pod tímto odkazem celý sborník - Energetický ústav

Transkript

Energie z biomasy IX. – odborný seminář
Brno 2008
editoři:
Ing. Bogdálek Jan
Ing. Moskalík Jiří
ENERGIE Z BIOMASY IX
Sborník příspěvků ze semináře
VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ
FSI – EÚ – OEI
2008
/1/
Brno 2008
Publikace je sborníkem příspěvků ze semináře Energie z biomasy IX, který se konal v listopadu 2008 v Brně.
Články pocházejí z per autorů, kteří působí na výzkumných a akademických pracovištích v Česku a na
Slovensku. Zabývají se zejména problematikou biomasy jako obnovitelného zdroje energie – především ale
technickou a ekologickou stránkou stránkou jejího využití.
Titulní strana: ilustrační foto
Editoři: Ing. Bogdálek Jan, Ing. Moskalík Jiří
Vysoké učení technické v Brně, 2008 – 15. prosince
ISBN: 978-80-214-3803-3
Články nebyly pozměňovány ani neprošly jazykovou úpravou.
/2/
Brno 2008
PŘEDMLUVA
Tradiční setkání doktorandů a mladých výzkumných pracovníků bylo již v pořadí osmé, z toho šesté na
půdě Energetického ústavu, Fakulty strojního inženýrství, VUT v Brně. Seminář se zabýval aktuální
problematikou energetického využívání biomasy a odpadů a ve dnech 18. a 19. 11. 2008. Zúčastnilo se okolo 30
zájemců a bylo předneseno 17 referátů. Vedle doktorandů a pracovníků z pořádajícího VUT v Brně se ho
zúčastnili též pracovníci VŠCHT Praha, MZLU Brno, AV ČR Praha, TU Košice a STU Bratislava. Jako
každoročně se semináře zúčastnili pozvaní odborníci z praxe.
Přednesené referáty se zabývají problematikou spojenou s energetickým využíváním biomasy a odpadů,
zejména však výzkumem termo fyzikálních vlastností uměle pěstovaných druhů biomasy, úpravou biomasy,
efektivním spalováním, zplyňováním a pyrolýzu biomasy. Řada příspěvků mladých vědeckých pracovníků je
věnována čištění plynů, vzniklých ze zplyňování. Další příspěvky jsou věnovány důležitým ekonomickým studiím
možností využívání biomasy pro energetické účely.
Obsahy všech příspěvků, které jsou většinou i tématy budoucích doktorských disertačních prací autorů, řeší
aktuální problémy vycházející z potřeb průmyslové praxe. Vztah k biomase, jakožto vhodného doplňkového
zdroje užitné energie, se změnil po našem vstupu do EU. 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.
Kromě získávání nových poznatků, umožňují tyto semináře navázání spolupráce mezi účastníky a vedou
k větší propojenosti jednotlivých školicích pracovišť. V neposlední řadě umožňují neformální setkání a navázání
osobních kontaktů. Poskytují začínajícím doktorandům možnost odzkoušet si presentaci své práce v přátelské,
neformální atmosféře.
Seminář vznikl v roce 2003 v rámci doktorského grantové projektu „Energie z biomasy“ a jeho další
existence je jedním z nejpřínosnějších výstupů. Je potěšující, že se tyto semináře uskutečňují i po ukončení
doktorského grantového projektu a doufám, že i v dalších letech bude setkávání doktorandů na půdě
Energetického ústavu pokračovat.
Doc.Ing. Zdeněk Skála, CSc.
ředitel Energetického ústavu
odborný garant semináře
/3/
Brno 2008
BARGER A., SKOBLJA S., BURYAN P.
Zpracování agrotechnického odpadu pomocí pomalé nízkoteplotní pyrolýzy .........................................
7
Energie z biomasy se dá získávat spalováním, zplyňováním, fermentací a dalšími procesy. Některé druhy (zvláště odpadní)
biomasy však není vhodné těmito procesy zpracovávat a to vzhledem k vysokému obsahu popelovin a nízkému bodu tání
popela. Tyto materiály je možné zpracovat za pomoci pyrolýzy. Jako modelový vzorek byla použita směs odpadních travin,
obilnin a šťovíku. Vybraný vzorek byl podroben pyrolýzním zkouškám při teplotách 300, 400, 500 a 600 C, kdy byla
sledována distribuce mezi pevné, kapalné a plynné produkty pyrolýzy.
BALÁŠ M., LISÝ M., MOSKALÍK J.
Katalytické čištění energoplynu .................................................................................................................... 13
Hlavní přínos biomasy (jakožto obnovitelného zdroje energie) se jeví jako perspektivní především v rámci decentralizované
výroby tepelné a elektrické energie. V současné době se biomasa k výrobě elektrické energie využívá především
v generátorech plynu v bioplynových stanicích a poté spálení plynu ve spalovacích motorech kogeneračních jednotek (KJ).
Dalším možným způsobem decentralizované výroby elektrické energie je aplikace plynu vzniklého termickým zplyňováním
rostlinné biomasy. Přímému využití tohoto plynu v KJ však zabraňuje jeho znečištění prachem a dehtem. Článek pojednává
o výsledcích experimentů na stendu Biofluid 100 s cílem eliminace dehtu v energoplynu pomoci průmyslových katalyzátorů
na bázi kovu.
BENIAK J.
Experimentálne delenie drevného materiálu na dvojrotorovom dezintegračnom zariadení.................... 21
Je veľmi dôležité dôkladne preskúmať proces dezintegrácie rôznych materiálov, pretože tento proces je veľmi zložitý a
doposiaľ neexistuje na Slovensku výrobca ktorý by navrhoval dezintegračné zariadenia po predchádzajúcich prepočtoch
silových pomerov na zariadení. Všetky tieto zariadenia sú vyrábané formou pokus - omyl, keď sa vyrobí dezintegračné
zariadenie a následne sa odskúša na vzorke materiálu pre dezintegráciu ktorého je určené. Často sa však stáva, že
zariadenie nepracuje tak ako by malo a vo väčšine prípadov sa z prevádzky vracia späť s poruchou.
BEŇO Z., SKOBLJA S., BURYAN P., MALECHA J.
Renesance zplyňovacích generátorů typu Imbert v České republice ........................................................ 27
Vysoká cena energií v dnešní době klade požadavky na efektivnější využití dostupných surovin. Pro podniky kde vzniká
relativně velké množství odpadní biomasy, je pro výrobu elektrické energie vhodná kombinace zplyňovacího generátoru a
spalovacího motoru. V podmínkách České republiky jsou relativně rozšířené souproudé generátory typu Imbert, které se
dobře uplatňují u kogeneračních jednotek do výkonu 300 kWe. V tomto příspěvku jsou prezentovány výsledky měření na
dvou jednotkách provozovaných v České republice. Na základě údajů o složení a vlastnostech plynu a obsahu dehtu je
možné přibližně odvodit jevy, které probíhají uvnitř reaktoru, eventuelně lze odhalit i možné provozní problémy.
BOGDÁLEK J., MOSKALÍK J.
Těžké kovy v tuhých spalovenských zbytcích ............................................................................................. 35
Příspěvek se zabývá transfery vybraných prvků, zvláště pak těžkých kovů, při spalování komunálního odpadu. Příspěvek je
založen na výsledcích rozborů zbytků po spalování ve Spalovně komunálního odpadu v Brně. Uváděná data pochází z téhož
provozu v období let 2004 až 2006.
BRADÁČOVÁ K., MACHAČ P., KOZA V., PEKÁREK P.
Příprava sorbetů pro čištění generátorového plynu.................................................................................... 41
Příspěvek se věnuje přípravě sorbetů pro odstraňování kyselých plynů, především HCl z generátorového plynu.
Předpokládáme, že tyto sorbenty by mohly být použity i v případě čištění plynu, který vzniká při spalování tříděného
plastového odpadu.
BUDAYOVA M., PÁSTOR M., JABLONSKY G.
Výsledky procesu splyňovania na experimentálním splyňovacom zariadeni........................................... 47
Cieľom príspevku je poukázať na možnosť termického využitia biomasy jej splyňovaním vo fluidnom reaktore, konkrétne
splyňovaním na experimentálnom splyňovacom zariadení, ktoré bolo skonštruované na Katedre pecí a teplotechniky
Hutníckej fakulty, Technickej Univerzity v Košiciach. Samotné merania sú podložené skúškami prevedenými na studenom
modeli fluidného reaktora. Počas splyňovacieho procesu boli sledované teplotné pole a predovšetkým výhrevnosť
vzniknutého energoplynu.
/4/
Brno 2008
DRLÍKOVÁ L., FAJMAN M, FRYC V.
Pěstování rychle rostoucích dřevin ve velmi krátkém obmýtí v podmínkách Bystřice n. Pernštejnem.. 53
Tento příspěvek je věnovaný problematice pěstování rychle rostoucích dřevin ve velmi krátkém obmýtí v okolí Bystřice nad
Pernštejnem. Na celkové ploše 3 ha byla na jaře roku 2002 založena experimentální plantáž vybraných klonů topolů a vrb.
Po 7 letech byla provedena sklizeň. Během posledního roku obmýtí a po sklizni byla provedena řada měření za účelem
získání dat pro následnou analýzu vybraných parametrů plantáže.
KRIŽAN P., MATÚŠ M.
Vyznam a vplyv vlhkosti materiálu a velkosti frakcie v procese zhutňovania ........................................... 57
Cieľom príspevku je prezentovať výsledky analýzy významu a vplyvov dvoch materiálových parametrov (vlhkosť materiálu a
veľkosť lisovanej frakcie) na výslednú kvalitu výliskov v procese zhutňovania. Tieto dva parametre patria do skupiny
parametrov, ktoré výrazne vplývajú na proces zhutňovania. Nájdenie optimálneho pomeru lisovacej teploty, lisovacieho tlaku,
vlhkosti materiálu a veľkosti frakcie je cieľom experimentov prebiehajúcich na našom pracovisku.
LETKO M.
Dezintegrácia papiera v jednorotorovom dezintegračnom stroji ................................................................ 65
Na našom pracovisku sme vyvinuli modulovú konštrukciu dezintegračných strojov. Základné moduly, ktoré momentálne
skúšame sú dvojrotorový nízkofrekvenčný dezintegračný stroj a jednorotorový nízkofrekvenčný dezintegračný stroj. V
súčasnosti prebiehajú skúšky na strojoch zamerané na dezintegráciu rôznych materiálov, produktivitu stroja, rozmery
vstupnej a výstupnej frakcie. Príspevok sa zaoberá praktickými skúsenosťami pri dezintegrácii papiera.
LISÝ M., SKÁLA Z., BALÁŠ M., MOSKALÍK J.
