozovatelé podobných technologii musí bezpodmínečně
respektovat. Přijatelnou stabilitu provozu generátoru je nutno zajistit použitím paliva o vhodné distribuci velikosti
částic. Zkušenosti ukázaly, že přítomnost většího podílu příliš jemných částic (pod 5 mm) v palivu souproudých
2
Úspěšným příkladem použití efektivnější termokonverzní technologie je provoz dvoustupňového zplyňovacího generátoru
Viking o tepelným výkonu 75kW (30 kWe), kdy účinnost výroby plynu dosahuje hodnoty více než 90 %.[7] Technický
koncept dvoustupňového generátoru Viking znemožňuje navýšení provozního výkonu zařízení. Existují i jiné typy
generátoru, umožňující dosažení podobných hodnot účinnosti výroby plynu, a to za vyšších výkonů, bohužel míra jejich
realizace v komerční praxi ve světě je nízká.
3
Podle všeobecně přijímané evropské směrnice zvané pod akronymem Tar protocol (tar guideline) se do skupiny dehtu řadí
všechny uhlovodíky s bodem varu vyšším než benzen[12], [13].
[105]
Brno 2012
generátorů Imbert vede zpravidla ke zhoršení stability provozu generátoru a nárůstu obsahu TZL a dehtu v plynu.
Zvýšený obsah vlhkosti v palivu snižuje účinnost výroby plynu (pl), způsobuje pokles jeho teploty v žárovém
(hrdlovém) pásmu, v důsledku čehož také narůstá obsah dehtu v plynu za ním. Zvýšení obsahu vlhkosti paliva
nad 20 % hm. je další příčinou v praxi pozorovaného samovolného zhoršení kvality plynu a zvýšení obsahu dehtu
v něm.
Z analýzy stavu a úspěšností dosud realizovaných projektů (viz Tab. 4) také vyplývá nutnost použití sušárny pro
předsušování surového vlhkého paliva nejlépe s využitím nízkopotenciálového tepla. Sušárna v tomto případě
zajišťuje efektivní sníženi vlhkosti zplyňovaného paliva na stabilní akceptovatelnou úroveň (< 10 % hm.) a tak
zajišťuje potřebnou provozní stabilitu generátoru a přijatelnou hodnotu účinnost výroby studeného plynu. Další
klíčovou podmínkou úspěšného komerčního provozu, je také otázka zajištění potřebné kvality plynu (složení a
obsahu nečistot), kterou bohužel nelze vždy dosáhnout jen optimalizací provozních podmínek generátoru.
Způsoby a postupy umožňující dosažení potřebné kvality plynu (složení a obsah nečistot) jsou uvedeny a
diskutovány v následujících kapitolách.
POŽADAVKY PLYNOVÝCH MOTORŮ NA KVALITU PLYNU
Nejrozšířenějším zařízením pro výrobu elektrické energie z plynu zůstává i nadále spalovací motor především
díky vysoké účinnosti (kj),. Nízká výhřevnost generátorového plynu ve srovnání se zemním plynem (ZP) a
zkapalněnými uhlovodíkovými plyny (LPG) snižuje výkon stejného motoru o 20 až 40 % v závislosti na jeho
konstrukci. Také si je nutno uvědomit, že samotný proces spalování probíhá za podstatně nižšího objemového
poměru palivu ke vzduchu, který leží v rozmezí 1:1 až 1:2 oproti cca 1:10 pro ZP nebo cca 1:24 u LPG. Spalování
nízkovýhřevných plynů v motoru tak vyžaduje jejich větší tok do směšovací komory před motorem. Pokles výkonu
motoru lze kompenzovat zvýšením kompresního poměru, respektive přeplňováním motoru turbodmychadlem,
které také zvýší i jeho celkovou účinnost.
Tab. 5. Požadavky na kvalitu a čistotu generátorového plynu pro spalovací motory
Sledovaný parametr
Vstupní teplota, °C
Relativní vlhkost plynu, %
Prach, mg/m3
Velikost částic, m
Obsah dehtu v plynu, mg.m-3
Kyseliny, mg/m3
Síra celková, mg/m3 ***
(HCl + 2xHF), mg/m3 ***
NH3, mg/m3 ***
* nižší
**
Hodnota
< 40
< 80
maximální přípustná: < 50
doporučovaná: 5
< 5
mezní:
50-500
doporučovaná: 5 ***-50
< 50**
< 700
< 100
není limitován****
údaje pocházejí z publikace před rokem 1995 a souvisejí s odlišnou definicí složení dehtu a metodou jeho stanovení
vyjádřeno ve formě kyseliny octové
hodnoty platné pro spalování zemního plynu o energetickém obsahu 10 kWh.m-3 (36 MJ.m-3), při použití nízkovýhřevných plynů uvedené hodnoty platí pro
objem plynu s energetickým obsahem zemního plynu, pro plyn s výhřevností 6 MJ.m-3 budou tyto hodnoty 6krát menší
***
****
zvyšuje emise NOx
Složení plynu má zásadní vliv na spolehlivý chod motoru. Změna obsahu vodíku (H2) a oxidu uhelnatého (CO) v
plynu výrazně mění výslednou spalovací rychlost směsi a má značný vliv i na hodnotu methanového čísla (MČ)4,
4
Methanové číslo (MČ) je ekvivalentem oktanovému číslu (OČ) používaného u benzinu pro charakterizaci jeho odolnosti
vůči detonaci v motoru s proměnlivým stupněm komprese. MČ s číslem 80 určuje stejnou odolnost neznámého hořlavého
[106]
Brno 2012
které popisuje odolnost směsi plynu vůči abnormálnímu exploznímu hoření (neboli detonaci) v motoru[17].
Plynná paliva s vyšším MČ je možno spalovat za vyšších kompresních poměrů a tak dosáhnout i vyšší účinnosti
motoru. Vysoký obsah vodíku v plynu zvyšuje spalovací rychlost, zatímco oxidu uhelnatý ji naopak snižuje. Inertní
a nehořlavé složky (N2 a CO2) přítomné v plynu působí jako inhibitory detonace a tak zvyšují i hodnotu MČ.
Spalování typického plynu vznikajícího zplyňováním biomasy vzduchem obsahujícího minimálně 40% N 2 a 10 %
CO2 je tak možno provádět za kompresního poměru v rozmezí 10:1 až 12:1. Zde je nutno připomenout, že
vniknuti vlhkého, nebo nevhodně upraveného paliva do souproudého generátoru typu Imbert může na určitou
dobu způsobit změnu složení plynu vedoucí k poklesu hodnoty MČ a tak zapříčinit klepání jinak dobře
vyladěného motoru. Snížením úhlu (předstihu) zapalování lze takto vznikající detonaci do určité míry potlačit,
ovšem za cenu snížení výkonu a účinnosti motoru a zvýšení jeho emisí. K hlavním nežádoucím složkám patří
prachové částice (TZL) a dehet. Čistota plynu ovlivňuje jak celkovou životnost motoru, tak i intervaly jeho servisní
údržby. Přehled maximálních a doporučovaných hodnot nežádoucích složek v plynu určeném pro bezpečné
spalování v motoru je uveden v Tab. 5. Lze konstatovat, že přeplňované motory jsou citlivější na obsah nečistot
v plynu než jejich atmosférické analogy.
Jako mezní velikost prachových částic v plynu se uvádí hodnota 5 m a jejich mezní obsah 5 mg/m3. Větší
prachové částice způsobují rychlejší opotřebování pohyblivých částí motoru mezi které patří dmychadlo turbiny a
jeho lopatky, těsnící kroužky válců apod.. Menší částice ( 5m) sice nepůsobí abrazivně na pohyblivé části
motoru, ale bohužel jsou strhávány do mazacího oleje. TZL v plynu ze zplyňování biomasy jsou převážně
zastoupeny uhlíkatými zbytky s vysokým obsahem popelovin bohatých na sloučeniny alkalických kovů (Na,K,Ca),
a to hlavně v případě jemných TZL. V důsledku nedostatečné filtrace plynu nastává intenzívni znehodnocování
motorového oleje nejen jemnými částicemi zanášejícími olejové filtry, ale také se zvyšuje popelnatost oleje a
stoupá i jeho alkalita. V důsledku kontaminace klesá životnost olejové náplně na polovinu až čtvrtinu časové lhůty
výměny oleje ve srovnání s provozem motoru na ZP.
Dehet je náchylný ke kondenzaci na studených částech motoru a při ochlazování plynu v přítomnosti jemných
TZL (5m) tvoří stabilní aerosoly. Při nedokonalém spalování aerosolu v důsledku specifických podmínek v
motoru (nízká teplota a přebytek vzduchu) mohou vznikat saze. V kombinaci s polétavými TZL, přítomnými
ve špatně vyčištěném plynu, probíhá adsorpce dehtu na uhlíkatém povrchu TZL už usazených v prostoru motoru
a to i za vyšší teploty. Po delší době, a hlavně při cyklickém kolísání teplot, tvoří zachycené dehty pevné nánosy,
které jsou postupně transformovány na tvrdý koks. Z uvedeného důvodu je kombinace TZL a dehtu v plynu
nejnebezpečnější a proces vzniku nežádoucích usazenin je urychlován jejich společným působením. Uvedeny
mechanizmus zvyšuje rychlost tvorby úsad v motoru a proto je také nebezpečny.Vzniklý koks po jeho náhodném
uvolnění způsobuje problémy s poškozováním vnitřních částí motoru, a také přispívá ke znečištění motorového
oleje.
Obr. 30. Tenze par vybraných složek dehtu v závislosti na teplotě [18]
plynu jako směs 80 % methanu a 20 % vodíku. U neznámé směsi s MČ =140 nastává detonace v motoru, za stejného
kompresního poměru, jako v případě spalováni směsi 60 % methanu a 40 % oxidu uhličitého. [[17]].
[107]
Brno 2012
Značné rozdíly v množství dehtu doporučovaných různými zdroji (5 až 50 mg/m3) jsou způsobeny použitím
odlišné definice dehtu (u různých autorů jsou do skupiny dehtu zahrnuty různé sloučeniny), různými metodami
jeho stanovení (chromatografický, gravimetricky dehet) a také různou tolerancí samotných motorů, která, jak už
bylo řečeno, je vyšší u motoru atmosférických [16]. Hlavní podmínkou je omezení kondenzace výševroucích
složek dehtu z plynu. Množství přípustného obsahu dehtu v plynu je tak závislé na sací teplotě a tlaku. Lehčí
uhlovodíky (benzen, toluen, xyleny) přítomné v plynu ze zplyňování biomasy v koncentracích od 5 až do 20 g/m3
jsou při teplotě sání v plynném stavu, a tak nehrozí jejich kondenzace. Rovnovážná tenze toluenu při 0, 15, 25 a
30 °C odpovídá jeho obsahu v plynu 36.6, 89.7, 154 a 179 g/m3, v případě naftalenu jsou rovnovážné hodnoty
obsahu podstatně nižší: 0.20, 0.74, 1.61 a 2.31 g/m3. U složek dehtu s vyšším bodem varu (acenaften, fenantren,
fluoranten, pyren a další) se aerosoly v plynu tvoří při podstatě nižších obsazích v plynu. Srovnání rovnovážného
obsahu vybraných složek dehtu pro různé teploty je uvedeno na Obr. 30. Při zvyšování sací teploty plynu stupeň
tolerance motoru k obsahu dehtu stoupá, při zvyšování sacího tlaku prostřednictvím turbodmychadla naopak
klesá. U přeplňovaných motorů lze očekávat kondenzaci a tvorbu aerosolu výševroucích podílů dehtu v prostoru
mezichladiče umístěného za turbodmychadlem, kde je ohřátá stlačená hořlavá směs ochlazována na teplotu
plnění motoru. Zde je také nutno uvědomit, že zvýšení vstupní teploty plynu do spalovacího prostoru poněkud