Možnosti kogenerace s turbosoustrojím při zplyňování biomasy .............................................................. 73
Článek popisuje koncepčně zcela nové řešení kogenerace se zplyňováním biomasy. Na místo spalovacího motoru bude
využito jednohřídelového turbosoustrojí NETZ. Produkovaný plyn bude spalován ve spalovací komoře. Vzniklé spaliny budou
ohřívat stlačený vzduch z kompresoru, který bude následně expandovat v dvoustupňové turbíně. Horký vzduch vystupující
z turbíny bude využit ke zplynění paliva a ke spálení produkovaného plynu, čímž se využije jeho zbytkové teplo. Odpadá tak
nákladné čištění plynu od prachu a dehtu, neboť turbína přichází do styku jen s čistým vzduchem.
MÁNEK O., SLEZÁK P., JULÍNEK P.
Vybrané možnosti snižování emisí SO2 u stávajících uhelných zdrojů ...................................................... 79
Příspěvek shrnuje vybrané možnosti snižování emisí oxidu siřičitého SO2 u stávajících zdrojů spalujících černá a hnědá uhlí
s ohledem na zpřísnění emisních limitů a emisních stropů k 1. 1 2008. Hlavní aktivity společnosti TENZA v tomto směru jsou
zaměřeny na hnědouhelné zdroje s již provozovanými polosuchými odsiřovacími zařízeními a zdroje spalující černá uhlí
doposud bez odsiřovacích zařízení. Příspěvek se zabývá nejen možností spoluspalování biomasy nebo instalací
jednoduchého zařízení na bázi suché sorpce, ale i technologií tzv. souběžného odsiřování spalin, jejíž vývoj společnost
TENZA řeší v rámci programu Impuls MPO ČR.
MATŮŠ M., KRIŽAN P.
Technológia zhutňovania biomasy do nového tvaru biopaliva................................................................... 85
V dobe hľadania nových zdrojov energie vo svete je nastolená otázka spôsobov využitia biomasy ako obnoviteľného zdroja
energie. Využitie biomasy by mohlo byť odpoveďou na túto otázku, ale múdrejšie riešenie je premena odpadu z biomasy na
vysoko kvalitné tuhé biopalivo. Príspevok pojednáva o technológii spracovania biomasy do ušľachtilého tuhého biopaliva,
ktoré v budúcnosti bude schopné nahradiť fosílne palivá. Príspevok sa ďalej venuje tvarovej a rozmerovej analýze výliskov z
biomasy pre energetické využitie. Následne je riešená konštrukcia zhutňovacieho lisu pre takýto tvar výlisku. Produkcia
optimálneho tvaru výlisku z biomasy by mala pomôcť konkurovať využívaniu fosílnych palív.
MOSKALÍK J., BALÁŠ M., LISÝ M., BOGDÁLEK J.
Tavení popele z biomasy................................................................................................................................. 93
Hlavním cílem práce bylo zjistit vlastnosti a zjistit informace ohledně spékání popelovin vzniklých spálením nebo zplyněním
biomasy. Zaměřuje se především na stébelniny, tedy převážně jednoleté rostliny, protože u nich je teplota tání a následně
tavení nejnižší. Nízká teplota tavení popelovin výrazně ovlivňuje energetické využívání stébelnin. Tento problém se výrazně
projevuje při metodě termického zplyňování, která se jinak jeví jako velice progresivní.
/5/
Brno 2008
PEKÁREK P., MACHAČ P., KOZA V., BRADÁČOVÁ K.
Hodnocení vápenatých materiálů pro adsorpci HCl .................................................................................... 99
Zplyňování biomasy je jednou z metod náhrady neobnovitelných paliv obnovitelnými. Produktem je generátorový plyn, který
je ale nutné zhodnotit vhodnými čisticími procesy. V případě využití plynu palivovými články se musí odstranit nejen popílek
a dehty, ale také sirné sloučeniny a minerální kyseliny. A tyto látky lze efektivně odloučit vhodnými adsorpčními procesy.
Zvláště s ohledem na příznivou cenu je dobré využívat k tomuto účelu přírodní látky.
VOSECKÝ M., KAMENÍKOVÁ P. POHOŘELÝ M., SKOBLJA S., PUNČOCHÁŘ M.
Vysokoteplotní čištění plynu ze zplyňování biomasy na niklovém prereformingovém katalyzátoru...... 105
Práce se věnuje vysokoteplotnímu odstraňování dehtů z generátorového plynu pomocí niklového prereformingového
katalyzátoru. Generátorový plyn byl produkován zplyňováním biomasy na experimentálním fluidním generátoru, z něhož byla
část surového plynu vedena do jednotky pro čištění plynu. Plyn byl v jednotlivých stupních jednotky odprášen, zbaven
sirovodíku na adsorbentu a poté veden přes niklový katalyzátor, na kterém docházelo k reformingu všech uhlovodíků vyšších
než methan. Reformingem uhlovodíků bylo dosaženo i po 22 h experimentu obsahu dehtu nižšího než 30 mg m–3
KADAM SAUSAN
An experimental study to improve tar renmoval in biomass gasification ................................................. 111
Příspěvek byl vytvořen editory sborníku z prezentace přednesené na konferenci
/6/
Brno 2008
ZPRACOVÁNÍ AGROTECHNICKÉHO ODPADU POMOCÍ POMALÉ NÍZKOTEPLOTNÍ PYROLÝZY
Aleš Barger, Sergej Skoblja, Petr Buryan
Energie z biomasy se dá získávat spalováním, zplyňováním, fermentací a dalšími procesy. Některé druhy
(zvláště odpadní) biomasy však není vhodné těmito procesy zpracovávat a to vzhledem k vysokému obsahu
popelovin a nízkému bodu tání popela. Tyto materiály je možné zpracovat za pomoci pyrolýzy. Jako modelový
vzorek byla použita směs odpadních travin, obilnin a šťovíku. Vybraný vzorek byl podroben pyrolýzním zkouškám
při teplotách 300, 400, 500 a 600 °C, kdy byla sledována distribuce mezi pevné, kapalné a plynné produkty
pyrolýzy.
Klíčová slova: odpadní biomasa, pyrolýza.
V klimatických podmínkách ČR patři biomasa mezi největší zdroje dostupné obnovitelné energie. Dřevní odpadní
hmoty (odpad z těžby a zpracování dřeva) a tzv. bioodpady ze zemědělské velkovýroby (obilní, řepková,
kukuřičná sláma) patří bezesporu k hlavním, ale dnes bohužel stále málo využitým zdrojům pro energetické
účely. Výhodou agrotechnického odpadu, na rozdíl od stále více využívaného dřevního odpadu, je jeho nízká
cena a dobrá dostupnost v dostatečně kumulovaném množství pro energetické zpracování. Spalovací procesy,
převážně používané pro výrobu tepla a elektrické energie, narážejí v tomto případě na technologické problémy
spojené s vysokým obsahem popelovin a nízkým bodem tání popela, způsobujícím aglomeraci už při poměrně
nízkých teplotách (od 650°C), což vede k technologickým problémům znemožňujícím provoz stávajících zařízení.
Pomalá nízkoteplotní pyrolýza, produkující pevné, kapalné a plynné hořlavé produkty, může být za určitých
podmínek vhodným mezistupněm umožňujícím snadné zpracování agrotechnických odpadů. Studium distribuce
a složení jednotlivých produktů, jejich energetického obsahu a fyzikálně-chemických vlastností v závislosti na
teplotě pyrolýzy jsou hlavními výstupy uvedeného příspěvku.
Pyrolýza
Pyrolýza patří spolu se spalováním a zplyňováním mezi procesy termochemické konverze. Tyto procesy
se významně odlišují v obsahu kyslíku v reakčním prostoru. Poměr skutečně spotřebovaného kyslíku ku spotřebě
stechiometrické, označovaný řeckým písmenem λ, je při spalování větší než 1, při zplyňování se pohybuje
v intervalu 0 až 1 (typické 0,4 až 0,6) a při pyrolýze je roven nule. Podle provozních teplot se pyrolýza dělí na
nízkoteplotní (do 500 °C), středněteplotní (od 500 do 800 °C) a vysokoteplotní (nad 800 °C). Hlavními produkty
pyrolýzy jsou pevný karbonizační zbytek, kapalný kondenzát a plyn [1].
Na Obr. 1 je zobrazeno schéma experimentální pyrolýzní aparatury složené z křemenného reaktoru (2)
vyhřívaného v elektrické peci (1). Pro jímání pyrolýzního kondenzátu byly za reaktor zařazeny 4 promývací baňky
(3,4,5,6), kde probíhala kondenzace a separace kapalných pyrolýzních produktů. První tři baňky byly plněny
skleněnými kuličkami a acetonem, přičemž první byla chlazena ledem, druhá a třetí byla umístěna v lázní se
„suchým“ ledem v ethanolu. Poslední baňka byla naplněna tkaninovým filtrem, který odstraňoval z pyrolýzního
plynu zbytky aerosolu.
Obr. 1: Schéma pyrolýzní aparatury. 1 – elektricky vyhřívaná pec, 2 – křemenný reaktor, 3, 4, 5, 6 – promývací
baňky, 7 – trojcestný ventil, 8 – plynoměr, R – rotametr
Aleš Barger, VŠCHT Praha, Technická 5, Praha 6, 166 28, e-mail: [email protected], [email protected],
[email protected]
/7/
Brno 2008
K odběru vzorků plynu sloužil trojcestný ventil (7). Celkový objem vyvinutého plynu byl měřen mokrým
plynoměrem (8). Aparatura během experimentu byla stalé proplachována dusíkem (100 cm3/min) zajišťujícím
nulový obsah kyslíku v reakčním prostoru a zároveň vynášejícím pyrolýzní produkty z reaktoru. Vzorky plynu pro
chromatografickou analýzu byly odebírány do skleněných vzorkovnic („myší“), naplněných uzavírací kapalinou.
Analýza odebraných vzorků plynu byla prováděna na plynovém chromatografu HP6890 (Hewlett Packard),
osazeném TCD a FID kanálem, umožňujícím separaci a stanovení obsahu permanentních plynů (H2, O2, N2,
CO2, CO, CH4 ) a uhlovodíků v rozsahu od methanu až po toluen [2]. Ze složení odebraného plynu bylo
vypočítáno spalné teplo podle tabelovaných spalných tepel jednotlivých složek. Toto spalné teplo bylo potom
vztaženo na vypočtený průtok plynu v momentě odběru daného vzorku a to pro eliminaci chyby vznikající
pouhým zprůměrováním naměřených hodnot. Před začátkem pokusu byl reaktor se vzorkem proplachován
min. 30 minut dusíkem. Poté byl reaktor zasunut do předem vyhřáté pece na zvolenou teplotu. Pokusy byly
ukončeny když se průtok plynu plynoměrem blížil k průtoku dusíku reaktorem. Izotermní experimenty byly
provedeny při teplotě 300, 400, 500 a 600 °C. Přehled hlavních produktů pyrolýzy a celková bilance procesu je
uvedena v Tab. 2.
VÝSLEDKY A DISKUZE
Vlastnosti použitého materiálu
Jako experimentální materiál byla použita směs travin, slámy a šťovíku (Obr. 2A), v Tab. 1 jsou uvedeny jeho
základní vlastnosti. Za povšimnutí stojí nízká sypná hmotnost, vyšší obsah chloru a síry a také přítomnost
sloučenin fosforu, které snižují teplotu tavení popelovin. Vzhledem k rostlinnému původu a vysokému obsahu
popela (6,24 % hm.) může vybraný materiál vykazovat aglomerační problémy při spalování v klasickém roštovém
kotli. Při kalorimetrickém stanovení spalného tepla se přítomné popeloviny stavovaly a tvořily ve spalovacím
kelímku průsvitné hnědozelené skelnaté kuličky. Z obav ohledně nízké teploty tavení popela a ztrát těkavých
složek bylo stanovení provedeno při teplotě 550 °C, kdy už byla zaznamenána jeho pozvolná aglomerace (Obr.
2C).
A) původní materiál
B) pyrolýzní uhlíkatý zbytek, 500°C
C) popel, 550°C
Obr. 2: Vzhled původního materiálu a pevných produktů jeho termochemické konverze
Tab. 1: Základní vlastnosti použitého materiálu
Technická analýza
Wa [% hm.]
Adb [% hm.]
Va [% hm.]
Cfix [% hm.]
H0d [MJ/kg]
H0daf [MJ/kg]
Sypná hmotnost [kg/m3]
8,96
6,24
68,57
16,23
16,64
17,75
124
Elementární analýza (daf)
C [% hm.]
O [% hm.]
N [% hm.]
H [% hm.]
S [% hm.]
Cl [% hm.]
P [% hm.]
47,09
45,03
0,96
6,55
0,19
0,15
0,03
Termogravimetrická analýza (TG) vzorku (Obr. 3) ukázala, že k termickému rozkladu vzorku dochází
už od 250 °C, při teplotách nad 400 °C se intenzita rozkladu podstatně snížuje a od teploty 500 °C byl pozorován
jen velice pozvolný pokles hmotnosti vzorku. Derivace úbytku hmotnosti na teplotě (DTG) ukazuje, že rozmezí
/8/
Brno 2008
teplot, při kterém docházelo k největšímu úbytku hmotnosti a intenzivnímu uvolňovaní prchavé hořlaviny, bylo
od 300 do 340 °C. Studovaný materiál poměrně snadno podléhá pyrolýze a pravděpodobně vyžaduje menší
přísun tepelné energie než dřevo nebo uhlí za podmínek pyrolýzy. Podobné chovaní bylo zaznamenáno také
v případě vývoje pyrolýzního plynu při pomalém (5 °C/min) ohřevu železné retorty se vzorkem původního
materiálu, které je znázorněno na Obr. 4. Zde je také uveden vypočítaný průtok pyrolýzního plynu [3],
a naměřená teplota na vnější stěně retorty. V důsledku toho, že celé zařízení mělo daleko větší tepelnou
kapacitu, docházelo k pomalejšímu prohřívání vzorku v železném reaktoru a skutečná teplota pyrolyzovaného
vzorku byla nižší. Přesto závislost průtoku pyrolýzního plynu na teplotě dobře kopíruje tvar TG křivky. Největšího
vývoje plynu bylo však dosaženo při teplotě vnější stěny v rozmezí 350 až 400 °C.
100
100
700
8
CO2
90
90
630
H2
7
Koncentrace hlavních složek [ % obj.]
80
6
TG
70
DTG
5
DTG [%/min]
TG [% hm.]
60
4
50
3
40
2
30
CH4
Průtok plynu
560
70
teplota
490
60
420
50
350
40
280
30
210
Vývoj plynu [cm3/min]
CO
80
1
20
0
10
0
20
140
10
70
-1
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0
0
0
1000
20
40
60
Obr. 3: TG a DTG analýza sledovaného materiálu
H2
CO
Průtok plynu
CO2
125
70
60
75
50
40
50
100
30
20
25
15
20
25
30
35
40
Průtok plynu
360
80
320
70
280
60
240
50
200
40
160
0
10
CH4
400
10
0
CO
90
80
H2
100
90
5
30
120
20
80
10
40
0
45
0
0
5
10
15
20
Čas [min]
25
30
35
Čas [min]
Obr. 5: Závislost složení a vývoje plynu na čase při 300 a 600 °C
Tab. 2: Přehled produktů izotermní pyrolýzy a jejich hmotnostní bilance
Teplota pyrolýzy
300 °C
400 °C
500 °C
600 °C
Navážka vzorku [g]
19,4
20,0
19,2
18,4
Produkty pyrolýzy [%]
103,0
92,0
92,7
86,4
Pyrolýzní zbytek [g / % hm.]
9,8
50,5
7,2
36,0
5,5
28,6
5,0
27,2
Dehet [g / % hm.]
0,7
3,6
2,3
11,5
3,8
19,8
2,2
12,0
Pyrolýzní voda [g / % hm.]
5,3
27,3
5,7
28,5
4,3
22,4
5,4
29,3
[dm3]
2,4
-
2,0
-
2,6
-
2,5
-
Plyn [g / % hm.]
4,2
21,6
3,2
16,0
4,2
21,9
3,3
17,9
Plyn
120
600 °C
CH4
100
0
100
Obr. 4: Vývoj plynu v závislosti na teplotě
300 °C
CO2
80
Čas [min]
TEPLOTA [°C]
/9/
40
45
0
Brno 2008
Vlastnosti a vývoj pyrolýzního plynu
Jak vyplívá z Obr. 4 s rostoucí teplotou narůstá nejen vývin pyrolýzních plynů z reaktoru, ale také se mění jeho
složení. Při teplotách nad 200 °C se začíná uvolňovat hlavně oxid uhličitý a pyrolýzní voda - hlavní produkty
dekarboxylačních a dehydratačních procesů a zároveň začíná probíhat prouhelňovaní původního materiálu.
Postupně s rostoucí teplotou (od 250 °C) se v plynu objevuje i oxid uhelnatý, jeho podíl v plynu stoupá
a dosahuje maxima (podobně jako DTG křivka) v okolí 350 °C. Druhý nárůst vývoje pyrolýzního plynu je
pozorován při teplotách nad 450 °C. Narůstající podíl nasycených (CH4, C2H6) a nenasycených (C2H4)
uhlovodíků v plynu ukazuje, že dochází ke štěpení C-C vazeb, dehydroxylovaných a dekarboxylovaných molekul
celulózy a hemicelulózy a také k destrukci ligninu, kombinovanou s následnými sekundárními reakcemi uvolněné
prchavé hořlaviny v plynné fázi. Dále s rostoucí teplotou (nad 550°C ) vývin pyrolýzních plynů pozvolna klesá,
a to zároveň s obsahem CO2 v plynu. Při vyšší teplotě probíhají převážně terciární reakce, zvyšující obsah CH4.
V plynu se dále objevuje H2 a CO - produkt reakce pevného uhlíkatého zbytku s CO2 a H2O.
Podobné chování bylo pozorováno při pyrolýzách za konstantní teploty. Závislost složení a vývoje plynu na čase
při 300 a 600 °C je uvedena na Obr. 5. Po zasunutí reaktoru do vyhřáté pece dosahoval vývoj plynu svého
maxima po určité době, která souvisela s rychlostí ohřevu vzorku v křemeném reaktoru. S rostoucí teplotou
pyrolýzy se tato doba zkracovala a zároveň bylo dosahováno intenzivního vývoje plynu v kratším časovém
intervalu. Plyn obsahuje převážně oxid uhelnatý, který je postupně nahrazován oxidem uhličitým, jež tvoří při
nízkých teplotách hlavní složku získaného plynu. V menším množství se zde uvolňují vodík a methan,
ale uvedené složky dominují hlavně při teplotě 600 °C.
Objem pyrolýzních plynů a jejich průměrná spalná tepla (H0) jsou jako vhodný ukazatel kvality plynu pro jeho
další energetické zpracovaní uvedeny v Tab. 3. Spalné teplo plynu získaného při 300 a 400 °C jsou velmi nízká,
protože hlavními složkami plynu jsou oxid uhelnatý a uhličitý. Vodík, methan případně i další nenasycené
uhlovodíky se začínají uvolňovat až při teplotách nad 400 °C, což má za následek zvýšení hodnoty spalného
tepla (plyn při 500 a 600 °C).
Tab. 3: Vlastnosti pyrolýzního plynu
Teplota pyrolýzy
Objem pyrolýzního plynu
H0 [MJ/m3]
[dm3]
300 °C
400 °C
500 °C
600 °C
2,4*
2,0
2,6
2,5
4,7
5,9
13,3
15,6
*) – Uvedená hodnota je zatížena velkou experimentální chybou, způsobenou dlouhou dobou měření. Skutečná hodnota je menší.
Pevný pyrolýzní zbytek
Pevný produkt pyrolýzy je svými vlastnostmi podobný dřevěnému uhlí (Obr. 2B). Jeho množství a vybrané
fyzikálně-chemické vlastnosti jsou uvedeny v Tab. 4. S rostoucí teplotou stoupá stupeň prouhelnění pevného
zbytku a zároveň se zvyšuje i obsah popela. Největší výtěžek pyrolýzního zbytku byl zaznamenán při teplotě 300
°C. Na první pohled byl však patrný nízký stupeň prouhelnění a i přes nějnižší obsah popela (10,7 % hm.) byla
hodnota spalného tepla 25,0 MJ/kg (H0daf = 28,0 MJ/kg), přičemž podíl pyrolýzního zbytku se pohyboval okolo
51 % hm. z původní navážky. Se vzrůstající teplotou se zvyšoval stupeň prouhelnění, ale zároveň se zvyšoval i
obsah popela. Výtěžek pyrolýzního zbytku s rostoucí teplotou klesal. U vzorků získaných při 500 a 600 °C byl
navíc změřen vnitřní aktivní povrch. Díky svým hodnotám 20,9 a 32,4 m2/g by bylo teoreticky možné po aktivaci
použít tento materiál jako nízkonákladový adsorbent. S rostoucí teplotou také stoupala sypná hmotnost
pyrolýzního zbytku. Po úpravě fyzikálně-chemických vlastností pyrolýzního zbytku přídavkem vhodných přísad
zvyšujících bod tání přítomných popelovin, lze pyrolýzní zbytek produkovaný při teplotách do 400°C použít jako
levné bezsirné palivo. Energetické nároky spojené s ohřevem původního materiálu za těchto podmínek nejsou
vysoké, plynné produkty jsou převážně tvořeny CO2 a pyrolýzní vodou, množství kapalných kondenzátů za
těchto podmínek je také minimální.