snižuje výkon motoru a jeho účinnost a z tohoto důvodu by plnící teplota neměla být vyšší než 40 °C.
Z požadavků současných spalovacích motorů vyplývá bezpodmínečně nutnost dokonalého zbavení spalovaného
plynu TZL na hodnotu pod 5 mg/m3. Praktické zkušenosti s provozem atmosférických motoru ukazují, že některé
spalovací motory jsou schopné pracovat s plynem obsahujícím TZL v plynu okolo 20 až 30 mg/m3, ale za cenu
snížení doby mezi výměnou olejové náplně a olejových filtrů, což všeobecně zvýší provozní náklady[19].
Zařízení pro odstraňování dehtu by mělo snížit kondenzující podíl na bezpečnou hodnotu okolo 5 až 50 mg/m3.
Uvedené hodnoty platí pro obsah kondenzujících podílů výševroucích dehtů za podmínek na vstupu plynu do
spalovacího prostoru motoru (teplota, tlak, spalovací poměr). V praxi to znamená, že obsah dehtu před motorem
(definovaném podle Tar protokolu) může mít hodnotu mnohonásobně vyšší. Jsou známé příklady zplyňovacích
zařízení (Zplyňování vodní parou v generátoru FICFB v Güsingu), kdy ve spalovacím motoru (Jenbacher J620)
byl spalován plyn s vyšším obsahem dehtu (dle Tar protokolu více než 2500 mg/m3) přičemž nedocházelo
k provozním komplikacím a k žádnému poškození [20]. Zkušenosti s provozem většiny zařízení instalovaných
v ČR (viz Tab. 4) také ukazují, že pro hodnocení obsahu dehtu v plynu spalovaného v motoru, lépe vyhovuje jeho
vyjádření jako suma všech organických sloučenin s bodem varu vyšším než má fenol (který je zahrnut do skupiny
dehtu, dále v textu jmenovaný jako „motorový dehet“). Těkavé složky (toluen, xyleny, C2-benzeny) jsou za těchto
podmínek v plynném stavu a nezpůsobují problémy při spalování. Obsah takto definovaného „motorového dehtu“
se u většiny generátorů uvedených v Tab. 4 pohyboval od 250 do 1300 mg/m3, a při dodržení podmínky
dokonalého zbavení plynu TZL prostřednictvím horkých filtrů, tento obsah v žádném z námi pozorovaných
případů nezpůsobil fatální poškození nebo selhání motoru při provozu. Z hlediska dlouhodobého a spolehlivého
provozu je nutno obsah dehtu snížit na hodnotu přijatelnou pro daný typ motoru (závisí na teplotě a tlaku sání).
ČIŠTĚNÍ PLYNU
Správný a spolehlivý provoz zařízení pro zajištění potřebné kvality plynu patří k nejdůležitější části celé
kogenerační jednotky. V současné době jsou nejvíce rozšířeny dva koncepčně odlišné způsoby snižování obsahu
nečistot v plynu za generátorem.
V prvním případě se jedná o odstraňování TZL a dehtu za vyšší teploty plynu přímo na výstupu z generátoru (250
až 650°C), které umožňuje získat tepelnou energii k výrobě vysokopotenciálového tepla. Za teplot nad 600°C
také lze za pomocí katalyzátoru termochemicky štěpit dehet. Při kombinaci obou uvedených procesů nastává
oddělené čistění plynu od TZL a dehtu, a to při teplotách nad bodem kondenzace vodní páry z plynu (suchý
proces). Teprve po vychlazení už vyčištěného plynu dojde ke kondenzaci nadbytečné vodní páry z plynu.
Druhým způsobem čištění plynu je jeho přímé chlazení nastřikovanou vodou (mokré čištění plynu) a současné
odstraňování jak TZL, tak i dehtu z plynu. Jedna se o jednodušší a méně technicky náročnou provozní
technologii. Proto se „mokré čištění“ používá u většiny zařízení instalovaných v ČR a uvedených v Tab. 4. Při
ochlazení plynu pod teplotu rosného bodu organických látek nastává tvorba jemných hydrofobních kapiček dehtu
a vzniká stabilní aerosol. Je zřejmé, že za pomoci vodní pračky lze z plynu odloučit jenom tu ve vodě
[108]
Brno 2012
nerozpustnou část dehtu, která má rosný bod vyšší, než je teplota v pračce. V plynu za těchto podmínek (teplota
a tlak v pračce) zůstane nezkondenzovaný rovnovážný podíl dehtu ale zároveň vznikají i kapičky jemného
dehtového aerosolu. V ideálním případě zachycení všech jemných aerosolu dehtu by nižší teplota prací kapaliny
měla snížit obsah dehtu až na hodnotu rovnovážné tenze par jednotlivých složek dehtu. Ve skutečnosti však, díky
úniku jemného aerosolu jsou zbytkové obsahy dehtu v plynu za vodní pračkou vyšší. Hlavní nevýhodou „mokrého
vodního čištěni“ plynu je nižší účinnost jak odstraňování TZL, tak i dehtu. Mimo jiné také dochází k produkci
nežádoucí odpadní vody, znečištěné dehty a TZL, jejíž likvidace zvyšuje investiční a provozní náklady celé
kogenerační jednotky. Podrobnější technologické schéma spolehlivě a dlouhodobě fungujícího komplexního
systému čištění plynu a odstraňování TZL a dehtu je rozebráno na příkladu spolehlivě fungující kogenerační
elektrárny o maximálním výkonu 200 kWe pracující v areálu společnosti Tarpo a.s. v obci Kněževes u Rakovníka.
POPIS ELEKTRÁRNY VYUŽÍVAJÍCÍ SOUPROUDÉHO ZPLYŇOVACÍHO GENERÁTORU GP300
Pro výrobu hořlavého plynu je použita drcená dřevní hmota, která je po vysušení v sušárně zplyňována
v souproudém generátoru upravené konstrukce. Surový vystupující plyn je zbaven TZL na výstupu z generátoru v
horkých rukávcových filtrech. Po jeho ochlazení a absorpčním vypírání olejem je už vyčištěný plyn veden do
strojovny, kde je spalován v upravených motorech ČKD Hořovice (6S160, 6 válců, 27 dm3) o výkonu 100 kWe.
Ve strojovně se nachází více motorů, které byly upraveny pro spalování plynu ze zplyňovacího generátoru.
Současně je možné provozovat až dva motory na jeden generátor při celkovém výkonu soustavy až 200 kWe.
Spaliny z motoru po jejich ochlazení a následném naředění vzduchem na potřebnou teplotu (cca 100 °C) jsou
použity pro sušení surového paliva v sušárně. Celé zařízení pracuje v bezobslužném automatickém režimu.
Pouze doprava a manipulace se vstupní různorodou surovinou (odpad z dřevovýroby a dřevozpracování) před
drcením a disintegrací se provádí za účasti zaměstnanců společnosti. Technologické schéma celé kogenerační
jednotky (mimo sušící a štípací část) je uvedeno na Obr. 31. Základní technologické údaje jsou uvedeny v Tab. 6.
Tab. 6 Základní parametry elektrárny na bázi souproudého generátoru
Parametr jednotky
Měrná spotřeba paliva:
Specifická spotřeba paliva (suché)
Účinnosti zplyňování (výroby plynného paliva, pl )
Účinnost kogenerační jednotky (kj)
Elektrická účinnost elektrárny (ce)
Vlhkost vstupní biomasy
Odstraňování TZL:
Odstraňování dehtu:
Spalovací motor:
Hodnota
105 kg/hod (100kWe)
1,05kg/kWhel
75 %
32 %
24 %
max. 60 %
Keramické svíčkové filtry, 400-520°C
praní olejem: 60°C, regenerace 120°C
2x 6S160 ČKD Hořovice
Úprava, příprava a dávkování paliva
Surová dřevní hmota je charakterizována vysokým obsahem vlhkosti (min 50 % hm.), a jak je známo vysoký
obsah vlhkosti znemožňuje její přímé zplyňování v souproudém generátoru. Účinnost výroby studeného plynu
(p) produkovaného souproudým generátorem lze do jisté míry zvýšit použitím paliva s nižším obsahem vlhkosti.
Snížení energetických nákladů spojených z odstraňováním nadbytečné vlhkosti je zajištěno použitím
nízkopotenciálového tepla spalin z motoru naředěných vzduchem a zavaděných do perforované podlahy fluidní
pásové hrabicové sušárny uvedené na Obr. 32a. Její hlavní výhodou je vysoká sušící účinnost a využití
odpadního nízkopotenciálového tepla spalin o teplotě okolo 90 °C. Teplota odcházejících brýdových par se
pohybuje okolo 30 °C. Nízká sušící teplota snižuje nebezpečí samovolného vznícení sušeného materiálu.
Maximální výkon uvedené sušárny dosahuje až 300 kg/h. Za běžného provozu je sušárna schopna usušit palivo
o surové vlhkosti až 60 % hm. Štěpka se do sušárny přivádí pásovou dopravou z mezizásobníku paliva, kam je
dopravována rovněž pasovým dopravníkem ze štípačky dřeva (Obr. 32). Rychlost hrabicového dopravníku
sušárny je regulována dle požadavků na výkon kogenerační jednotky s ohledem na hodnotu výstupní vlhkosti
paliva, která se pohybuje okolo 4 až 10 %. Základní vlastnosti paliva jsou uvedeny v Tab. 7.
[109]
Brno 2012
Tab. 7. Vlastnosti typického paliva na vstupu do generátoru po jeho vysušení
Vlastnost
Veličina Vstup ze sušárny
Suchý vzorek (d)
Stav (daf)
vlhkost,W
hořlavina, H
popel, A
prchavá hořlavina, V
fixní uhlík, FC
C
H
O
N
S
Spalné teplo, Qs
Výhřevnost, Qi
% hm,
% hm,
% hm,
% hm,
% hm,
% hm,
% hm,
% hm,
% hm,
% hm,
MJ/kg
MJ/kg
0
98,57
1,43
76,71
21,86
48,46
6,21
0,17
43,70
0,03
19,71
18,35
0
100
0
77,82
22,18
49,16
6,30
0,18
44,34
0,03
19,99
18,62
6,95
91,72
1,33
71,38
20,34
45,09
5,78
0,16
40,67
0,03
18,34
17,08
Obr. 31 Technologické schéma kogenerační jednotky Kogen 300
GP300 – souproudý zplyňovací generátor, HGF – horky generátorový filtr pro odstraňovaní TZL, A1,A2-olejové absorbéry, D- stripovací
kolona, CHV- chladící věž na vodu, O.P.-lapač olejových kapek, M.P.-vodní pracka, kondenzátor vlhkosti z plynu, M1,M2- spalovací
motorgenerátory (ČKD Hořovice, 6S160), mixtank – zásobník plynu, pro zajištěni průměrného složení plynu. S1- odběr vzorku plynu za
generátorem, S2- odběr vzorku plynu za HGF, S3- odběr vzorku plynu před motorem
Zplyňovací generátor
Srdcem kogenerační jednotky je souproudý zplyňovací generátor (viz Obr. 33a), jehož konstrukce byla upravena
pro zplyňování dřevní štěpky o velikosti částic 4 až 20 mm. Celkem bylo v průběhu několika let ověřeno několik
vnitřních konstrukcí generátoru. Hlavním cílem „modernizace“ byla snaha rozšířit parametry zpracované štěpky a
zvýšit výkonnostní zatíženi systému. Na rozdíl od klasického Imbertu nemá uvedený typ zúžení průřezu
generátoru v žárovém pásmu a homogenního rozložení teplot je dosaženo díky použití důmyslného systému
distribuce zplyňovacího vzduchu a nuceného pohybu roštu generátoru. Pro zplyňování se používá předehřátý
[110]
Brno 2012
vzduch obohacený o těkavější složky dehtu, získané provzdušňováním pracího oleje při teplotě 100 až 120°C.