/ 10 /
Brno 2008
Tab. 4: Vlastnosti pyrolýzního zbytku
Teplota pyrolýzy
300 °C
400 °C
500 °C
600 °C
Hmotnost zbytku/podíl z navážky [g/% hm.]
9,8/50,5
7,2/36,0
5,5/28,6
5,0/27,2
Ad [% hm.]
10,7
15,2
18,8
19,5
H0d
25,0
26,0
25,9
25,3
28,0
30,7
31,9
31,4
-*)
-*)
20,9
32,4
[MJ/kg]
H0daf [MJ/kg]
Aktivní povrch
[m2/g]
*) - Hodnoty aktivního povrchu nebyly u vzorků z experimentů při 300 a 400 °C kvůli nízkému stupni prouhelnění stanovovány.
Vlastnosti kapalného kondenzátu
Pro analýzu kapalných pyrolýzních produktů zachycených v acetonu byla použita plynová chromatografie
s hmotnostním detektorem umožňující identifikaci přítomných látek. Část vzorku byla použita pro stanovení vody
destilací s xylenem a zbytek pro gravimetrické stanovení výševroucích organických látek, provedené
odpařováním rozpouštědla ve vakuové rotační odparce při 60 °C [3]. Hmotnosti kondenzátu, získaného
při různých teplotách, podíl vody a kapalných organických látek a spalné teplo organického podílu jsou uvedeny
v Tab. 5. Množství organického podílu bylo nejvyšší při teplotě 500 °C a dosahovalo hodnoty téměř 20 % hm.
původní navážky. V tomto případě byla uvedená hodnota poněkud zkreslena nedostatečnou separací vody
z organického podílu, jehož obsah v kondenzátu byl přibližně o jeden gram vyšší. Díky zvýšenému obsahu vody
byla u organického podílu kondenzátu získaného při 500 °C naměřena i nižší hodnota spalného tepla.
Tab. 5: Vlastnosti kapalného pyrolýzního kondenzátu produkovaného za různých teplot
Teplota pyrolýzy
300 °C
400 °C
500 °C
600 °C
Navážka vzorku [g]
19,4
20,0
19,2
18,4
Hmotnost kondenzátu [g]
6,0
8,0
8,1
7,6
Z toho org. podíl [g]
0,7
2,3
3,8
2,2
Z toho pyrolýzní voda [g]
5,3
5,7
4,3
5,4
H0 dehtu [MJ/m3]
27,0
27,0
24,0*)
28,7
*) - Spalné teplo kodenzátu získaného při 500 °C bylo sníženo nedostatečným odpařením pyrolýzní vody.
Ve všech vzorcích byly identifikovány převážně primární, sekundární a v menší míře i terciární kapalné pyrolýzní
produkty, zastoupené hlavně kyslíkatými sloučeninami. [4] Součástí primárních pyrolýzních kondenzátů jsou
alkoholy, nižší karboxylové kyseliny, ketony, hydroxyketony. Největší zastoupení ve směsi při teplotě 600 °C
měla kys. octová (18,8 % hm.), dále 1-hydroxy-2-propanon (9,4 % hm.), 2-furfural (4,3 % hm.),
1-hydroxy-2-butanon (3,8 % hm.), kys. propionová (2,3 % hm.), 2-pentanon (1,8 % hm.), atd.. Tyto produkty
vznikají při nižších teplotách nebo krátké době zdržení. Podíl složek sekundárních dehtů v pyrolýzním
kondenzátu byl nižší. Dále byly identifikovány 3- + 4-methoxyfenol (5,8 % hm.), 2-methoxy-4-vinylfenol
(2,7 % hm.), 2,6-dimethoxyfenol (2,2 % hm.), fenol (2 % hm.), 2-methylfenol (1,5 % hm.) a v menším množství
řada dalších alkylfenolů a alkylmethoxyfenolů. Tyto produkty vznikají transformací nestabilních primárních
pyrolýzních produktů při vyšších teplotách a nebo po delším zdržení v reakčním prostoru. Složky terciárních
pyrolýzních produktů, jako toluen, naftalen, xyleny, benzen a různé alkylnaftaleny, vznikají při dalším zvýšení
teploty nebo doby zdržení v reakční zóně. Zastoupení těchto složek nepřesahovalo 0,4 % hm. a bylo značně
závislé na teplotě. Pyrolýzní teplota ovlivňuje podíl jednotlivých složek v kondenzátu. Primární produkty byly
přítomny v kondenzátu při všech teplotách pyrolýzy. S rostoucí teplotou byla pozorována tvorba sekundárních
a při vyšších teplotách i terciárních produktů. V důsledku zvyšování jejich podílu v kondenzátu složek s rostoucí
/ 11 /
Brno 2008
teplotou nastává snižování obsahu organicky vázaného kyslíku, což vede ke zvyšování hodnoty spalného tepla
vznikajících kondenzátů [3].
ZÁVĚR
Provedenými pokusy bylo zjištěno, že zvolený vzorek odpadní biomasy je možno za pomoci pomalé nízkoteplotní
pyrolýzy úspěšně transformovat na pevné, kapalné a plynné produkty. Při teplotách 300, 400, 500 a 600 °C bylo
získáno 27 - 51 % hm. pevného pyrolýzního zbytku, 31 - 42 % hm. kapalného kondenzátu a 18 - 22 % hm. plynu
v závislosti na teplotě pyrolýzy. Uvedené výsledky byly získané v laboratorním křemenném reaktoru
proplachovaném určitým množstvím inertního plynu, odvádějícím z reakčního prostoru plynné a kapalné
pyrolýzní produkty. Ve skutečném zařízení lze díky absenci uvedeného proudu, delší době zdržení produktu
v reakční oblasti, a vyššímu parciálnímu tlaku procesu očekávat vyšší podíl pevných pyrolýzních zbytků.
Hmotnost pevného pyrolýzního zbytku se vzrůstající teplotou klesala. Dále klesal v pyrolýzním zbytku obsah
kyslíku, narůstalo jeho prouhelnění a obsah popela. Od těchto vlastností se odvíjí i hodnota spalného tepla, která
se pro vzorky ve stavu bez popela pohybovala od 28 do 32 MJ/kg. Nejvyšší hodnoty dosáhl vzorek získaný
při 500 °C, a to 31,9 MJ/kg. Hodnota spalného tepla pro pyrolýzní zbytek se v surovém stavu pohybovala
v rozmezí 25 - 26 MJ/kg a nejvyšší byla u vzorku získaného při 400 °C, který díky nižšímu obsahu popela dosáhl
hodnoty 26 MJ/kg. Po úpravě fyzikálně-chemických vlastností přídavkem vhodných přísad, zvyšujících bod tání
popelovin, lze tento materiál použít jako levné bezsirné palivo. Energetické nároky spojené s ohřevem původního
materiálu za těchto podmínek nejsou vysoké, plynné produkty jsou převážně tvořeny CO2 a pyrolýzní vodou,
množství kapalných kondenzátů za těchto podmínek je také minimální. Pyrolýzní zbytek vznikající při nízkých
teplotách ( 300 °C ) obsahoval více než 75 % energie původního materiálu. Pyrolýzní zbytky získané při
teplotách 500 a 600 °C je díky jejich vyšší ploše vnitřního povrchu možné použít jako levné jednorázové
adsorbenty.
Množství vyvinutého plynu bylo nejvyšší při teplotě 500 °C. Se vzrůstající teplotou se měnilo jeho složení.
Při teplotě 300 °C se uvolňovaly téměř výhradně CO a CO2. Při 400 °C se k těmto plynům přidal methan
a od 500 °C se začal vyvíjet i vodík. To mělo za následek zvyšování hodnot středního spalného tepla, které
se pohybovalo od 5 do 16 MJ/m3. Nejvyšší hodnoty 15,6 MJ/m3 dosahoval plyn získaný při 600 °C. Tento plyn
by se dal využít k výrobě elektrické energie pomocí plynové turbíny.
Kapalný kondenzát se skládal z 11 - 47 % hm. z polárních organických sloučenin a z 53 - 89 % hm. vody.
Nejvyšší množství organického podílu bylo získáno při teplotě 500 °C. Jeho spalné teplo se pohybovalo
v rozmezí 24 - 29 MJ/kg a nejvyšší hodnoty 28,7 MJ/kg dosáhl vzorek získaný při 600 °C. Jelikož se jedná
o komplexní směs více či méně polárních sloučenin s velmi podobnými body varu, je velmi těžké vyseparovat
jednotlivé látky z kondenzátu. V dnešní době probíhá řada výzkumných aktivit zaměřených na jeho materiálové a
energetické využití.
PODĚKOVÁNÍ
Tato práce vznikla v rámci výzkumného záměru MŠMT ČR č. MSM6046137304.
POUŽITÁ LITERATURA
[1] STAF, M.: Výzkum termické konverze odpadní biomasy na plynná a kapalná paliva. Biom.cz [online],
[cit. 24. 4. 2008] Internetová adresa: http://biom.cz/index.shtml?x=217754.
[2] Skoblja S.: Úprava složení plynu ze zplyňováni biomasy, Doktorská disertační práce, VŠCHT Praha 2004.
[3] Barger A.: Pyrolýza biomasy, Bakalářská práce, VŠCHT Praha 2008.
[4] Milne T.A., Abatzoglou N., Evans R.J.: Biomass Gasifier „Tars“: Their Nature, Formation and Conversation.
National Renewable Energy Laboratory – Colorado, 1998.
/ 12 /
Brno 2008
KATALYTICKÉ ČIŠTĚNÍ ENERGOPLYNU
Marek Baláš, Martin Lisý, Jiří Moskalík
Hlavní přínos biomasy (jakožto obnovitelného zdroje energie) se jeví jako perspektivní především v rámci
decentralizované výroby tepelné a elektrické energie. V současné době se biomasa k výrobě elektrické energie
využívá především v generátorech plynu v bioplynových stanicích a poté spálení plynu ve spalovacích motorech
kogeneračních jednotek (KJ). Dalším možným způsobem decentralizované výroby elektrické energie je aplikace
plynu vzniklého termickým zplyňováním rostlinné biomasy. Přímému využití tohoto plynu v KJ však zabraňuje
jeho znečištění prachem a dehtem. Článek pojednává o výsledcích experimentů na stendu Biofluid 100 s cílem
eliminace dehtu v energoplynu pomoci průmyslových katalyzátorů na bázi kovu.
Klíčová slova: biomasa, čištění plynu, katalyzátory, zplyňování
ÚVOD
V souvislosti s předpokládaným dočerpáváním současných fosilních zdrojů energie jsou hledány nové metody a
technologie získání energie, která by se dala transformovat na nejvyužívanější formu energie na světě – na
energii elektrickou. V České republice je za perspektivní náhradu fosilních zdrojů do jisté míry považována
biomasa, v současné době nejběžněji v bioplynových stanicích anaerobní fermentací přetvářena na bioplyn, nebo
přidávána k hnědému uhlí a spoluspalováním ve velkých elektrárnách a teplárnách transformována přímo na
teplo. Vedle těchto metod je již několik let intenzivně pracováno na vývoji technologie využívající pro získání
hořlavého plynu termické zplyňování. Generovaný plyn pak lze použít k výrobě tepelné a elektrické energie buď
přímým spalováním v plynových kotlích, nebo spalováním ve spalovacích motorech kogeneračních jednotek.
ZPLYŇOVÁNÍ BIOMASY
Termické zplyňování biomasy je jedna z možných forem transformace pevné biomasy na plynné palivo. Jedná se
o skupinu chemických reakcí probíhajících za přítomnosti paliva a vhodného zplyňovacího media (vzduch, vodní
pára atp.). Zplyňovací reakce ( viz rovnice 1 až 7) probíhají za teplot 800÷1100 °C [1,2].
•
•
zplyňovací reakce
C + H 2 O ↔ CO + H 2
(1)
C + 2 H 2 O ↔ CO2 + H 2
(2)
Boudouardova reakce
C + CO2 ↔ 2CO
•
•
(3)
Reakce vodního plynu
CO + H 2 O ↔ CO2 + H 2
(4)
C + 2 H 2 ↔ CH 4
(5)
2CO + 2 H 2 → CH 4 + CO2
(6)
CO + 3H 2 → CH 4 + H 2O
(7)
metanizační reakce
Ing. Marek Baláš, VUT FSI Energetický ústav,Technická 2, 616 69 Brno, [email protected]
/ 13 /
Brno 2008
Dynamika dějů, které nastávají při zplyňování, je závislá především na typu zplyňovacího zařízení, granulometrii
částic paliva, tlaku a teplotě v generátoru a na dávkování případného katalyzátoru do lože.
Zařízení na zplyňování biomasy je několik typů. Jednak jsou to generátory se sesuvným ložem s protiproudým i
souproudým uspořádáním, pak jsou to generátory fluidní se stacionární či cirkulující fluidní vrstvou. Výhody a
nevýhody jednotlivých typů zařízení lze najít v literatuře [3,4]. Aplikace jednotlivých typů zařízení pro výrobu
elektrické energie leza nalézt např. na internetu [5] nebo v literatuře [6].
Produkty zplyňování a nečistoty obsažené v energoplynu
Hlavním produktem zplyňování biomasy je nízkovýhřevný plyn. Dominantní složky tohoto plynu jsou oxidy uhlíku
(CO a CO2), vodík, uhlovodíky (především CH4) a dusík. Výhřevnost plynu je závislá nejen na typu a kvalitě
zplyňovacího zařízení a kvalitě paliva, ale především na typu zplyňovacího media. Pro zpylňování se používá
nejčastěji vzduchu (Qir = 4÷7 MJ.m-3), kyslíku (Qir = 12÷15 MJ.m-3), přehřáté vodní páry (Qir = 8÷10 MJ.m-3) nebo
jejich kombinace.
Jak již bylo napsáno výše, hlavním problémem pro aplikaci energoplynu ve spalovacím motoru je jeho znečištění
prachem a dehtem. Pod pojmeme dehet rozumíme skupinu látek s nejrůznější strukturou a chemickou povahou,
definovaných jako suma organických látek s bodem varu vyšším než benzen.
Pro odstraňování prachu z plynu se používají všechny klasické metody pro odstraňování prachu (cyklony,
elektrostatické odlučovače, bariérové filtry, mokré vypírky atp.). Odprašování je však ztíženo přítomností dehtu,
jehož některé složky začínají kondenzovat již při teplotách cca 300 °C.
Pro odstraňování dehtu můžeme použít některou z fyzikálně-chemických nebo termických metod. Mezi
chemickými metodami jsou nejvíce využívány mokré pračky (nejčastěji sprchování plynu vodou, příp. olejem), ve
kterých dochází jak k absorpci dehtu, tak i k odstraňování prachu. Nevýhoda této metody je ztráta fyzického tepla
plynu a nutnost vypořádat se s odpadní vodou z této technologie. Více o mokrých pračkách v literatuře [7]. Dále
jsou pro odstranění dehtu používány patrony s aktivním uhlím, kde je dehet adsorbován na povrchu. Nevýhoda
této metody je nízká provozní teplota, kdy je nutné vyřešit chlazení plynu spojené s kondenzací některých složek
dehtu.
Katalyzátory
Vedle chemických metod je termický rozklad další možnou cestou eliminace dehtu obsaženého v plynu
generovaného termickým zplyňováním biomasy. Jedná se o rozklad uhlovodíků na CO a H2. Samotný termický
rozklad je však velice energeticky náročný, protože ke získání potřebné aktivační energie je potřeba dosáhnout
teplot okolo 1100÷1200 °C. Vzhledem k tomu, že plyn odcházející ze zplyňovacího generátoru má teplotu 800
°C (v případě generátorů s pevným ložem max. 1000 °C) bylo by nutno plyn dohřívat buď cizím zdrojem, nebo
částečnou oxidací (část plynu by shořela). Obě tyto metody však mají negativní dopad na celkovou účinnost
zařízení.
Snížení aktivační energie je možné za pomocí tzv. katalyzátorů. Jsou to chemické látky (nejčastěji oxidy kovů),
které svojí přítomností v reakční zóně snižují aktivační energii. Katalyzátory lze dělit na katalyzátory přírodní
(vápenec, dolomit, olivín atp.) a katalyzátory průmyslové (oxidy kovu nanesené na vysoce porézním nosiči).
Princip redukce množství dehtů za použití katalyzátoru lze najít v literatuře [8]. Nejdříve je metan nebo jiný
uhlovodík adsorpcí oddělen na aktivních centrech niklu, kde nastává štěpení vodíku. Tato reakce začíná probíhat
již při teplotách 100÷300 °C. Rychlost tohoto procesu je závislá na typu adsorbované sloučeniny a teplotě.
Štěpení některých nenasycených látek probíhá oproti uhlovodíkům nasyceným pomaleji a může vést
k hromadění adsorbovaných uhlovodíků a k tvorbě polymerního povlaku na povrchu niklového katalyzátoru. Dále
dochází k α-štěpení C-C (uhlíkatých) vazeb, což vede k tvorbě intermediátu C1 (CHx). Tyto intermediáty jsou
následně podrobeny dehydrogenaci, která vede až k tvorbě volných atomů uhlíku (C-*) adsorbovaných na
/ 14 /
Brno 2008
povrchu niklu. Tyto volné atomy uhlíku spolu s fragmenty C1 podléhají na povrchu katalyzátoru povrchovým
reakcím s absorbovaným kyslíkem za vzniku oxidu uhelnatého. Odstraňování volných atomu uhlíku (C-*) a
rychlost jeho zplyňování je závislá na množství adsorbovaného kyslíku. Zdrojem tohoto kyslíku jsou reakce
disociace adsorbované vodní páry respektive CO2. Adsorpce vodní páry respektive CO2 je závislá na
vlastnostech systému a parciálním tlaku vodní páry respektive CO2. Afinitu těchto látek lze zvýšit volbou
vhodného nosiče, přídavkem alkálií a oxidů (K2O, CaO, MgO, La2O3, ZrO2) podporujících adsorpci vody a adici
vhodných promotorů (např.: V, Cu, Mo, Mn) [9]. Celý proces se dá popsat následujícími rovnicemi [10]:
C n H m + 2* → C n H x − *2 +
m−x
H2
2
(8)
C n H x − *2 + n* → C n−1 H x′ − *2 + CH x − * n
CH x − * n + O − * → CO +
(9)
x
H 2 + (n + 1) *
2
( 10 )
H 2O + * ↔ O − * + H 2
( 11 )
H 2 + 2* ↔ 2 H − *
( 12 )
kde * je aktivní centrum katalyzátoru.
Přírodní katalyzátory mají malý reakční povrch, od toho odvislou nízkou aktivitu a proto je třeba pro jejich použití
mít velké množství a poměrně vysokou teplotu (700÷850 °C). Oproti průmyslovým katalyzátorům jsou však méně
náchylné k deaktivaci a jejich cena je velice nízká (1 tuna stojí řádově stovky korun). Z vlastního výzkumu
vyplývá, že pro vyčištění plynu o průtoku cca 35 m3/hod je zapotřebí cca 80 l dolomitu. Dolomitový filtr však může
sloužit nejen jako zařízení pro odstraňování dehtu, ale odstraní z plynu i prachové částice (složené především z
nevyhořelého paliva). Nevýhoda však zůstává v poměrně robustním zařízení a nutnosti udržovat katalytické lože
ve vysokých teplotách.
Z celé škály průmyslových katalyzátorů se pro eliminaci dehtu nejvíce osvědčily katalyzátory používané v
petrochemickém průmyslu pro rafinaci ropy. Výhodou průmyslových katalyzátorů je možnost ovlivnění velikosti
měrného povrchu volbou vhodného nosiče. Z toho vyplývá několika násobě vyšší aktivita. Průmyslového
katalyzátoru je pak oproti katalyzátorům přírodním možno použít daleko méně (až 1:100). Velkou nevýhodou
těchto katalyzátorů je především jejich cena (1 litr stojí řádově desetitisíce korun). Další nevýhodou je rychlá
deaktivace při nepříznivých pracovních podmínkách. Tato deaktivace je možná třemi různými způsoby deaktivace slinováním, deaktivace zauhlíkováním a deaktivace otravou katalytickými jedy:
•
•
•
Blokování aktivních center katalyzátoru v důsledku zauhlíkování - efekt reakcí na povrchu katalyzátoru při
vysokém podílu dehtu v plynu. Snižování rychlosti deaktivace je možné zvyšováním poměru pára/uhlík
v palivu nebo modifikací povrchových reakcí díky přítomnosti jiného kovu [11,12].
Katalytickými jedy (H2S) či látkami blokující porézní systém katalyzátoru (alkalické kovy, SiO2). Důležitým
faktorem pro rychlost deaktivace sírou je teplota – se vzrůstající teplotou roste i tolerantnost katalyzátorů vůči
sirným sloučeninám [13].
Nevratnými změnami systému nosič-katalyzátor (spékání, slinování) - zvětšuje se velikost niklových
krystalků, což má za následek zmenšování plochy povrchu a následně snižování aktivity katalyzátoru.
Odolnost vůči slinování se zvyšuje vhodnou volbou nosiče [14].