Teplota plynu výstupujícího z generátoru se pohybuje v rozmezí 400 až 500 °C v závislosti na jeho výkonu. Takto
produkovaný plyn je ihned odváděn do horkého filtru (HGF), kde probíhá odstraňování TZL z plynu (viz Obr. 33b).
a) celkový pohled sušárny
b) přípravna paliva a jeho mezi zásobník
Obr. 32. Fluidní pásová hrabicová sušárna a úsek přípravny paliva
1 – přívod surové drcené biomasy z její meziskladu, 2 – distribuce naředěných vzduchem spalin z motoru, 3 – tělo sušárny s hrabicovým
podavačem, 4 – pásový dopravník vysušeného materiálu k generátoru, 5 – pásový dopravník vlhkého materiálu, 6 – distributor dřevní
štěpky, 7 –pásové hrabice
a) Souproudý generátor GP300 s horkým filtrem
b) elementy filtru při odstávce a za provozu při 390 -550°C
Obr. 33. Souproudý zplyňovací generátor GP300 s horkým filtrem pro odstraňování TZL
1 – souproudý zplyňovací generátor, 2- tryska pro přívod zplyňovacího vzduchu, 3- systém předehřevu zplyňovacího vzduchu, 4- odvod
popele z generátoru, 5- vystup plynu z generátoru a jeho vstup do horkého filtru, 6 – horký generátorový filtr (HGF) pro odstraňování TZL,
7- odvod TZL z horkého filtru, 8-olejové absorbéry,
[111]
Brno 2012
Čistící systém a účinnost čištění
Čistící zařízení je řešené kombinací horkého filtru a fyzikálního absorbéru, kde pro odstraňování dehtu je použit
cirkulující prací organický olej. Ve světe je známo mnoho aplikaci využívajících kombinaci filtrace a praní za
pomoci MEŘO (např. systém čištění realizovaný v Güsingu[20]), přesto daný realizovaný systém má z mnoha
hledisek unikátní charakter, který umožňuje podstatně snížit jeho provozní náklady.
Odstraňování TZL
TZL z horkého surového generátorového plynu jsou odstraňovány jako první pomocí bariérových horkých filtrů
(viz Obr. 33b) pracujících při teplotách v rozmezí 390 až 550°C. Při filtraci vzniká na povrchu filtru filtrační koláč
složený ze zachycených TZL, na kterém se zvyšuje tlaková ztráta. Až její hodnota dosáhne kritické veličiny (např.
1 kPa), automaticky se provede regenerace povrchu filtru impulsním zpětným proplachem a proces filtrace
pokračuje dále. Zkušenosti z vysokoteplotní filtrace TZL z plynu produkovaného zplyňováním biomasy ukazují na
to, že hlavním problémem je životnost jednotlivých filtračních elementů a stálý nárůst permanentní tlakové ztráty
čistého filtru v důsledku jeho postupného zanášení anorganickými podíly. Tento problém je často způsoben
samotným provozovatelem, a to v důsledku porušování postupu při najíždění studeného filtračního zařízení. Před
zahájením provozu je nutno celé filtrační zařízení ohřát na potřebnou provozní teplotu, aby se tak zabránilo
kondenzaci dehtu a vlhkosti na jeho pracovním povrchu. Životnost filtru a jeho materiálu také souvisí i se
způsobem a intenzitou jeho regenerace. Ve většině případů se používá regenerace za pomoci tlakové vlny. Doba
a velikost tlakového rázu musí být zvolena tak, aby byla dostatečná pro odstranění filtračního koláče
zachycených TZL z povrchu filtru, a zároveň aby byla bezpečná, aby nenastalo poškození dostatečně pružných,
ale ne moc mechanicky pevných filtrů. Důležitou roli hraje způsob zachycení jednotlivých filtračních elementů a
správný přívod a distribuce surového plynu.
30
12
CH4-kont.
CH4-dis.
Vyhrevnost (15/15C) ,MJ/m3
11.07.2011
CO2-kont.
CO2-dis.
CO-kont.
CO-dis.
25
Koncentrace CH4, CO2 a CO [% obj.]
D1P 2494 mg/m3
20
D3P 1918 mg/m3
D4Z 450 mg/m3
D2Z 510 mg/m3
8
15
6
10
4
5
2
0
11:30
Vyhrevnost (15/15C) ,MJ/m3
10
0
12:00
12:30
13:00
13:30
14:00
14:30
15:00
15:30
16:00
16:30
17:00
17:30
18:00
18:30
19:00
19:30
čas
Obr. 34. Záznam obsahu CH4, CO a CO2 v plynu ze zplyňovacího generátoru GP300
D1P- obsah dehtu za generátorem, D2Z - před motorem, D3P – za HGF, D4Z – před motorem
K pulsnímu proplachu pracovního povrchu filtrů byly použity různé druhy regeneračních plynů. Po optimalizaci
všech provozních parametrů horkého filtru se bezporuchová provozní doba celého systému zvýšila na několik
měsíců a obsah TZL v plynu za filtrem se pohyboval na nízkých hodnotách (1 mg/m3). Provozní tlaková ztráta
filtru se pohybovala v obvyklých provozních mezích (0,4 až 1 kPa). Na Obr. 34 je uveden záznam obsahu
[112]
Brno 2012
hlavních složek plynu pořízených za pomoci IČ analyzátoru. Na záznamu obsahu methanu v plynu jsou vidět
pravidelné výkyvy (pulsy), způsobené použitím regeneračního plynu na filtrech, na jehož obsah je také citlivé
měřící methanové čidlo (IR analyzátor). Jak je vidět, v ustáleném stavu se regenerace filtrační plochy prováděla
jednou za cca 600 s. Optimalizace způsobu proplachu, tj. délka tlakového impulsu a periody mezi impulsy
umožnila snížit spotřebu regeneračního topného plynu na hodnotu okolo 30 kg/týden pro provoz 100 kWe
kogenerační jednotky. Plyn vystupující z horkého filtru (HGF) dále prochází chladičem regenerovaného pracího
oleje a vstupuje do prvního absorbéru s olejem (A1).
Olejová pračka pro odstraňování dehtu s regenerací pracího oleje.
Vypírání pracím olejem realizované v uvedené jednotce má několik praktických výhod. Složky dehtu a prací
kapaliny jsou vzájemně dobře rozpustné, a proto v podmínkách absorbéru nejsou kapičky aerosolu dehtu stabilní
a jsou snadno zachycované v oleji. V použitém zařízení absorpce probíhá ve dvou absorbérech (A1 a A2, viz
Obr. 31). Do prvního vstupuje plyn vycházející z filtru (HGF) a procházející chladičem plynu, ve kterém se
předehřívá ochlazený a vyfiltrovaný prací olej z prvního absorbéru (A1) dále nastřikovaný do stripovací komory
(D). V prvním absorbéru (A1) nejen proběhne zachycení výševroucího podílu dehtu, ale také jeho kontaktní
chlazení plynu olejem z teploty 160°C na teplotu okolo 80°C. Po zchlazení nastává filtrace oleje na pásovém
filtru, na kterém se zachycují málo rozpustné a výševroucí složky dehtu. Do druhého absorberu (A2) vstupuje
předčištěný a vychlazený plyn, kde se praním za pomoci oleje zbaví další části nežádoucích dehtů. Za druhým
absorbérem následuje lapač olejových kapek, který vrací takto zachycený olej do druhé olejové pračky (A2). Plyn
zbavený dehtu dále vstupuje do lapače olejových kapek (O.P.), kontaktního vodního chladiče (vodní pračky
M.P.), ve kterých dochází ke kondenzaci vodní páry (trb=15°C) a probíhá i vypírání zbylých anorganických
sloučenin (NH3, H2S, HCl apod.). Před spálením v motorech (M1 a M2) plyn proudí přes pojistné filtry, prochází
dmychadlem s regulovanou hladinou výstupního tlaku a vstupuje do vyrovnávací nádoby (mixtank) ze které je
rozváděn k motorům.
Zbytková koncentrace dehtu v plynu za olejovým absorbérem (A1 a A2) se řídí Henryho zákonem a je úměrná
celkovému tlaku a obsahu dehtu v pracím oleji a s rostoucí teplotou stoupá. Na rozdíl od vypírání studenou vodou
lze však dosáhnout nižšího obsahu dehtu ve vyčištěném plynu a to za vyšší pracovní teploty (60 až 80 °C). S
rostoucím obsahem dehtu v pracím oleji rovnovážná koncentrace dehtu v plynu roste úměrně obsahu dehtu
v pracím oleji v důsledku čehož účinnost odstraňování dehtu klesá a je nutno prací olej nahradit novým, případně
provést jeho regeneraci. Ve většině zahraničních aplikací využívajících pro odstraňování dehtu pracího oleje
(převážně methyl esteru řepkového oleje, MEŘO) se jeho regenerace neprovádí a znečištěný olej se spaluje
v generátoru, v důsledku čehož stoupají provozní náklady. V uvedeném zařízení je prací olej regenerován
ve stripovací komoře zplyňovacím vzduchem při teplotě 120°C, kdy je po ochlazení vrácen do olejového
zásobníku prvního absorbéru (A1). Toto opatření má pozitivní vliv jak na energetickou bilanci kogenerační
jednotky, neboť zachycené uhlovodíky jsou zpětně vráceny do procesu, tak i na ekonomickou, neboť není
zapotřebí provádět doplňování pracího oleje do olejové pračky.
Při dlouhodobém experimentálním provozu olejové pračky bylo zjištěno, že v případě vyšších obsahů dehtu
v surovém plynu (Tar Protocol, 2 g/m3) nastává během dlouhodobého provozu hromadění výševroucích podílů
dehtu v pracím oleji a pozvolně narůstá množství pracího oleje. Málo rozpustné podíly takto zachycených složek
dehtu jsou vylučovány ve formě krystalků které jsou odstraňovány na pásovém olejovém filtru (viz Obr. 31) a jsou
spolehlivě likvidovány v generátoru. Pochopitelně, že při zvýšení obsahu dehtu v plynu také narůstá zatížení
olejové vypírky a stoupá i množství odfiltrovaných vyševroucích podílů dehtu. Při nízkém obsahu dehtu
v surovém plynu (Tar Protocol, <0,5 g/m3) byl zaznamenán mírný pokles objemu pracího oleje v pračce, jehož
ztráta nepřekračovala 10 litrů/týden provozu jednoho spalovacího motoru.
Nespornou výhodou uvedeného čistícího systému v návaznosti na následné spalování plynu v motoru je jeho
řízená selektivita vůči zachycení výševroucích složek dehtu, které jsou kvantitativně odstraňovány z plynu. Oproti
tomu lehčí uhlovodíky (benzen, toluen a xyleny) zůstávají v plynu, a tak zvyšují hodnotu výhřevnosti plynu a
příznivě ovlivňují provoz spalovacích motorů.
[113]
Brno 2012
Spalovací motor
Stávající spalovací motor použitý v kogenerační jednotce malé elektrárny je původním pomaluběžným naftovým
motorem z 60. let (ČKD Hořovice, typ 6S160, 6 válců o objemu 27 l) předělaný na spalování zemního plynu. Při
přestavbě byl do hlavy válců nainstalován systém nuceného zážehu zapalovací svíčkou, byla snížena komprese
ve válcích z původní 1:17 na 1:11 a také provedena značná úprava sacího a výfukového ventilového systému. V
důsledku takto provedených úprav se účinnost motoru snížila z původních 35% pro naftu na 32 % pro
produkovaný plyn a výkon poklesl z původních 132 kWe na 100 kWe. Časem se však ukázala potřeba výměny
sacích a vypouštěcích ventilů, instalace systému zaměřeného na potlačení detonace ve válcích a zpětného