Rychlost deaktivace katalyzátorů při použití v reálném plynu ze zplyňování biomasy nelze z literatury vyčíst
protože valná většina experimentálního výzkumu se konala v laboratorních podmínkách s modelovým plynem
složeným z CO, CO2, N2, H2 a CH4. Do takového plynu pak byl přidán benzen či naftalen (jako zástupce složek
/ 15 /
Brno 2008
dehtu) a na jejich úbytku se zkoumala aktivita katalyzátoru a to ovlivněného teplotou nebo (častěji) katalytickými
jedy (nejčastěji přidáním H2S do plynu). V reálném plynu však katalyzátory testovány příliš nebyly.
Jak vyplývá z předchozího, pro provoz katalyzátorů je třeba najít optimální pracovní podmínky a to především
pracovní teplotu tak, aby nedocházelo k zauhlíkování a slinování. Dále je nutno plyn před zavedením do
katalytického lože vyčistit od katalytických jedů, především od sloučenin síry (například požitím dolomitu nebo
zinkových či niklových katalyzátorů) [15].
Podle převahy chemických pochodů na katalyzátoru rozeznáváme dva základní typy katalyzátorů:
•
•
pre-reformingové - poživají se pro tzv. parní reforming při teplotách okolo 400÷500 °C.
reformingové - navržené pro krakování při teplotách nad 700°C.
Jako nosičů se pro katalyzátory používají silikáty, aluminy či alumino-silikáty vyznačující se vysokou porézností
(vysoký měrný povrch). Aktivní složky kytalyzátorů se skládají z oxidů kovů, především oxidů niklu, molibdenu či
kobaltu.
POPIS EXPERIMENTŮ
Veškeré experimenty probíhaly na zařízení BIOFLUID 100 umístěném v těžkých laboratořích Energetického
ústavu FSI VUT v Brně.
Popis zařízení
Od roku 2000 probíhá na Energetickém ústavu FSI VUT v Brně výzkum fluidního zplyňování biomasy a tříděného
komunálního odpadu. Experimenty jsou prováděny na fluidním atmosférickém zplyňovacím reaktoru se
stacionární fluidní vrstvou Biofluid 100 (viz.Obr. 1). Regulace teploty procesu je prováděna změnou poměru
palivo/vzduch, přičemž
rozsah sledovaných teplot je v rozmezí 750÷850 °C. Průměrná
výhřevnost produkovaného plynu se pohybuje mezi 4÷7
MJ/mn3, obsah tuhých částic v intervalu 1,5÷3 g/mn3 a obsah
dehtů od 1 do 5 g/mn3 v závislosti na použitém palivu a
provozních podmínkách. Podrobnější popis zařízení je uveden
v literatuře [16]. Použitelná forma paliva je omezena zejména
rozměry šnekového dopravníku paliva a vlhkostí (optimálně
20÷30 %). U dřevní biomasy se jedná většinou o hobliny nebo
drobnou dřevní štěpku, u bylinné biomasy se využívá buď
drobná řezanka nebo pelety. Pro sekundární čištění plynu byl
za generátor plynu zařazen horký katalytický filtr s dolomitovou
náplní a variabilně i filtr pro kovové katalyzátory.
Filtr s niklovými katalyzátory (NiF) je zařazen za horký
katalytický filtr (HKF), kterého využívá k odstraňování prachu
(náplní HKF je v tom případě drobný štěrk). Dále je před filtrem
s kovovými katalyzátory předřazeno ochranné lože sloužící
k redukci obsahu sloučenin síry v plynu, která může být
příčinou znehodnocení niklových katalyzátorů. Náplní tohoto
filtru jsou oxidy železa. NiF i ochranné lože jsou osazeny
Obr. 1 Experimentální jednotka Biofluid 100
elektrickými tělesy pro nastavení optimálních pracovních
podmínek. Oba filtry jsou osazeny termočlánky v loži i na stěnách (pro řízení elektroohřevu) a snímači tlakové
diference. Celkové schéma je patrné z Obr. 2.
/ 16 /
Brno 2008
Obr. 2 Celkové schéma stendu BIOFLUID 100; 1- zásobník paliva, 2 - generátor, 3 - cyklón, 4 - horký filtr, 5 ochranné lože, 6 - niklový katalyzátor, 7 - hořák, 8 - spalovací motor
Postup měření a metodika odběru
Pro zjišťování provozních podmínek katalyzátorů bylo provedeno několik celodenních pokusů. Před samotnými
experimenty bylo nutno zprovoznit generátor plynu a nahřát filtry pro odstraňování prachu i pro katalyzátory. Po
ustálení provozních podmínek byl katalyzátor aktivizován vodíkem a následně byl přes katalyzátory puštěn plyn a
byly odebírány vzorky podle předem připravené metodiky. Z každého měření byly vypracovány podrobné zprávy,
ve kterých bylo popsáno a zhodnoceno celé měření a navržena různá opatření pro další měření.
Odběry vzorků plynu a dehtu
Měření složení plynu bylo prováděno jednak během celého experimentu on-line sledováním složení plynu na
výstupu ze zařízení (CO, CO2, O2) a zároveň byly odebírány vzorky plynu do plynotěsných skleněných vzorkovnic
a následně odeslány k analýze na plynovém chromatografu (CO, CO2, O2, N2, H2, CH4, C2–C6, H2S). Vzorky byly
odebírány současně před a za filtrem s niklovým katalyzátorem.
Odběr vzorků dehtu se provádí dle metodiky IEA, tzv. "Tar Protocol" [17], jímáním dehtů do roztoku, který je pak
analyzován pomocí plynového chromatografu s hmotnostním spektrometrem. Vzorky jsou také odebírány
současně před a za filtrem. Dále byly sledovány provozní parametry zplyňovacího zařízení a filtračních nádob a
údaje byly zapisovány řídícím počítačem.
/ 17 /
Brno 2008
Obr. 3 Vzorky plynu
Obr. 4 Vzorky dehtu
VÝSLEDKY
Pro každou nastavenou teplotu bylo odebráno několik vzorků plynu a dehtu, aby se zabránilo možným chybám
vzniklým nesprávným odběrem. Výsledky experimentů s cílem zjištění aktivity katalyzátorů jsou patrné z tabulky
(Tab. 1) a grafu na Obr. 5. Z výsledků je patrno, že pro vysokou účinnost konverze dehtu je třeba pracovat na co
nejvyšších teplotách, ale při nastavení podmínek lze vysoké konverze vyšších složek dehtu dosáhnout i při
teplotách pod 400 °C.
Tab. 1 Účinnost odstranění dehtu
°C
množství dehtu
před
za
3
mg/m
mg/m3
358
513
535
563
623
633
4565,45
1334,80
759,30
698,70
376,00
1001,80
teplota
700,30
746,35
260,30
257,95
76,80
147,63
účinnost
%
84,66 %
44,09 %
65,72 %
63,08 %
79,57 %
85,26 %
změna množství složek plynu výstup/vstup
250,00%
200,00%
Qir
H2
CH4
CxHy
CO
CO2
150,00%
100,00%
50,00%
0,00%
350
400
450
500
550
t [°C]
Obr. 5 Graf závislosti změny množství složek plynu na reakční teplotě
/ 18 /
600
650
Brno 2008
Dále byla zkoumána rychlost deaktivace reálným plynem. Jak již bylo napsáno výše, pro tyto pokusy se
v literatuře nedalo najít příliš mnoho podkladů, takže to byl krok do neznáma. Jedním vzorkem katalyzátoru
proteklo během několika měření cca 3500 m3 generovaného plynu. Výsledky jsou shrnuty na Obr. 6. Z grafu je
zjevná rychlost deaktivace. Ta je způsobena především působením sloučeninami síry, které jsou v plynu (i když
v minimálním množství) přítomné, a slinováním, protože teploty v katalytickém loži (550÷600 °C) je pro daný typ
katalyzátoru přeci jenom vyšší, než by měla být. Deaktivace je patrná především z poklesu míry konverze CO a
vodíku a současně z nárůstu metanu a CO2.
změna složení výst/vst [%]
300%
250%
200%
150%
100%
50%
0%
0
500
1000 1500 2000 2500 3000 3500
H2
CO
CO2
CH4
m nožství [m 3]
Obr. 6 Graf závislosti změny složení plynu na množství protečeného plynu; teplota v katalytickém loži
550÷600 °C
ZÁVĚR
Katalytické čištění plynu generovaného zplyňováním biomasy vhodná cesta k umožnění aplikace ve spalovacího
motorech kogeneračních jednotek. Z naměřených výsledků je patrno, že i velice malé množství katalyzátoru
dokáže aktivně štěpit dehty při středních teplotách a rychlost deaktivace (i přes absenci ochranného lože) nebyla
nikterak vysoká.
PODĚKOVÁNÍ
Příspěvek vznikl za podpory Fondu vědy FSI, projekt "Čištění energoplynu niklovými katalyzátory".POUŽITÁ
LITERATURA
[1] KLASS, D.L.: Biomass for Renewable Energy, Fuels, and Chemicals. Academic Press, 1998, London, UK,
651 str., ISBN 0-12-410950-0
[2] KOUTSKÝ, B. a kol.: Zdroje a využití paliv. Skripta VŠCHT, Praha, 1996
[3] SKOBLJA, S. a kol.: Výroba energie z biomasy a odpadu. Sborník příspěvků ze semináře „Energie
z biomasy“, str. 89 – 98. VUT v Brně, 2003, ISBN 80-214-2543-1
[4] REZAIYAN, J., CHEREMISINOFF, N. P.: Gassification Technologies: A Primer for Engineers
and Scientists. CRC Press, Boca Raton, USA, ISBN 0-8247-2247-7
[5] MILES, T.: Gasification Systems and Suppliers, Repp.org [online]. 2001-10 cit. 2009-01-12].
Dostupné z WWW: http://www.repp.org/discussiongroups/resources/gasification/suppliers.html
[6] KWANT, K. W., KNOEF, H.: Status of Gasification in countries participating in the IEA and
GasNet aktivity August 2004. IEA [online]. 2004-07cit. 2009-01-12 Dostupné z WWW:
http://energytech.at/pdf/status_of_gasification_08_2004.pdf
[7] NEEFT, J.P.A. et al.: Behavior of Tars in Biomass Gasification. 1999, Aviable from MHP Management
Services, Netherlands
/ 19 /
Brno 2008
[8] GARCIA, L. et al.: Catalytic Steam Reforming of Bio-oils for the Production of Hydrogrn: Efect of Catalyst
Composition. Applied Catalysis A: General 201 (2000), 225-239.
[9] MARŠÁK, J., SKOBLJA, S.: Uplatnění katalyzátorů při odstraňování dehtu ze zplyňování biomasy. Chemické
listy 96/2002, str. 813-820, Praha, ISSN 0009-2770
[10] ROSTRUP-NIELSEN, J. R.: Catalytic Steam Reforming. Catalysis – Science and Technology, SpringerVerlag, Berlin,1984, ISBN 3-540-12665-1
[11] TRIMM, D. L.: Coke Formation and Minimization During Steam Reforming Reactions. Catalysis Today 37
(1997) 233÷238, Elsevier
[12] ROSTRUP-NIELSEN, J. R.: Industrial Relevance of Coking. Catalysis Today 37 (1997) 225÷232, Elsevier
[13] ZHANG, Y. et al.: Improvement of Sulphur Resistance of a Nickel-modified Catalytic Filter for Tar Removal
from Biomass Gasification Gas. Journal of Chemical Technology & Biotechnology, 78, 265-268, 2003. ISSN
1097-4660, Online ISSN: 0268-2575
[14] BENGAARD, H. S. at al: Steam Reforming and Graphite Formation on Ni Catalyst. Journal of Catalysis 209
(2002) p. 209
[15] SOLICH, M. aj.: Možnosti vysokoteplotního odstraňování sulfanu při zplyňování biomasy a alternativních
paliv. Sborník příspěvků ze semináře „Energie z biomasy III“, Brno, 2004, ISBN 80-214-2805-8
[16] OCHRANA L., DVOŘÁK P., NGUYEN VAN TUYEN: Zplyňování biomasy a tuhých odpadů v atmosférické
fluidní vrstvě. Energetika 4/2002, str. 102 – 106, ISSN 0375-8842
[17] VAN PAASEN, S.V.B et al.: Guideline for Sampling and Analysis of Tar and Particles in Biomass
/ 20 /
Brno 2008
EXPERIMENTÁLNE DELENIE DREVNÉHO MATERIÁLU NA DVOJROTOROVOM
DEZINTEGRAČNOM ZARIADENÍ
Juraj Beniak
Je veľmi dôležité dôkladne preskúmať proces dezintegrácie rôznych materiálov, pretože tento proces je veľmi
zložitý a doposiaľ neexistuje na Slovensku výrobca ktorý by navrhoval dezintegračné zariadenia po
predchádzajúcich prepočtoch silových pomerov na zariadení. Všetky tieto zariadenia sú vyrábané formou pokus omyl, keď sa vyrobí dezintegračné zariadenie a následne sa odskúša na vzorke materiálu pre dezintegráciu
ktorého je určené. Často sa však stáva, že zariadenie nepracuje tak ako by malo a vo väčšine prípadov sa
z prevádzky vracia späť s poruchou.
Klíčová slova: dezintegrácia, drvenie, dezintegračná sila
ÚVOD
Minimalizácia respektíve delenie materiálu patrí k dôležitým technologickým procesom vo viacerých
priemyselných odvetviach [1]. Uvedené procesy majú veľký význam pri ťažbe, úprave a spracovaní nerastných
surovín, pri výrobe cementa, pri výrobe stavebných a keramických materiálov a v niektorých ďalších
priemyselných odvetviach [2]. Technológia dezintegrácie materiálov je veľmi frekventovaná v primárnej výrobe aj
vo sfére spotreby pri úprave odpadov. Nevyužiteľný odpad sa vyváža na skládky. To je v súčasnosti často
ekonomicky najefektívnejší spôsob zneškodňovania odpadu. Pri vhodnej úprave pritom môžeme odpad
materiálovo aj energeticky zhodnotiť.
Dezintegrácia má dva základné ciele, zmenšenie objemu frakcie spracovaného materiálu a jeho homogenizáciu.
[3].
MERANIE ZAŤAŽENIA KLINOV MERACIEHO STENDU DEZINTEGRAČNÉHO ZARIADENIAVOD
Meranie robíme na základe návrhu experimentu. Rovnako ako pri kalibrácii meriame napätie, ktoré vzniká
vplyvom deformácie na piezokeramickom snímači, pričom meníme rôzne faktory na základe pripraveného
experimentu. Z časových a finančných dôvodov som zvolil experiment 24 pre 4 faktory a 2 úrovne každého
faktora, ktorý na základe ďalšej analýzy bol pre dané účely postačujúci. Meníme uhol čela γ, uhol chrbta α,
frekvenciu otáčania hriadeľa n a veľkosť plošného obsahu S prierezu dezintegrovanej vzorky materiálu
(smrekové rezivo). Pre faktory γ a α a pre ich kombinácie uvedené v návrhu experimentu boli vyrobené 4 kliny
[4].
Postup merania:
Na meracom stende nastavíme podľa čísla experimentu a kombinácie uhla γ a α príslušný klin, za pomoci
frekvenčného meniča nastavíme potrebnú frekvenciu otáčania a ako vzorku na spracovanie zvolíme jednu
z dvoch pripravených (obr. 1) (obr. 2).
Obr. 7 Vzorky materiálu na meranie (prierez 12×12mm)
Ing. Juraj Beniak, Strojnícka fakulta STU v Bratislave, Nám. Slobody 17, 812 31 Bratislava; [email protected]
/ 21 /
Brno 2008
Obr. 8 Vzorka materiálu na meranie (prierez 12×30mm)
Pre navrhnutý experiment namontujeme na merací stend potrebný dezintegračný klin (zo zvoleným uhlom čela
a chrbta, na základe experimentu). Za pomoci frekvenčného meniča nastavíme príslušnú frekvenciu otáčania
(tiež pre konkrétny experiment). Frekvenciu otáčania hriadeľa meriame pomocou bezkontaktného otáčkomera
TESTO 465. Vzorku vyberieme na základe pripraveného plánu experimentu (obr. 1, obr. 2). Ak máme základné
parametre nastavené, zapneme meraciu kartu a nadviažeme spojenie medzi meracou kartou a počítačom.
Potom spustíme v programe SynCom DataAcquisition zber údajov zo snímača. Postupne vkladáme drevné
vzorky do dezintegračného zariadenia (obr. 3). Na meracom stende je pri meraní namontovaný iba jeden klin na
prvom hriadeli s priamym pohonom cez spojku od prevodovky. Klin sa nachádza na strednom kotúči (obr. 3).
Obr. 9 Umiestnenie vzorky dezintegrovaného materiálu pri meraní a umiestnenie meracieho klina na strednom
kotúči meracieho stendu
Tieto nastavenia sú vykonané kvôli tomu, aby sa ostatné kliny nepodieľali na dezintegrácii vzorky, a aby sa
vzorka nespracúvala klinmi, ktoré nemerajú zaťaženie. Pre každý experiment sme použili 10 vzoriek. Tým
získame 10 údajov o zaťažení klinov pri porušení vzorky. Namerané údaje sa vyexportujú z programu SynCom
DataAcquisition ako textový súbor (napr. k4_2_25.txt). Ďalej tieto údaje spracujeme v programe MATLAB 6.5, do
ktorého importujeme spomínaný textový súbor a vykreslíme priebeh nameraných údajov. Na obr. 4 môžeme
vidieť náhľad na priebeh zaťaženia pri dezintegrácii drevných vzoriek.
Tak ako pri kalibrácii, odčítavane spodnú úroveň, pred zaťažením, a hornú úroveň, kde je maximálne napätie
(obr. 5). Rozdiel maximálnej a minimálnej hodnoty napätia je veľkosť napätia, ktoré je adekvátne zaťaženiu
a deformácii klina dezintegračného zariadenia. Túto hodnotu napätia za pomoci transformačnej funkcie
príslušného klina prepočítame na hodnotu krútiaceho momentu, ktorý bol potrebný na porušenie danej vzorky
materiálu. Na zjednodušenie procesu spracovania nameraných údajov, som vyhotovil výpočtové makrá a tabuľky
v programe MS Excel. Výpočet celkového napätia a prevod napätia na krútiaci moment cez transformačnú
funkciu získanú pomocou kalibrácie, sa deje automaticky, aby sme každú hodnotu nemuseli počítať ručne
a urýchlili zdĺhavý proces odčítavania hodnôt. Do tabuľky nameraných údajov pre vyhodnotenie experimentu
zapisujeme už iba konečné vypočítané hodnoty krútiaceho momentu, ktoré nám dávajú lepší obraz o zaťažení,
ako hodnoty napätí.
/ 22 /
Brno 2008
Ue (V)
t (s-1)
Obr. 10 Ukážka priebehu zaťaženia získaného zo snímača na kline, Priebeh meraného napätia Ue (V) na časovej
osi t (s)
Rovnaký postup merania uplatníme na všetky ostatné experimenty. Pri výmene klinov nesmieme zabudnúť
vypnúť komunikáciu medzi meracou kartou a programom SynCom DataAcquisition v tomto poradí, a tiež je nutné
na chvíľu prepojiť konektory snímačov, aby sme odstránili elektrický náboj, ktorý zostal v meracom systéme. Po
výmene klina môžeme opätovne opakovať celý postup merania.
Ue (V)
Celkové napätie U [V]
Maximálne napätie
Minimálne napätie
t (s-1)
Obr. 11 Priebeh napätia pri zaťažení klina dezintegráciou jednej vzorky materiálu
/ 23 /
Brno 2008
Tab. 2 Ukážka tabuľky nameraných hodnôt pri prevode napätia na krútiaci moment
Klin 4
Uemin (V)
Min
0.059
0.0045
0.0453
0.1138
0.1793
0.2255
0.3405
0.362
0.3345
0.2957
č.m.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Snímač 2
Uemax (V)
Max
0.4398
0.6805
0.6149
0.336
0.2682
0.2594
0.5878
0.1785
0.1959
0.1135
Ue (V)
Max-Min
0.3808
0.676
0.6602
0.4498
0.4475
0.4849
0.9283
0.5405
0.5304
0.4092
Mk (Nm)
Mk
235.7
331.9
327.5
261.4
260.6
273.6
397.8
291.9
288.7
246.6
PRÍNOS VYKONANÝCH A VYHODNOTENÝCH EXPERIMENTOV
Výskum a vývoj nových druhov strojov je bytostne spätý so získavaním poznatkov o jednotlivých konštrukčných
uzloch a častiach strojov. Na základe získaných poznatkov a skúseností môžeme optimalizovať konštrukciu
zariadenia a minimalizovať jeho príkon pri optimálnom výkone [4]. Zvláštnosťou drviaceho stroja je vysoká
rôznorodosť procesu dezintegrácie a spracovávaných druhov surovín. Technológia dezintegrácie je stochastická
s ohľadom na princíp dezintegrácie a s ohľadom na druh spracovanej suroviny. To je hlavný dôvod, prečo je
doposiaľ tak málo vedecky zvládnutá a pri návrhu nového stroja sa vychádza najmä zo získaných skúseností, čo
značne predlžuje samotný návrh a výrobu nového typu zariadenia. K tomu, aby sme mohli opísať tento proces,
musí byť podložený množstvom meraní na zariadení, ktoré je na to uspôsobené.