prošlehu plamene do spalovací směsi prostřednictvím instalace flashback arestoru. Bohužel se také ukázalo, že
takto upravené atmosférické motory zdaleka nedosahují účinností a měrných výkonů moderních přeplňovaných
motorů (cca 35%), ale přesto jsou spolehlivou a levnou alternativou.
V motorové hale elektrárny je umístěno celkem 5 motorů ČKD, z nichž dva je možno současně zapojit pro odběr
plynu ze zplyňovacího generátoru. Většinu času byl systém provozován na jeden motor o plném výkonu. Dva
motory společně se používaly v případech, kdy bylo zapotřebí zjistit vliv zvýšeného zatížení na chování
generátoru a účinnost komplexního čistícího systému. Kvůli potřebným úpravám a servisním zásahům byly
motory také používány střídavě.
Dlouhodobé experimenty ukázaly, že plyn produkovaný v generátoru lze v uvedeném upraveném motoru
poměrně dobře spalovat. Měření emisí prováděných autorizovanou měřící skupinou ukázala nízký obsah NOx a
CO ve spalinách. Největším přínosem dlouhodobého provozu bylo zjištění míry odolnosti uvedeného typu motoru
vůči spalování plynu zbaveného TZL s určitým obsahem dehtu. Hodnoty obsahu „motorového dehtu“ do 500
mg/m3 uvedené v Tab. 5 jsou pro daný typ motoru zcela bezpečné. Při dlouhodobém provozu nebyly v sacím
systému a spalovacím prostoru zaznamenány žádné usazeniny a nánosy, stejně jako nebylo zjištěno zanášení
pojistných filtrů na vstupu plynu do motoru.
Obr. 35. Motory ČKD Hořovice v elektrárně
Obr. 36. Vzhled absorpčních roztoků pro stanovení obsahu
dehtu v plynu (Popis viz Obr. 34)
Složení plynu na výstupu z generátoru a obsah dehtu v plynu
Kontinuální záznam složení plynu produkovaného generátorem po jeho několika úpravách je uveden na Obr. 34.
V Tab. 8 je také uvedeno průměrné složení plynu. Podle složení se jedná se o typický nízkovýhřevný plyn, kde
jsou majoritními složkami dusík, oxid uhelnatý, vodík, oxid uhličitý a methan. Průměrná hodnota výhřevností
plynu se pohybuje okolo 6,0 až 6,5 MJ/m3 (viz Obr. 34).
V Tab. 8 je zároveň vidět, že úpravy zplyňovacího generátoru přispěly ke zvýšení obsahu methanu a oxidu
uhelnatého, mírnému poklesu obsahu vodíku a poklesu obsahu oxidu uhličitého a dusíku. Obsah butanu a
propanu v průměrném složení je poněkud vyšší, než u běžného plynu ze zplyňování a je způsoben použitím
směsi uvedených plynů pro regeneraci filtrační plochy HGF. Několik vzorků analyzovaného plynu bylo odebráno
přímo v okamžiku, kdy byla prováděna tlaková regenerace HGF.
[114]
Brno 2012
Tab. 8. Průměrné složení plynu produkovaného zplyňovacím generátorem před a po jeho rekonstrukci
datum měření
místo odběru
sloučeniny
O2 ve vzorku**.
CO2
H2
CO
CH4
N2
Ar***
ethan
ethylen
acethylen
propan
propen
buthany
1,3-butadien
propin
1-buten-3-in
cyklopentadien
benzen
toluen
ostatni
Výhřevnost Qi (15/15C), MJ/m3
Výhřevnost Qi (0/0C), MJ/m3
2009.03.10
za gen.
za HGF
1,82
10,95
18,79
22,05
1,88
45,60
0,57
0,018
0,128
0,002
0,004
0,004
0,005
0,001
<0,001
0
0
0,009
0,001
0,001
5,31
5,60
1,29
11,32
18,86
21,09
1,70
46,22
0,54
0,014
0,101
0,001
0,076
0,002
0,051
<0,001
0
0
0
0,012
<0,001
0,001
5,24
5,52
2011.07.11
za gen. před mot.
obsah*, % obj.
2,36
1,99
9,57
9,99
17,19
16,70
25,51
24,80
3,04
3,00
43,40
44,21
0,51
0,52
0,090
0,090
0,487
0,500
0,042
0,042
0,061
0,053
0,043
0,044
0,001
0,001
0,010
0,010
0,004
0,004
0,001
0,001
0,002
0,001
0,033
0,037
0,003
0,005
0,010
0,010
6,35
6,21
6,70
6,55
2011.08.12
za HGF před mot.
1,20
10,02
18,67
24,40
3,00
42,74
0,50
0,071
0,464
0,042
0,025
0,027
<0,001
0,006
0,003
<0,001
<0,001
0,019
0,001
0,004
6,25
6,59
1,29
9,22
16,76
25,07
2,96
44,73
0,52
0,074
0,490
0,086
0,027
0,028
<0,001
0,007
0,004
0,001
<0,001
0,015
0,001
0,00
6,16
6,50
„-“ -pod hranicí detekce 0,0001% obj.
* obsah po korekci složení plynu na nulový obsah O2 v plynu
** obsah kyslíku v původním vzorku po normalizaci
*** hodnota byla vypočtena z hmotnostní bilance
Změna složení ukazuje na snížení zplyňovacího poměru a pokles spotřeby paliva na produkci jednoho m3 plynu.
Změny konstrukce se projevily také v nárůstu obsahu uhlovodíků, což vedlo ke zvýšení výhřevnosti plynu skoro o
20 %. Ve srovnání se složením plynu produkovaném ostatními souproudými zplyňovacími generátory uvedenými
v Tab. 4 je obsah dusíku v plynu z generátoru GP300 nejnižší. Tato skutečnost také svědčí o nízkém
zplyňovacím poměru a tedy o vyšší účinnosti výroby studeného plynu (p).
Vzhledem k pozorovaným změnám v chodu zplyňovacího generátoru a složení plynu byla také zaznamenána i
změna v obsahu a složení dehtu v surovém plynu za generátorem. Obsah dehtu v plynu a jeho složení je
uvedeno v
Tab. 9. Vzorky plynu pro stanovení byly odebírány z různých odběrových míst kogeneráční jednotky uvedených
na Obr. 31. Pro srovnání jsou zde uvedeny obsahy dehtu v plynu naměřené při provozu kogenerační jednotky
s původním generátorem (2009.03.10) a po jeho všech úpravách. Jak je vidět, původní konstrukce generátoru
byla i přes poněkud nižší účinnost schopna produkovat plyn s nízkým obsahem dehtu (do 200 mg/m3), který by
bylo možno po odstranění TZL, zchlazení plynu a kondenzaci nadbytečné vodní páry použít přímo pro spalování
v motoru, aniž by se muselo provádět odstraňování dehtu.
Odstraňování dehtu v olejové pračce je na rozdíl od konverzních katalytických procesů charakterizováno
selektivitou, vhodnou pro následné spalování plynu v motoru, která nechává projít lehčí uhlovodíky do motoru
(BTXS) a zároveň kompletně zachycuje složky dehtu s větším bodem varu než má fenantren (viz v
[115]
Brno 2012
Tab. 9 pod šrafovanou čarou). Za těchto podmínek také dochází k velice účinnému zachycení fenolu a jeho
alkylderivátů, jejichž obsah v plynu za pračkou se znatelně snížil. Z hlediska optimální ekonomiky byl systém
nastaven tak, aby na pojistných plynových filtrech umístěných před motorem, nebyly zachyceny žádné usazeniny
nebo kondenzáty.
Dlouhodobé provozní zkušenosti ukazují, že zabudovaná olejová pračka zároveň působí jako účinná pojistka
zachycující vysoké koncentrace těkavějších a vyševroucích podílů dehtu (plyn v mezních provozních stavech
generátoru). Takto zachycené těkavější složky dehtu, nedojde-li k včasné regeneraci pracího oleje, se budou
postupně uvolňovat do čistšího plynu, ovšem v koncentracích nižších, tz. bezpečných pro provoz spalovacího
motoru. Uvedený efekt byl pozorován při čištění plynu s nízkým obsahem dehtu, kdy se do něj postupně
uvolňovaly jak některé složky zachycené z plynu při studeném startu generátoru (viz. D1Z z 2009.03.10), tak
i některé lehčí podíly pracího oleje (acenaften, fluoren) v důsledku poněkud vyšší adsorpční teploty (nad 80°C).
Tab. 9 Obsah organických látek (dehtu) v plynu za generátorem a před motorem
datum měření
2009.03.10
vzorek číslo, #
1
2
označení vzorku
D1P
D2K
místo odběru
za gen. mot.
objem plynu pro stanovení, l
342,8 389,3
Sloučenina
benzen
38,4
14,8
toluen
116,9
91,4
m+p+o-xylen+ethylbenzen+fenylethin 24,7
2,8
styren
36,4
16,2
C3-ben. suma
3,0
1,7
ostatní1
1,6
0,1
BTX suma
221,0 126,9
fenol
12,5
<0,1
methylfenoly
<0,1
<0,1
dibenzofurany4
18,4
7,4
kyslíkaté suma
31,9
7,6
dusíkaté
1,0
0,1
inden+indan
0,2
1,4
naftalen
41,8
25,2
methylnaftaleny
4,7
5,1
alkylnaftaleny (alkyl >=C2)
0,7
5,6
bifenyl
4,4
1,6
acenaftylen
6,4
4,4
acenaften
0,2
0,6
fluoren
0,03
0,7
PAH o m/z=165,166
0,05
0,6
fenantren
7,1
0,1
antracen
0,9
0,01
Metyl-fenatreny+cyclopenta[def]fenantren
0
0
fenylnaftaleny
0,5
0
fluoranten2
1,1
0,01
pyren3
0,8
0,02
benzfluoreny
0
0
methylfluoranten+methylpyren
0
0
PAH o 4 kruzích5 (m/z=226,228)
0
0
PAH o 5 kruzích6 (m/z=252)
0
0
PAH o 6 kruzích7 (m/z=276)
0
0
ostatní látky
4,7
3,0
suma DEHET8, mg/m3
106
56
1
2011.07.11
4
5
6
7
D2Z
D3P
D4Z
D1P
mot. za HGF mot. za HGF
384,4 412,0 517,3 325,0
Obsah v plynu, mg/m3
1273,0 737,6 540,7 523,3 883,3
908,6 466,0 515,7 431,9 567,1
205,8
92,8
147,7 103,2
92,1
295,6 154,9 213,2 153,1 154,3
29,8
22,7
29,8
15,4
11,7
<0,1
<0,1
2,0
<0,1
<0,1
2712,8 1474,0 1449,0 1226,9 1708,5
480,9
12,3
390,0
14,0
180,3
249,7
6,5
184,8
6,9
51,7
278,0 144,4 233,9 125,6 155,4
1008,7 163,3 808,7 146,5 387,4
0
0
0
0
0
126,5
42,8
47,3
34,5
30,2
457,2 195,7 362,0 187,1 374,7
153,7
35,9
116,1
31,6
69,8
70,7
9,0
46,4
7,5
25,3
34,7
9,1
35,9
7,2
25,6
145,9
15,3
119,6
11,8
102,2
11,7
1,1
5,0
0,9
2,4
43,8
0,8
12,9
0,5
8,7
35,5
0,6
14,5
0,5
7,3
122,0
1,6
119,8
1,1
113,0
30,0
0,3
24,6
0,3
23,2
52,5
0
22,5
0
19,7
8,8
0
8,3
0
7,0
37,3
0,1
34,5
0,1
34,9
28,8
0,1
26,1
0,1
30,4
3,4
0
1,0
0
1,5
7,2
0
2,0
0
2,0
14,0
0
9,5
0
10,2
6,1
0
2,7
0
3,5
5,3
0
0,9
0
0,9
90,8
34,6
98,3
20,0
56,2
2495
510
1919
450
1336
3
D1P
za gen.
179,9
2011.08.12
8
9
10
D2Z
D3P
D4Z
mot. za HGF mot.
415,5 220,8 451,2
560,1
338,5
90,9
120,1
15,8
<0,1
1125,4
9,1
7,9
95,9
112,8
0
21,2
163,5
29,0
6,6
6,5
12,1
0,8
0,6
0,6
1,1
0,2
0,1
0
0
0,09
0
0
0,04
0
0
26,7
382
1539,2
668,8
91,0
140,4
2,5
2,0
2442,0
166,4
46,2
135,0
347,7
0
23,2
351,5
62,6
21,9
24,2
82,6
2,7
6,4
5,1
101,3
19,2
11,7
1,0
4,7
22,0
0,6
1,5
5,6
1,4
0,5
74,6
1172
482,8
284,4
65,4
104,0
9,8
<0,1
946,3
9,1
7,7
87,3
104,1
0
18,2
173,7
31,1
6,8
7,2
13,6
0,8
0,5
0,5
1,0
0,2
0
0
0
0,04
0
0
0,02
0,02
0
22,1
380
DEHET dle TAR protokolu, mg/m3
288
168
3934
1247
2827
1153
2161
947
2075
843
Obsah prachových částic, mg/m3
-
<1
400
<1
<1
<1
<1
<1
<1
<1
do této kategorie jsou zahrnuty ostatní látky ze skupiny BTX a alkylbenzeny
[116]
Brno 2012
2
společně s fluorantenem je zahrnut i fenantrylen m/z=202, eluující z GC kolony těsně za ním
3
společně s pyrenem je zahrnut i aceantrylen m/z =202, eluující z GC kolony těsně před ním
4
benzofuran,dibenzofurany,methylbenzofurany,naftobenzofurany
benz[c]fenantren, benzo[ghi]fluoranten,3,4-dihydrocyclopenta(cd)pyren (acepyren), cyclopenta[cd]pyren, benz[a]antracen, chrysen,
naftacen
5
6
benzo[j]fluoranten,benzo[k]fluoranten,benzo[e]pyren,benzo[a]pyren,perylen
7
indeno[1,2,3-cd]pyren,dibenzo[a,h]antracen,benzo[ghi]perylen,dibenzo[def,mno]chrysen a jiné PAH o m/z=278,302
8
tzv. „motorový dehet“
Zkušenosti získané během více než tříletého provozu regenerativního pracího systému umožnily správně nastavit
jak teploty absorpce a regenerace pracího oleje, tak i zvolit správný typ organické prací kapaliny zaměřený na to,
aby spotřeba pracího oleje byla co nejmenší.
Jak už bylo zmíněno, po rekonstrukci zplyňovacího generátoru došlo k určitým změnám jeho provozních
vlastností, které se projevily zvýšením účinnosti a snížením zplyňovacího poměru, změnou složení
produkovaného plynu a zároveň i mírným zvýšením obsahu dehtu v surovém plynu (viz
Tab. 9, měřeni ze dne 2011.07.11 a 2012.08.12). Čistící systém se s navýšením obsahu dehtu v surovém plynu
poměrně dobře vypořádal. Názorný přiklad je uveden na Obr. 36 a jemu odpovídající složení je uvedeno v
Tab. 9 (vz. č. 3-6). Absorpční roztoky za olejovou pračkou (D2Z a D4Z) jsou zbaveny zabarvených výševroucích
složek dehtu. Jedině u vzorku odebraného před HGF jsou přítomné zachycené TZL. Obsah tzv. „motorového
dehtu“ naměřený za olejovou pračkou nepřekročil hodnotu 500 mg/m3 (neboli 1250 mg/m3 dle Tar Protocolu),
která byla z hlediska dlouhodobého provozu testovaných motorů (ČKD Hořovice, typ 6S160) bezproblémová a
nezpůsobila žádné zanesení spalovacích prostorů a sacích potrubí. O dostatečné účinnosti čištění plynu před
vstupem do motoru svědčí také fakt, že cirkulující chladící voda použitá ve vodní pračce (viz Obr. 31, M.P.)
během dalšího provozu neztratila svou původní průhlednost a i po delším provozu vykazovala minimální
znečištění organickými sloučeninami, a to hlavně zbytky pracího oleje.
Na závěr lze konstatovat, že prezentovaná malá elektrárna využívající souproudý zplyňovací generátor a
upravený starší motor je schopna dlouhodobého provozu v bezobslužném stavu. Účinnost výroby elektrické
energie se pohybuje okolo 24 % vztažených na původní palivo a veškeré získané teplo se používá pro komunální
účely výrobního podniku. Zbytkové teplo z motorových spalin se po jejich ochlazení na teplotu okolo 150°C,
používá pro sušení surové štěpky. Na základě dlouhodobého sledování uvedeného zařízení a jeho srovnání s
podobnými aplikacemi uvedenými v Tab. 4 lze konstatovat, že z hlediska základních technologických parametrů
(spotřeby paliva a účinnosti), spolehlivosti provozu, složení a kvality produkovaného plynu se jedná o nejlepší a
nejvíce propracovaný dlouhodobě pracující systém kogeneráční výroby elektrické energie a tepla v ČR.
ZÁVĚR A VYHLÍDKY DO BUDOUCNA
Ještě lepšího využití energie plynu lze dosáhnout při použití účinnějšího motoru, třeba přeplňovaných motorů
Jenbacher řady J2XX, nebo J3XX. Uvedené motory umožňují dosažení skoro 36 % účinnosti výroby elektrické
energie z plynu o uvedeném složení.[22] V kombinaci se stávajícím generátorem (GP300) vyrábějícím plyn se
75 % účinností lze dosáhnout až 27 % účinnosti výroby elektrické energie. Při přechodu na modernější
přeplňované motory lze očekávat přísnější požadavky na kvalitu produkovaného plynu. Stavující čistící systém
elektrárny využívající vysokoteplotního odstraňování TZL z plynu a absorpci dehtu v olejové pračce je schopen
tyto požadavky zajistit.
Efektivnějším řešením kombinované výroby elektrické energie a tepla z biomasy je technologie využívající
současně účinnějšího zplyňovacího a čistícího systému založená na větší míře rekuperace procesního tepla.
[117]
Brno 2012
Elektrárna postavená s použitím souproudého generátoru (GP300) využívá tohoto principu v maximální míře a
právě to umožnilo dosažení až 75 % účinnosti výroby studeného plynu (oproti 65 % u běžných souproudých
generátorů). Další zvyšování účinnosti u uvedeného typu generátoru vzhledem k jeho specifice je značně
problematické.
Pro zvýšení účinnosti výroby elektrické energie je nutno použít moderní termokonverzní technologii s vyšší
účinností výroby studeného plynu. Prvním klíčovým principem úspěšného vývoje je zvýšení účinnosti výroby
hořlavého plynu na hodnotu okolo 90 %, která s použitím moderních spalovacích motorů umožní dosažení 32 %
účinnosti ve výrobě elektrické energie. Druhým klíčovým požadavkem je využití principu vysokoteplotní konverze
pro odstraňování dehtu z plynu, kdy tyto sloučeniny jsou konvertovány na hořlavé plynné složky. Realizace
druhého principu umožňuje podstatně snížit investiční a hlavně provozní náklady zařízení spojené s čištěním
plynu a odstraňováním nežádoucích sloučenin.
V současné době v rámci projektu VAV agentury TAČR a aktivit zaměřených na vývoj nového vysoce účinného
generátoru probíhají práce zaměřené na komplexní řešení problematiky vysoce efektivní výroby elektrické
energie. V roce 2010 byl zahájen vývoj vysokoteplotního regeneračního čištění plynu a nového vícestupňového
generátoru využívajících uvedených principů ve svých konstrukcích. Na začátku roku 2012 byla zahájena stavba
nového typu generátoru, který ve stavající elektrárně nahradil souproudý generátor GP300 se zachováním a
modernizací stávajícího systému olejové pračky a vysokoteplotního čištění plynu (modernizace HGF, 2011).
První experimenty byly provedeny v průběhu roku 2012.
Vzhledem k nové koncepci použité v návrhu vícestupňového generátoru a některým technickým problémům
spojeným s jeho oživením a zahájením zkušebního provozu, byly první relevantní výsledky ohledně
funkceschopnosti systému a vlastností plynu získány v půli roku 2012. Podrobnější popis nového generátoru
bezesporu zasluhuje samostatnou rozsáhlou publikaci. Zde lze stručně konstatovat, že hlavní klíčové body
definované v návrhu, jako vysoká účinnost výroby plynu (>85%) a nízký obsah dehtu v surovém plynu
(pod 50 mg/m3) byly dosaženy. Podrobnější informace o vlastnostech uvedeného zařízení a současném stavu
věcí budou prezentovány na připravovaném semináři o problematice zplyňování, který proběhne začátkem
prosince v Jihlavě. Součástí plánované prezentace je také sdělení dosavadních zkušeností s realizací největší
komerční vysoce efektivní technologie realizované v Odrách, kde jsou instalovány celkem dva podobné
generátory o instalovaném výkonu 1050 kWe. [23]
Stávající a nově vyvinuté zařízení (generátory, štěpkovače, sušárny, systémy čištění plynu) lokalizované v areálu
společností Tarpo s.r.o. bude i nadálé používány k výzkumným aktivitám zaměřeným na vývoj a komerční
realizaci nových technologií, spojených s problematikou termochemické konverze různých druhů biomasy.
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
Babu S.P.: Perspectives on Biomass Gasification, IEA Bioenergy Agreement, Task 33: Thermal
Gasification of Biomass, May 2006 (http://media.godashboard.com/gti/ IEA /IEAWS1Report5-06rev707.pdf, platná 12.06.2010).
http://hn.ihned.cz/c1-43700090-v-plzni-startuje-obri-kotel-na-biomasu (plátna dne 12.07.2010).
Zelena energie, Plzeňská teplárenská, a.s. (http://www.pltep.cz/upload/File/teplarna-letak-zelenaenergie.pdf, plátna dne 30.08.2010).
Plzeňská teplárenská spaluje v kotli na biomasu mláto z Prazdroje. Zprava s tisku
(http://biom.cz/cz/zpravy-z-tisku/plzenska-teplarenska-spaluje-v-kotli-na-biomasu-mlato-z-prazdroje, plátna
dne 30.08.2010).
Beňo Z, Barger A, Skoblia S, Picek I.: Laboratorní stanovení emisí při sušení tuhých biopaliv s vysokým
obsahem vlhkosti, PALIVA 3 (2011), 69 – 76.
Buryan P., Skoblia S., Dedek K., Lisý M., Ochodek T., Najser J.: Plynové turbíny s externě zahřívaným
pracovním mediem v kogeneračních jednotkách, PALIVA 3 (2011), 103 – 110.
Henriksen U., Ahrenfeldt J., Jensen T. K., Gøbel B., Benzen J.D., Hindsgaul C., Sørensen L. H.: The
design, construction and operation of a 75 kW two-stage gasifier, Energy 31 (2006) 1542–1553.
Pohořely M., Jeremiáš P., Kameníková P., Skoblia S., Svoboda K., Punčochář M.: Zplyňováni biomasy.,
Chem. Listy 106, 264-274 (2012).
[118]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]
[23]
Brno 2012
Beňo Z., Skoblia S., Buryan P., Malecha J.: Zkušenosti s provozem souproudých zplyňovacích generátorů
typu Imbert v České republice., ENERGETIKA A BIOMASA 2009, 18-19.02.2009, ČVUT, Praha 2009,
sborník příspěvků, 150-158.
Beňo Z., Skoblja S.: Souproudé zplyňovací generátory a jejich použití pro výrobu elektrické energie
z biomasy., ENERGIE Z BIOMASY X, Sborník příspěvků, 15-20 ISBN 978-80-214-4027-2.
Beňo Z., Skoblja S.: Porovnání kvality plynu produkovaných souproudými generátory v České republice,
ENERGIE Z BIOMASY XI, 29-35, ISBN 978-80-214-4243-6.
Zplyňování biomasy - Dehet a částice v plynných produktech -Vzorkování a analýza. ČSN P CEN/TS
15439.
Neeft J.P.A. and coll.: Guideline for Sampling and Analysis of Tar and Particles in Biomass Producer
Gases. Version 3.3, Energy project ERK6-CT1999-20002.
Beňo Z. Skoblia S.: Comparison of downdraft gasifiers used for combined generation of electric energy
and heat in the Czech Republic, IFC 2010, 3-6 May, Dresden.
Černohorský J.: Dřevní plyn z pohledu výrobce spalovacího motoru, seminář: Elektřina s vůní dřeva, 9
prosince, Domašov, 2008.
Skoblja S. Úprava složení plynu ze zplyňování biomasy, Doktorská disertační práce, VŠCHT Praha 2004.
Malenshek M, Olsen D. B.: Methane number testing of alternative gaseous duele, Fuel 88 (2009) 650–656.
Moersch O., Splietho H., Hein K.R.G., Tar quantification with a new online analyzing method, Biomass and
Bioenergy, Vol. 18, s. 79 (2000).
Dej M. Chlod R., Ochodek T.: Tsp in the gas and thein removing in biomass gasification process with
cogeneration unit. Transactions of the VŠB – Technical University of Ostrava, Mechanical Series, No. 2,
2010, vol. LVI, article No. 1782.
Rauch R.: Integration Aspects in the Next Generation of CHP Plants Based on GasificationInternational
Seminar on Gasification 2012, 18-19 October, Kungsholmen Konferens, Stockholm, Sweden
(http://www.sgc.se/gasification2012/Resources/ ISG2012_Reinhard_Rauch.pdf ).
Beňo Z., Buryan P., Skoblja S.: Výroba elektrické energie z dřevní štěpky v komplexní kogenerační
jednotce. Technická zprava, Vývoj a výzkum zařízení zplynování odpadů ze dřeva ve formě dřevní štěpky,
srpen 2011.
Technické informace společnosti Jenbacher, 2012, osobní komunikace.
Picek I., Seminář Elektřina s vůní dřeva aneb znovuobjevený dřevoplyn, Jihlava, Business Hotel
Jihlava,12.12.2012.
PODĚKOVANÍ
Část práce prezentovaná v uvedené publikaci vznikla díky finanční podpoře projektu Technologické agentury
České republiky číslo TA01021279
[119]
Brno 2012
[120]
Brno 2012
VÝBĚR INERTNÍCH MATERIÁLŮ PRO FLUIDNÍ SPALOVÁNÍ BIOMASY
Pavel Skopec, Jiří Štefanica, Jan Hrdlička
Kontakt: Pavel Skopec, České vysoké učení technické v Praze, Fakulta strojní, Ústav energetiky,
E-mail: [email protected], Tel: 224 352 538
Příspěvek pojednává o výběru inertních materiálů pro fluidní spalování biomasy. Je zkoumáno sedm různých
materiálů – tři druhy křemičitých písků, dva druhy olivínů, keramzit a popel. Výběr je proveden na základě analýzy
základních fluidních charakteristik, jako je mezní rychlost fluidace a úletová rychlost. Mezní rychlost fluidace je
určována jak teoretickým výpočtem tak i experimentálně. Výsledky jsou porovnány s mezní rychlostí fluidace pro
palivo, dřevní peletu, a jsou vybrány vhodné materiály.
Klíčová slova: fluidace, mezní rychlost fluidace, úletová rychlost, inertní materiál fluidní vrstvy, keramzit
ÚVOD
V současnosti je výrazně podporována a upřednostňována výroba energie z obnovitelných zdrojů, podíl
obnovitelných zdrojů na domácí spotřebě ČR v roce 2010 dosahoval 10,28 % [1]. V rámci EU je pro ČR cílem
dosažení podílu 13 % do roku 2020. Biomasa představuje stabilní a hojně využívaný obnovitelný zdroj energie
s velkým potenciálem pro další rozšíření. Ročně je využíváno přibližně 94 PJ energie biomasy na výrobu elektřiny
a tepla. Největší zbytkový potenciál má zemědělská biomasa (161,4 PJ), tradičně využívaná lesní dendromasa
(28,3 PJ) a BRKO (25 PJ) mají mnohem nižší zbytkový potenciál. Uvedené odhady využitelného potenciálu
počítají se zajištěním 100 % potravinové soběstačnosti. [2]
Spalování představuje nejjednodušší a nejrozšířenější způsob energetického využití biomasy. Na rozdíl od
fosilních zdrojů je biomasa mnohem více rozptýlená a pro její efektivní spalování se tedy lépe hodí menší,
decentralizované zdroje, které zajistí kratší dopravní vzdálenost. Pro spalování biomasy je využívána hlavně
technologie roštového spalování a v menším měřítku fluidního spalování. Fluidní spalování může být realizováno
v bublinkující vrstvě (zřetelná oddělená vrstva a freeboard), která je vhodná pro výkony do 30 MW, nebo
v cirkulující vrstvě (vrstva expanduje přes celou výšku kotle) používané pro výkony nad 30 MW. Oproti roštovému
způsobu spalování se fluidní spalování vyznačuje vyšší stabilitou při kolísání vlastností paliva, lepší možností
regulace spalování a nižšími hodnotami emisí znečišťujících látek. Z těchto důvodů je fluidní spalování vhodnou
volbou zvláště u nekvalitních paliv, odpadní a vlhké biomasy. [3]
Fluidní vrstva je tvořena inertním materiálem, do něhož je přiváděno palivo. Hmota inertního materiálu (palivo
představuje obvykle pouze několik hmotnostních procent) zajišťuje nízkou spalovací teplotu (obvykle 750 –
950 °C, což je výhodné z hlediska spékání popelovin) a rovnoměrný teplotní profil. Při spalování fosilních paliv je
možné jako inertní materiál použít vlastní popel. Při spalování biomasy je kvůli nízkému obsahu popeloviny nutné
použít jiné materiály. Tento článek se zabývá fluidačními vlastnostmi různých inertních materiálů, cílem je vybrat
vhodné materiály z hlediska fluidačních vlastností pro spalování biomasy v bublinkující vrstvě.
TEORIE
Důležitými vlastnostmi z hlediska fluidace jsou mezní rychlosti – mezní rychlost fluidace a mezní rychlost úletu.
Jejich hodnoty závisí na vlastnostech materiálu (hustota ρ, sféricita Ф, efektivní průměr částice Def a mezerovitost
ε případně sypná hmotnost ρs) a vlastnostech plynu (dynamická viskozita μ a hustota plynu ρg). Pro určení
prahové rychlosti fluidace existuje řada korelací, nejpoužívanější je Ergunova rovnice (1) [4]:
(1)
Archimedovo číslo Ar se dále určí z rovnice (2) a Reynoldsovo číslo Rep z rovnice (3) [4]:
[121]
Brno 2012
(2)
(3)
Pro výpočet úletové rychlosti byla použita metoda analogická k pádové rychlosti částice v tekutině. Určuje se určit
ze vztahu (4) kde CD vyjadřuje odporový koeficient částice. Existuje celá řada korelací pro jeho výpočet, pro tento
případ byla vybrána rovnice (5) [4]:
(4)
(5)
Zajímá nás počátek úletové rychlosti, tedy okamžik kdy první částice nezanedbatelné velikosti začínají být
unášeny z vrstvy. Jako efektivní rozměr dosazovaný do výpočtu byl uvažován průměr d5, tedy rozměr, který se
určí z křivky rozsevu a vyjadřuje rozměr částice, který je pro 95 % částic menší než tato hodnota. Hodnoty
průměru d5 jsou uvedeny v tabulce Tabulka 7 spolu s dalšími charakteristickými průměry určenými
z granulometrické analýzy.
Pro výpočet bylo vybráno sedm různých materiálů, které se běžně používají jako materiály fluidní vrstvy. Jsou to
tři druhy křemičitých písků (dále označeny jako Písek A, B a C), dva druhy olivínů (jemný a hrubý), keramzit a
uhelný popel. Základní materiálové vlastnosti jsou shrnuty v tabulce Tabulka 6. Olivínový písek se od křemičitého
liší v chemickém složení. Zatímco křemičitý písek je z více než 95% tvořen oxidem křemičitým SiO2, olivín tvoří
z 50% oxid hořečnatý MgO, z 41% oxid křemičitý SiO2 a ze 7% oxid železitý Fe2O3. Olivín má ze zkoumaných
materiálů největší hustotu a jeho dva vzorky se liší pouze zrnitostí. Keramzit je materiál nepřírodního původu.
Vyrábí se za vysokých teplot ve speciálních rotačních pecích z cyprisového jílu. Je to materiál pórovitý, ze
zkoumaných materiálů má nejnižší hustotu, jeho tvar je téměř kulový (sféricita 0,95).
Tabulka 6 Vlastnosti použitých materiálů
Hustota ρ
[kg/m3]
2650
2650
2650
Olivín
jemný
3200
Sypná hmotnost ρS
[kg/m3]
1500
1380
1480
1620
1580
530
970
Mezerovitost ε
[-]
0,434
0,479
0,442
0,479
0,506
0,338
0,461
Sféricita Ф
[-]
0,8
0,75
0,8
0,75
0,66
0,95
0,63
Písek A
Písek B Písek C
Olivín
hrubý
3200
800
1800
Keramzit
Popel
Zkoumané materiály byly podrobeny sítové analýze s cílem určit granulometrii materiálů a stanovit
charakteristické rozměry pro další výpočty. Jednotlivé křivky byly proloženy Rosin-Rammlerovou aproximací,
výsledné křivky četnosti jsou na obrázku Obr. 5. Je patrné, že materiály mají velice rozdílnou granulometrii.
Písek A má ze zkoumaných vzorků nejširší rozložení částic. Naopak písek C obsahuje částice téměř uniformních
velikostí (v rozsahu od 0,75 do 1,3 mm). Tyto vlastnosti významně ovlivňují proces fluidace. Mezi charakteristické
rozměry jsou považovány střední průměr, modus a medián. Výsledky z granulometrických zkoušek jsou uvedeny
v tabulce Tabulka 7.
[122]
Brno 2012
3
Písek A
2
Písek B
1,5
Písek C
četnost
2,5
Olivín
jemný
Olivín
hrubý
1
0,5
0
0
0,5
1
1,5
2
2,5
d [mm]
3
3,5
4
Obr. 5 Křivky četností použitých materiálů
Tabulka 7 Charakteristické rozměry vzorků
dp [mm]
dmod [mm]
dmed [mm]
d5 [mm]
Písek A
1,16
1,28
1,26
0,62
Písek B
0,86
0,94
0,91
0,55
Písek C
0,96
1,04
1,01
0,75
Olivín jemný
0,54
0,59
0,57
0,3
Olivín hrubý
1,11
1,22
1,19
0,71
Keramzit
2,41
2,63
2,56
1,9
Popel
0,20
0,17
0,29
0,05
Jako palivo jsou uvažovány dřevní pelety válcovitého tvaru o průměru 6 mm a délce 5-30 mm. Z geometrických
charakteristik byla vypočítána sféricita (Ф=0,78) a efektivní průměr (7,71 mm), hustota byla uvažována 1260
kg/m3 a sypná hmotnost 725 kg/m3.
Prahová rychlost fluidace byla vypočtena pomocí Ergunovy rovnice (1). Byla spočítána pro všechny tři
charakteristické rozměry. Teoretický výpočet minimální rychlosti fluidace byl ověřen měřením na experimentálním
zařízení (viz Obr. 6). Experimentální zařízení se skládá ze dvou základních částí. První část zajišťuje distribuci
vzduchu a zaznamenává průtok vzduchu. Druhá část je vytvořena z plexisklových trubek a obsahuje samotné
místo, kde dochází k fluidaci. Změřením tlakové diference z místa pod distributorem a z místa nad vrstvou se po
odečtení tlakové ztráty distributoru zjistí tlaková ztráta samotného materiálu.
VÝSLEDKY A DISKUZE
Přechod mezi pevnou vrstvou a bublinkující fluidní vrstvou je dobře popsatelný závislostí tlakové ztráty na
rychlosti proudění (příklad z měření pro Písek C uveden na Obr. 7). Tato závislost má dvě zřetelné oblasti –
nárůst tlakové ztráty spolu s rychlostí v oblasti kdy se materiál nachází v pevné vrstvě a ustálení tlakové ztráty na
hodnotě přibližně rovné hmotnosti vrstvy, kdy se již tlaková ztráta s rychlostí nemění a materiál je ve vznosu. Na
Obr. 7 jsou uvedeny dvě křivky. Jedna křivka vyjadřuje závislost tlakové ztráty na rychlosti při vzrůstajícím
průtoku vzduchu, druhá křivka platí pro klesající průtok vzduchu. Mezní rychlost fluidace je pak dána jako
průsečík dvou regresních přímek (v Obr. 7 zobrazeny čárkovanou čarou), jedna přímka prochází body,
vyznačujícími růst tlakové ztráty, druhá prochází konstantní hodnotou tlakové ztráty při rozvinuté fluidaci. Malý pík
tlakové ztráty, kdy se závislost lomí do konstantní hodnoty, je způsobena zhutněním materiálu při plnění do
zařízení a také kohézními silami, působícími mezi jednotlivými zrny.
V tabulce Tabulka 8 je uvedeno porovnání mezi napočítanými hodnotami mezních rychlostí fluidace umf/cal a
experimentálně určenou mezní rychlostí fluidace umf/meas. Pro každý materiál byla umf/cal spočítána pro tři
charakteristické rozměry. Teoreticky napočítaná rychlost s nejmenší odchylkou od změřené rychlosti je
[123]
Brno 2012
zvýrazněna. Pro popel nebylo možné experimentálně určit mezní rychlost fluidace z důvodu příliš nízkých
rychlostí a nedostatečného rozsahu použitého průtokoměru.
1400
1200
Tlaková ztráta[Pa]
1000
800
600
400
200
0
0
Obr. 6 Experimentální zařízení
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
Rychlost [m/s]
Vzrůstající průtok
1,4
1,6
Obr. 7 Závislost tlakové ztráty na rychlosti pro materiál Písek C
Tabulka 8 Porovnání vypočtených a naměřených mezních rychlostí fluidace
Písek A
Písek B
Písek C
Olivín jemný
Olivín hrubý
Keramzit
Popel
Charakteristický
rozměr
[mm]
dp
1,16
dmed
1,26
dmod
1,28
dp
0,86
dmed
0,91
dmod
0,94
dp
0,96
dmed
1,01
dmod
1,04
dp
0,54
dmed
0,57
dmod
0,59
dp
1,11
dmed
1,19
dmod
1,22
dp
2,41
dmed
2,56
dmod
2,63
dp
0,2
dmed
0,288
dmod
0,173
umf/cal
Odchylka
umf/meas
[m/s]
0,652
0,711
0,722
0,551
0,59
0,613
0,549
0,583
0,602
0,366
0,398
0,419
0,834
0,894
0,916
0,42
0,441
0,452
0,018
0,038
0,014
[%]
-12,6
-4,7
3,2
-6,2
0,5
4,4
-10,6
-5,1
-1,8
-18,6
-11,6
-7
-15,1
-8,9
-6,7
13,3
8,12
5,8
-
[m/s]
0,747
0,587
0,614
0,45
0,982
0,48
-
Experimentální měření ukazuje, že pro výpočet mezní rychlosti fluidace je vhodné použít hodnotu modu,
případně mediánu. Odchylka vypočtených a naměřených hodnot je nejnižší pro hodnotu modu (do 7 %).
Navzdory tomu, že se v literatuře doporučuje použití středního průměru pro výpočet mezní rychlosti fluidace, je
výpočet hodnoty středního průměru více ovlivnitelný nevhodným rozložením použitých sít. Nejlepším řešením by
bylo nejdříve provést jedno zkušební měření, na jehož základě by se pro oblast největších četností velikostí
částic zhustila síť sít pro další měření.
[124]
Brno 2012
Materiál vhodný pro spalování pelet biomasy by měl mít mezní rychlost fluidace nižší než pelety a zároveň vyšší
rychlost úletu. Porovnání těchto rychlostí je uvedeno v tabulce Tabulka 9. V praxi se z důvodu zajištění
dostatečného promíchávání vrstvy běžně používají rychlosti fluidačního vzduchu na úrovni dvou až třínásobku
mezní rychlosti fluidace. Této podmínce nevyhovuje pouze popel, kde by pro mezní rychlost fluidace pelety došlo
k překročení úletové rychlosti.
Tabulka 9 Porovnání mezních rychlostí a úletových rychlostí materiálů s mezní rychlostí pelety
umf peleta
umf
Písek A
Písek B
Písek C
Olivín
jemný
Olivín hrubý
Keramzit
Popel
0,75
0,59
0,61
ut
4,1
3,4
4,6
0,45
1,59
0,98
0,42
0,17
2,2
3,6
5,5
1,5
Další důležitou vlastností pro výběr inertního materiálu je velikost intervalu rychlostí mezi mezní rychlostí fluidace
a úletovou rychlostí. Čím větší je tento interval, tím větší je možnost regulace kotle. Obecně je při výběru
vhodného materiálu fluidní vrstvy nutné přihlédnout nejen k fluidačním vlastnostem ale je nezbytné zabývat se
také celou řadou dalších vlastností materiálů, jako jsou např. abrazivní vlastnosti a sklonu ke spékání. Dalším
kritériem může být minimalizace nákladů na provoz ventilátorů. S tím souvisí tlaková ztráta vrstvy respektive
hustoty inertního materiálu. Díky nízké hustotě bude mít keramzit zhruba třetinovou tlakovou ztrátu v porovnání
s křemičitými písky a čtvrtinovou v porovnání s olivínem. Rozhoduje samozřejmě také cena materiálu.
Dále je nutné podotknout, že napočítané rychlosti fluidace byly provedeny pro laboratorní teploty (20 °C) a to
z důvodu porovnatelnosti s experimentálním měřením. V praxi probíhá spalování za vyšších teplot (750 – 950
°C). Zvyšování teploty způsobuje snižování hustoty ale zároveň zvyšování dynamické viskozity. Tyto dva efekty
působí proti sobě a pro každý materiál je třeba rychlosti přepočítat na danou teplotu, protože má každý materiál
jinou závislost fluidačních rychlostí na teplotě.
Velký vliv na distribuci paliva ve vrstvě má také samotný přísun paliva do spalovací komory. Pokud se materiál
dávkuje sypáním do vrstvy, je nutné, aby byla fluidační rychlost větší a docházelo k většímu míchání. Palivo by
jinak zůstalo ležet na hladině fluidní vrstvy a odhořívalo by tam, což by vedlo k nerovnoměrnému rozložení teplot
ve vrstvě. Dávkování paliva přímo do vrstvy je v tomto případě vhodnější variantou.
ZÁVĚR
Na základě výpočtu charakteristických fluidačních rychlostí byly porovnávány různé druhy inertních materiálů
fluidní vrstvy. Zkoumáno bylo sedm druhů inertních materiálů fluidní vrstvy. Materiály byly nejdříve podrobeny
sítové analýze, ze které byly určeny charakteristické rozměry materiálu vstupující do výpočtu. Teoreticky
spočítané hodnoty mezní rychlosti fluidace byly ověřeny na experimentálním zařízení. Dále byla vypočtena mezní
rychlost fluidace paliva – dřevní pelety. Na základě porovnání těchto rychlostí pak byly určeny vhodné materiály.
Nejlepší vlastnosti vykazoval materiál keramzit, který má největší rozsah rychlostí mezi mezní rychlostí fluidace a
úletovou rychlostí a dovoluje nejlepší možnosti regulace fluidního zařízení.
[125]
Brno 2012
LITERATURA
[1]
[2]
[3]
[4]
ERÚ, (2012): Energetický regulační věstník 5
M. zemědělství, (2012): Akční plán pro biomasu 2012 - 2020, Praha
HRDLIČKA, J. (2009): Fluidní kotel na biomasu s inertní náplní liapor, Brno
KUNII, D. ; LEVENSPIEL O., (1991): Fluidization Engineering, Butterworth-Heinemann
[126]
Brno 2012
MOŽNOSTI STANOVENÍ VELIKOSTI TUHÝCH ČÁSTIC
Michaela Zárybnická, Jiří Pospíšil
VUT v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Energetický ústav, Technická 2, Brno 616 69,
email: [email protected], [email protected]
Příspěvek se zabývá možnými způsoby určování velikostní distribuce jemných částic tuhých popelovin. V článku
jsou uvedeny a vysvětleny dnes nejvíce využívané způsoby pro velikostní analýzu. Konkrétně jsou pak
prezentovány výsledky z vybraných způsobů a porovnány jsou jejich výhody a nevýhody.
Klíčová slova: laserová difrakce, sítová analýza, popelovina,
ÚVOD
Určení velikosti částic je důležitým parametrem nejenom v energetice, konkrétně při spalování paliv, ale také
v medicíně, biologii a v dalších oborech. Při spalování paliv vznikají tuhé znečišťující látky (tuhé částice ve
spalinách). Tuhé částice se dostávají do ovzduší jako emise jednak z paliv, která obsahují popeloviny, jednak
jako saze u spalovacích procesů, u kterých dochází k tvorbě amorfního uhlíku. Dnešní moderní energetické
zdroje musí respektovat stále se zpřísňující požadavky na energetické zdroje z hlediska vlivu na životní prostředí,
tzn. na zatížení ovzduší emisemi, které tyto zdroje produkují.
Velikostí částic se rozumí lineární rozměr, čili délka. Velikost částic je jednoznačně identifikovatelná pouze pro
kulové částice, jejichž velikost odpovídá průměru. Pro všechny jiné tvary, je nutné převést nekulové částice na
kulové částice odpovídajícího průměru. Konkrétně mluvíme o ekvivalentních průměrech, což jsou průměry koulí,
jež musí korektně a fyzikálně charakterizovat původní nekulovou částici.
METODY PRO CHARAKTERIZACI ČÁSTIC
Metody měření velikosti částic lze rozdělit na ensemblové metody a čítací metody. Ensemblové metody mají
obvykle nízké rozlišení a nízkou citlivost, ale široký dynamický rozsah velikostí a vysokou statickou přesnost.
Takovými konkrétními zástupci jsou síťování, sedimentace, laserová difrakce a dynamický rozptyl světla. Čítací
techniky se hodí spíše k zjištění malého počtu malých nebo velkých částic ležících mimo dané meze. Tyto
metody mají vysoké rozlišení a citlivost, úzký dynamický rozsah velikostí a nízkou statickou přesnost. Příklady
jsou mikroskopická obrazová analýza, Coulterův princip a optické čítání částic. Těchto metod se především
využívá v lékařství a farmaceutickém průmyslu.
ENSEMBLOVÉ METODY
Sedimentace
Sedimentační metody patří k nejtradičnějším metodám pro analýzu velikosti částic. K hlavním výhodám patří
jasný princip měření, jednoduchá proveditelnost, nevyžadující komplikované zařízení a poskytují fyzikálně
jednoznačnou interpretaci výsledků. Nevýhody jsou časová náročnost, poměrně úzký rozsah měření a závislost
výsledků na správné přípravě vzorků, především citlivost výsledků na optimální stupeň deaglomerace.
Sedimentační metody se používají pro určování velikostí částic u materiálu s částicemi pod 60 µm.
Pro sedimentaci se nejčastěji využívá Andreasenův přístroj (válec a pipeta s trojcestným kohoutkem).
Sedimentační metody určují velikost částic nepřímo z pádové rychlosti v kapalném nebo plynném prostředí,
v gravitačním nebo odstředivém poli.
Suspenze je připravována podle normovaného postupu, je nutné provést dostatečnou dispergaci vzorků pomocí
třepání, míchání, ultrazvuku. Poté se nechá suspenze stát a v předem stanovených časových intervalech se
sleduje koncentrace suspenze v určitém místě, tj. v určité výšce sedimentačního sloupce. Určení koncentrací
probíhá odebráním malého množství (10ml) suspenze pipetou přes stavení hmotnosti sušiny a udává tedy
kumulativní obsah všech velikostních frakcí, které byly v okamžiku odběru vzorku ve vznosu. Z hlediska
nejoptimálnějšího měření by měly časové intervaly mezi odběrem jednotlivých vzorků růst geometrickou řadou.
[127]
Brno 2012
Stokesův zákon určuje rychlost pádu částice z výšky h v prostředí o určitém ρ1 a η. Pro možnost výpočtu se
předpokládá, že částice mají kulovitý tvar o průměru d a hustotě ρs.
d
18 

g  ( s  l )
v
h
t
t
h
k
d2
k  1,08 10 6
η – viskozita (čistého kapalného média bez částic)
ρS – hustota pevných částic
ρl – hustota čistého kapalného média
g – gravitační zrychlení
h – sedimentační dráha
t – sedimentační doba
Tab 1. Výsledky sedimentační analýzy
Obr. 1 Množství odebraného vzorku (hned)
Obr. 2 Množství odebraného vzorku (180s)
Sítová analýza
Sítová analýza je založena na využití sady sít se známou velikostí otvorů. Slouží k rozdělení hrubé frakce.
K výhodám patří, že je známo rozmezí velikosti částic na jednotlivých sítech. Největší nevýhodou je časová
náročnost a destruktivita vzhledem k zrnitosti vzorku, to se týká převážně látek s nízkou mechanickou pevností. U
těchto částic se předpokládá, že během prosévání dochází díky otěru zrn k výraznému zmenšování velikosti
částic.
Pro měření se síta sestavují ve směru gravitačního transportu do bloku s postupně se zmenšujícími oky na
sítech. Kovová drátová síta se používají v rozmezích od 40 µm do 4 mm. Na následujícím grafu jsou zobrazeny
rozséovy, jedná se o závislost zachyceného množství v jednotlivém patře a na velikosti ok síta a tím i velikosti
zrna.
Tab. 2 Kumulativní hmotnost vzorku ze sítového analyzátoru
µm
g
%
2000
19,06
95,33
1000
18,88
94,43
500
18,40
92,04
200
17,06
85,30
160
10,82
54,09
[128]
125
2,92
48,02
90
9,60
33,41
63
3,71
13,94
45
0,92
4,60
zbytek
0,45
2,275
Brno 2012
20 [g
]
15
10
5
0
0
[
50 100 150 200 250 300 350 400 450 500
Obr. 3 Rozséova křivka
Obr. 4 Sítový analyzátor
Laserová difrakce
Laserová difrakce je v dnešní době nejvíce rozšířená metoda pro analýzu velikosti částic, pro svou
rychlost a flexibilitu měření nahrazuje postupně ostatní metody analýzy velikosti částic. Teorie laserové difrakce
je speciální částí elektromagnetické teorie rozptylu. Klasická teorie, která se zabývá rozptylem světla na malých
částicích, se nazývá Mieova teorie. Když je velikost částice mnohem větší než vlnová délka světla, využívá se
Fraunhoferovy aproximace, kdy částice pohlcuje množství světelné energie, která odpovídá dvojnásobku jejího
průřezu.
Přístroj, který pracuje na tomto principu je ANALYSETTE 22 MicroTec plus. Přístroj se skládá z centrální
měřící jednotky a dispergačního modulu. Celkový rozsah měření velikosti částic se pohybuje v rozmezí 0,08 –
2000 µm. Laserová difrakce, pracuje s laserovým světlem, které dopadá na částice a je vychýleno za svého
původního směru. V závislosti na velikosti a optických vlastnostech částice se světlo rozptyluje do jistého
prostorového úhlu. Z takto získaného spektra se poté pomocí zpětné metody vypočítá rozdělení částic dle
velikosti. Na Obr. 5 je vidět koncept zastíněného paprsku. V horní části obrázku není přítomen žádný vzorek,
proto je intenzita fotodiodou 100 %. Po přidání vzorku je intenzita snížena o zmíněné zastínění paprsku.
Obr. 5 Koncept zastínění paprsku
Obr. 6 Popel, 45 µm
Laserový analyzátor zobrazuje výsledky v datových tabulkách, kde k příslušnému rozsahu velikosti částice je
uvedeno procentuální zastoupení dané velikosti v celém měřeném vzorku. Všechny výsledky jsou zpracovávány i
do podoby grafů. Na obrázku 6, jsou k vidění výsledky z laserové analýzy, a to popela, který byl odebrán na sítě
s velikostí oka 45 µm ze sítové analýzy. Z grafu jasně vyplývá, že se ve vzorku nacházel o velké množství
menších částic než 45 µm.
[129]
Brno 2012
Dynamický rozptyl světla
Dynamický rozptyl světla neboli fotonová korelační spektroskopie je metoda, která se používá pro měření
submikronových částic, jejichž velikost je ‹ 1µm. Existují přístroje, které využívají dynamický rozptyl světla, měří
Brownův pohyb a uvádí jej do vztahu s velikostí částic. To se provádí osvětlením částic laserem a analyzováním
fluktuací intenzity v rozptýleném světle.
ČÍTACÍ METODY
Mikroskopická obrazová analýza
Cílem obrazové analýzy je redukce množství vizuálních informací obsažených v obraze na lehce
interpretovatelné kvantitativní informace ve tvaru jednoduchých grafů nebo dokonce pouze několika hodnot.
Pomocí optické mikroskopie lze spolehlivě změřit pouze rozměry větší než několik µm, a to vzhledem k difrakci
okrajů vyskytující se u malých částic. Obrazová analýzy se tradičně provádí se statickými mikrosnímky, ale dnes
je již možné vyhodnocovat i dynamicky v reálném čase nebo v měřících systémech. Obrazová analýza může být
prováděna manuálně nebo automaticky
Coulterův princip
Coulterův princip měření byl vynalezen v 50. letech 20. stol. a v dnešní době je jednou z nejvíce rozšířených
metod, které se využívají v lékařství a farmaceutickém odvětví. Tento princip je realizován v přístrojích, který se
skládá z trubky s otvorem ponořeného do roztoku elektrolytu s nízkou koncentrací částic. Přístroj má dvě
elektrody, jednu uvnitř a jednu vně otvoru a elektrický proud pak protéká mezi nimi přes elektrolytický roztok.
Pokud nevodivá částice prochází otvorem, objem elektrolytu je nahrazen odpovídajícím objemem částice a
vodivost pravděpodobně klesá. Počet vytvořených elektrických impulsů odpovídá počtu částic a amplituda
impulsu objemu částice. Elektrická odezva je závislá na tvaru částice. Dolní limit velikosti je 0,4 µm a je určen
poměrem signálu a šumu, horní limit velikosti (stovky µm) sedimentací.
Optické čítání částic
Optické čítání částic je jedna z hlavních metod pro monitorování prostředí (vnější atmosféra, čisté prostory,
kontrola čistoty atd.) a při kontrole jakosti určitých průmyslových výrobků v práškové formě. Pro tento způsob
existují lehké přístroje.
[1]
HEMERKA, Jiří a František HRDLIČKA. Emise z kotelen a ochrana ovzduš I. In: Tzb info [online]. 2004 [cit.
2012-12-12]. Dostupné z: http://www.tzb-info.cz/2294-emise-z-kotelen-a-ochrana-ovzdusi-i
[2]
PABST, W., GREGOROVÁ, E. Charakterizace částic a částicových soustav. Praha: Vysoká škola chemicko
technologicka, 2007. s. 1-22
[3]
Firemní podklady firmy Fritsch k přístroji „ANALYSETTE 22“ MicroTec plus
[4]
ZÁRYBNICKÁ, Michaela. Comparison of sieve analysis and laser diffraction fr size distribution of fine ash
particles. Brnp: Vladislav Pokorný Litera, 2012. ISBN 978-80-214-4529-1.
[130]
Brno 2012
MOŽNOSTI ZNÍŽENIA OBSAHU DECHTU V DREVNOM PLYNE ZO SPLYŇOVANIA BIOMASY
Filip Furka, Slávka Kočanová, Miroslav Dudrik, Gustáv Jablonský
Technická univerzita v Košiciach, Hutnícka fakulta, Katedra peci a teplotechniky, Letná 9, 042 00 Košice
email:[email protected]
Príspevok pojednáva o splyňovaní biomasy a alternatívnom znížení obsahu dechtov v drevnom plyne. Práve
obsah dechtov má veľký vplyv na ďalšie využitie produkovaného plynu. Drevný plyn obsahuje množstvo dechtu,
a preto je nevyhnutné hľadať riešenia pre jeho znižovanie . Jedným z možných riešení je návrh filtra, ktorý by
dané dechty zachytával.
Klíčová slova: splyňovanie biomasy, dechty, drevný plyn
ÚVOD
Prevažnú časť biomasy je pre energetické využitie nevyhnutné ďalej spracovávať a upravovať. Jedným zo
spôsobov spracovania biomasy je aj splyňovanie. Splyňovanie možno realizovať v generátoroch s pevným
lôžkom alebo v splyňovačoch s fluidnou vrstvou . Výsledným produktom, ak sa ako palivo použije drevná štiepka,
je drevný plyn.
Drevný plyn obsahuje množstvo dechtu a preto nemôže byt použitý ako palivo do spaľovacích motorov
s vnútorným spaľovacím priestorom. Drevný plyn je nevyhnutné čistiť.
Pri čistený drevného plynu je nutné zbaviť vyprodukovaný plyn nežiaducich ako sú napríklad aj dechty. Ak sa
realizuje splyňovanie v protiprúdnom splyňovači, tak je vysoký obsah dechtov v procesnom plyne, a to až
150 g/m3 [1]. Podstatne nižšia produkcia dechtov je pri fluidnom splyňovaní v porovnaní s roštovým splyňovaním.
SPLYŇOVANIE DREVNEJ BIOMASY
Zjednodušene splyňovanie môžeme definovať ako tepelnú degradáciu v prítomnosti externe dodávaného
oxidačného činidla. Splyňovanie môže byť vykonávané so vzduchom, kyslíkom, vodnou parou alebo CO 2 ako
oxidačné činidlá. Používané sú teploty 800 – 1100 C. Plyn obsahuje hlavne CO, CO2, H2O, H2, CH4 a ďalšie
uhľovodíky [2].
Zloženie drevného plynu záleží predovšetkým na použitom palive. V našom prípade ako palivo bude použitá
drevná štiepka. V tabuľke 1 je znázornené priemerné zloženie drevného plynu vyprodukovaného na danom
experimentálnom protiprúdnom generátore.
Zložka :
CO
%
20,6
O2
0
CO2
7
CH4
2,8
H2
2,3
N2
67,3
Tab. 1 Zloženie drevného plynu
DECHTY A ICH TVORBA
Všetky uhličitany, ktoré sú pri normálnom tlaku a teplote kvapalné, alebo všetky organické zložky s molekulovou
hmotnosťou väčšou ako benzén možno definovať ako dechty.
Obsah dechtov v plyne po splyňovaní biomasy je obvykle v intervale od 5 do 75 g.m-3 . Množstvo dechtov závisí
od typu splyňovacieho zariadenia, od teploty, tlaku a od zloženia paliva. Dechty sú vždy vedľajším produktom pri
splyňovaní biomasy.
[131]
Brno 2012
Dechty v produkovaných plynoch vytvárajú aerosóly a ukladajú sa v zariadeniach. Problémy dechtov sa v
podstate netýkajú ich množstva, ale ich vlastností a zloženia. Na kondenzáciu dechtov majú vplyv všetky zložky
produkovaného plynu. Keď tlak výparov dechtov presahuje saturačný tlak dechtov, termodynamicky nazývame
tento jav kondenzácia saturačnej (nasýtenej) pary. Rosným bodom dechtov je teplota, pri ktorej sa parciálny tlak
dechtu rovná tlaku nasýtenému tlaku dechtu. Systémy čistenia plynu počítajú s rosným bodom dechtov a pracujú
nad touto hodnotou [3].
Všeobecne existujú dve základné možnosti čistenia plynu, ktoré sa vzájomne dopĺňajú. Jedná sa o tzv. primárne
a sekundárne opatrenia. Primárne opatrenia sú metódy týkajúce sa samotného procesu splyňovania, ktoré sa
uplatňujú priamo v generátore. Pod pojmom sekundárne opatrenia rozumieme použitie technológii ako sú
cyklóny, filtre, mokré práčky, katalytické reaktory [4]. V rámci sekundárneho čistenia rozoznávame nízkotepotné a
vysokoteplotné čistenie plynu. Nízkoteplotné čistenie v sebe zahŕňa kontakt plynu s kvapalinou. Pri
vysokoteplotnom čistení plynu sú jednotlivé nečistoty (napr. dechty ) odstraňované pomocou sorpčných a
katalytických metód za vyšších teplôt. Existujú prírodné a syntetické katalyzátory, ktoré sa používajú k rozkladu
dechtov pri vysokotlakom čistený plynu.
EXPERIMENTÁLNY SPLYŇOVACÍ GENERÁTOR
Medzi najjednoduchší typ splyňovača , z hľadiska konštrukcie a obsluhy splyňovacieho zariadenia patrí
protiprúdny generátor. V našom prípade pre experimentálne účely bol použitý (bude použity) ? tento typ
splyňovacieho generátora.
Konštrukcia celého zariadenia pozostáva z pozostáva zo splyňovacej časti s priemerom 206 mm a výškou 1016
mm, okolo ktorého je plášť na predohrev splyňovacieho vzduchu. Tabuľka 2 obsahuje geometrické parametre
reaktora.
Tab 2 Základné geometrické parametre reaktora
Popis parametrov
Výška splyňovacej časti reaktora
Vnútorný priemer reaktora
Šírka medzikružia pre predohrev splyňovacieho vzduchu
Vnútorný priemer prívodného potrubia splyňovacieho vzduchu
Vnútorný priemer potrubia na odvod drevného plynu
Veľkosť
1016
206
20
20
25
Rozmer
mm
mm
mm
mm
mm
Splyňovací vzduch prívodným potrubím vstupuje do medzikružia na predohrev vzduchu. Po ohriati prívodom
predohriatého vzduchu vystupuje potrubím do trysky, ktorá je napojená na toto potrubie. Predohriatý splyňovací
vzduch vstupuje cez trysku do reakčnej časti a oxiduje vsádzku. Vo vertikálním smere stúpa produkovaný plyn.
Prechádza zónami splyňovania a cez výstupne potrubie drevný plyn vystupuje.
[132]
Brno 2012
Obr. 7 Experimentálny splyňovací generátor
NÁVRH EXPERIMENTÁLNEHO ZARIADENIA
Hlavným cieľom bolo navrhnúť čistiace zariadenie pre čistenie drevného plynu z protiprúdneho splyňovacieho
generátora. Na obrázku je znázornená schéma experimentálneho zariadenia na zníženie obsahu dechtov v
plyne.
Obr. 8 Schéma experimentálneho zariadenia na zníženie obsahu dechtov
[133]
Brno 2012
ZÁVER
Navrhnuté experimentálne čistiace zariadenie má za úlohu zachytiť a odlúčiť dechty. Dechty v drevnom plyne
tvoria určitú časť výhrevnosti. Problém prichádza pri použití takéhoto plynu v spaľovacích zariadeniach s
vnútorným spaľovacím priestorom. Svjím zložením zalepia pohyblivé časti a tým je použitie tochto plynu
obmedzené. Výkon daného zariadenia sa pohybuje v rozmedzí 10 až 20 kWt vo vyprodukovanom plyne. Preto
takýto typ splyňovacieho generátora bol vhodný ako decentralizovaný zdroj energie. Navrhovaný filter treba
podrobiť viacerým skúškam a zistiť jeho odlučivú schopnosť.
1 KNOEF, Harie (2005): Handbook Biomass Gasification. BTG, Netherlands, ISBN: 90-810068
2 LOO,S. AND KOPPEJAN,J. (2008): The handbook of biomass combustion and co-firing, Earthscan,London,
ISBN: 978-1-84407-249-1
3 HOUBEN, M. (2004) : Analysis of tar removal in a partial oxidation burner: Technische Universiteit Cummer
4 CUMMER K. R.,BROWN R. C(2002) : Biomass Bioenergy 23, 113 ,Eindhoven, Proefschrift, ISBN 90-3862845-5
[134]
Používání dat a informací publikovaných v tomto sborníku v dalších pracích, článcích,
přednáškách a prezentacích bez uvedení zdroje, resp. autora je nepřípustné.
Příklady způsobu citace článků uvedených ve sborníku:
[6] KOLÝSKO, K. (2004): Úprava plynu produkovaného termickou konverzí biomasy. Sborník příspěvků
ze semináře „Energie z biomasy XIII“. VUT v Brně. ISBN 978-80-214-4685-4
[7] A. Rudko, M. Rybníček a kol. Standardizace odběru vzorku plynu pro stanovení obsahu H2S.
Sborník příspěvků ze semináře „Energie z biomasy XIII“. VUT v Brně. ISBN 978-80-214-4685-4
[8] Martínek, S. a Liška, P.: Vývoj spotřeby energie a perspektivy využívání alternativních zdrojů.
Sborník příspěvků ze semináře „Energie z biomasy XIII“. VUT v Brně. ISBN 978-80-214-4685-4
editoři:
Michal Špiláček
Martin Lisý
ENERGIE Z BIOMASY XIII
Sborník příspěvků z odborné konference
Vydavatel:
Vysoké učení technické v Brně
Fakulta strojního inženýrství
Tisk:
Vydání:
Rok vydání:
Náklad:
Počet stran:
první
2012
35
137
ISBN 978-80-214-4685-4

energie z biomasy xiii - Energetický ústav

Transkript

Podobné dokumenty

pod tímto odkazem celý sborník - Energetický ústav

mation on the workability of rocks and the Pre

stáhnout (pdf | 2.4 MB)

Drevný odpad... Čo s ním? - Energetické centrum Bratislava

SmartCities 042014 - MB

Sborník příspěvků mezinárodní vědecké konference

Volitelné předměty 2015/2016 - České vysoké učení technické v Praze

pod tímto odkazem celý sborník - Energetický ústav

pod tímto odkazem celý sborník - Energetický ústav

teplo vzduch voda

pod tímto odkazem celý sborník - Energetický ústav

Nové technologie v klasické energetice (Energetika a živ. prostředí

AXIOM TECH Zpravodaj 2010 ke stažení

AXIOM TECH Zpravodaj 2013 ke stažení