Hlavným výsledkom zrealizovaných experimentov je návrh zjednodušeného matematického modelu opisujúceho
proces dezintegrácie dreva klinom na dvojrotorovom pomalobežnom drviči. V rámci celého projektu
zaoberajúceho sa dvojrotorovými pomalobežnými drvičmi, bola vykonaná analýza existujúcich matematických
modelov. Výsledky analýzy ukázali, že vhodným základom pre matematický model opisujúci proces dezintegrácie
je vzťah (1), ako súčin pevnosti materiálu v strihu a plošného obsahu prierezu materiálu. Dôležitým prínosom je
tiež zadefinovanie skutočného plošného obsahu Sm, ktorý musí dezintegračný klin prekonať v procese
dezintegrácie. Zvolený matematický model bol analyzovaný s určením vplyvu jednotlivých parametrov na veľkosť
dezintegračnej sily. Teoretickou analýzou sme zistili že najväčší význam má vplyv osovej vzdialenosti rotorov
dezintegračného zariadenia, priemer dezintegračného kotúča s klinom, výška a šírka samotného klina. Ďalším
riešením práce sme zistili významnosť vplyvu rozmerov dezintegrovaného materiálu a geometrie
dezintegračného klina. Bol navrhnutý experimentálny stend na meranie vplyvu základných parametrov
ovplyvňujúcich proces dezintegrácie. Stend bol navrhnutý tak, aby umožňoval priame aj nepriame meranie
analyzovanej veličiny. Na meracom stende je možné priamo z merania na kline zistiť hodnotu dezintegračnej sily
potrebnej na dezintegráciu materiálu, alebo nepriamo prepočtom krútiaceho momentu, ktorý je možné merať na
spojke medzi pohonom a meracím stendom. Bola navrhnutá metodika merania a plán experimentu. Pre meranie
krútiaceho momentu pri zmene štyroch vybraných faktorov sme použili úplný plán experimentu. Na zistenie
významnosti týchto faktorov sme použili metódu analýzy priemerov (ANOM) a metódu analýzy rozptylu.
Experimentálne skúšky potvrdili pracovnú hypotézu, že veľkosť dezintegračnej sily ovplyvňuje aj uhol čela.
Cieľom experimentu bolo verifikovať túto pracovnú hypotézu. Bol meraný vplyv zmeny veľkosti uhla čela γ na
hodnotu krútiaceho momentu, potrebného na dezintegráciu vzorky materiálu. Na základe výsledkov merania bol
modifikovaný základný tvar matematického modelu opisujúceho proces dezintegrácie na vzťah
M k = τ ⋅ R ⋅ S m ⋅ (1 − tan γ )
[Nm]
(1)
FD1 = τ Sm (1 – tan γ)
[N]
(2)
/ 24 /
Brno 2008
ZÁVER
Modifikovaný výpočtový vzťah bude slúžiť ako pomôcka konštruktérov pre zistenie silových pomerov na
navrhovanom zariadení, čo by malo uľahčiť a urýchliť tento proces, pri dimenzovanie dezintegračných zariadení
pre konkrétne podmienky na základe požiadaviek zákazníka. Týmto spôsobom sme vylúčili nutnosť testovania
každého zariadenia pre konkrétne podmienky a v prípade nevhodnosti aj výroba nového zariadenia. Uvádzané
vzťahy (1), (2) pravdepodobne nebudú konečnou verziou. Bude nutné vykonať ďalšie experimenty, ktoré potvrdia
alebo vyvrátia nutnosť pridania ďalších faktorov do týchto vzťahov, alebo kvôli spresneniu vzťahov.
[1] BENIAK, J. Conception of modular construction of crushing machine. In 6th Conference on Environment
and Mineral Processing, Part II, 27.6. – 29.6. 2002 VŠB-TU Ostrava, s. 729-732, ISBN 80-248-0072-1
[2] DITNER, O. Drcení a mletí nerostných surovin, SNTL, Praha 1984, s. 241
[3] 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
[4] Beniak, J. Optimalizácia konštrukcie dezintegračného stroja, Dizertačná práca, Katedra výrobnej techniky,
SjF STU Bratislava, 2007
/ 25 /
Brno 2008
/ 26 /
Brno 2008
RENESANCE ZPLYŇOVACÍCH GENERÁTORŮ TYPU IMBERT V ČESKÉ
Zdeněk Beňo, Sergej Skoblja, Petr Buryan, Jiří Malecha
Vysoká cena energií v dnešní době klade požadavky na efektivnější využití dostupných surovin. Pro podniky kde
vzniká relativně velké množství odpadní biomasy, je pro výrobu elektrické energie vhodná kombinace
zplyňovacího generátoru a spalovacího motoru. V podmínkách České republiky jsou relativně rozšířené
souproudé generátory typu Imbert, které se dobře uplatňují u kogeneračních jednotek do výkonu 300 kWe.
V tomto příspěvku jsou prezentovány výsledky měření na dvou jednotkách provozovaných v České republice.
Na základě údajů o složení a vlastnostech plynu a obsahu dehtu je možné přibližně odvodit jevy, které probíhají
uvnitř reaktoru, eventuelně lze odhalit i možné provozní problémy.
Klíčová slova: zplyňování biomasy, generátor typu Imbert, obsah dehtu, složeni plynu, čištění plynu.
Proces zplyňování byl objeven na konci 18 století v Anglii a Francii a jeho praktická aplikace byla zaznamenána
až v druhé polovině 19. století. Plyn vzniklý zplyňováním/karbonizaci černého uhlí následně sloužil k osvětlování
měst. Během dvacátých let 20. století Jacques Imbert přišel s vlastní koncepcí souproudého zplyňovacího
generátoru. Během druhé světové války z důvodu nedostatku fosilních paliv došlo k masivnímu rozšíření
automobilů, jejichž motory byly poháněny plynem vzniklým zplyňováním dřeva v generátorech typu Imbert. Podle
odhadů jich tehdy v Evropě jezdilo kolem 700 000. Následující desetiletí zájem o zplyňovací technologie upadal s
výjimkou let, kdy vlivem politické nestability docházelo k omezení produkce ropy a zemního plynu. Nyní se
vzhledem ke zvýšenému zajmu o místní obnovitelné zdroje energie problematika zplyňování biomasy dostává
opět do popředí. Díky bohatým historickým zkušenostem je pozornost hlavně věnována souproudému generátoru
typu Imbert.
Charakteristika generátoru Imbert
Palivo do generátoru Imbert je přiváděno diskontinuálně poklopem v horní časti generátoru (Obr. 6, A). Teplo
odcházejícího plynu částečně přestupuje stěnou a slouží k vysušení původního paliva a poté k jeho pyrolýze
spojené s uvolněním prchavé hořlaviny (Obr. 6, A). Produkty pyrolýzy následně procházejí žárovým pásmem
resp. oxidační zónou, kde se uvolněná prchavá hořlavina působením vysokých teplot parciálně oxiduje. Dále
následuje redukční zóna s uhlíkatým nedopalem s teplotou od 850 do 750 °C, kde probíhají heterogenní
zplyňovací rekce s vodní parou a oxidem uhličitým a mimo jiné dochází k dalšímu termickému štěpení dehtu.
Autoregulační mechanismus zajišťuje stálou přítomnost potřebné vrstvy dřevěného uhlí pod tryskami
přivádějícími zplyňovací vzduch. Z konstrukčního hlediska je generátor Imbert charakterizován typickým zúžením
žárového prostoru pod místem přívodu zplyňovacího média, tzv. „hrdlem“ (Obr. 6, B,C). Jeho tvar, velikost a
umístění přívodních trysek na zplyňovací vzduch je klíčovou záležitosti v konstrukci celého generátoru. Pro
správnou funkci generátoru má teplota v žárovém oxidačním pásmu dosahovat vysokých hodnot (>1200°C).
Spolehlivý provoz generátoru je také podmíněn homogenním koncentračním a teplotním profilem a optimální
rychlostí plynu v prostoru hrdla. Kromě výhod, jako jsou konstrukční jednoduchost a nízký obsah dehtů v plynu při
ustáleném chodu má uvedený typ generátoru i svoje nevýhody. Z konstrukčního hlediska není možné příliš
zvětšovat rozměry tohoto generátoru, protože vzhledem ke způsobu přivádění zplyňovacího média hrozí při
velkém průměru „hrdla“ vznik nehomogenních teplotních a koncentračních profilů, způsobujících tvorbu
studených zón v žárovém pásmu a zvyšujících ve finále obsah dehtů v produkovaném plynu. Jako spolehlivá
maximální hodnota výkonu generátoru se uvádí hodnota okolo 1 MWt. Dále je tento typ reaktorů velice citlivý na
tvar a formu paliva. Ideální je pro něj tvrdé dřevo uniformních rozměrů, třeba ve formě kostek o určité velikosti. Při
použití paliva nevhodných rozměrů vzniká hrozba klenbování, popřípadě vznik zkratových kanálů. Tvorba klenby
v prostoru nad hrdlem vede k lokálnímu přehřátí a hrozí propálení prostoru okolo trysek. Náhodná tvorba a
propad klenby způsobuje fluktuace ve složení plynu a zvyšuje obsah dehtu. Rovněž vyšší vlhkost paliva
nepříznivě ovlivňuje provozní vlastnosti generátoru. Odpaření a ohřátí vodní páry vyžaduje vyšší množství tepla,
které se získá spálením většího podílu paliva, což má za následek zvýšení zplyňovacího poměru a ochuzení
plynu. Zároveň v žárovém pásmu dochází ke snížení teploty vedoucí ke snížení účinnosti štěpení dehtů.
Doporučená horní hranice vlhkosti paliva je cca 20 % hm.
Zdenek Beňo, VŠCHT Praha, Technická 5, Praha 6, 166 28, e-mail: [email protected], [email protected], [email protected]
/ 27 /
Brno 2008
Snaha o zvýšení výkonu generátoru Imbert vedla ke konstrukcím různých typů hrdel (Obr. 6,C). Vývoj v této
oblasti vedl v 90. letech 20. století k vynálezu tzv. otevřeného neboli vrstevnatého souproudého generátoru.
V důsledku absence klasického „hrdla“ se povedlo rozšířit jeho provozně-operační vlastností z hlediska zvýšení
maximálního výkonu a snížení požadavků na velikost a kvalitu paliva. (Obr. 6,D) [1].
A) Imbert s obtokem
prostoru s palivem
B) hrdlo generátoru Imbert, bez
obtoku prostoru s palivem
C) typy hrdel
D) vrstevnatý souproudý
generátor
Obr. 6. Souproudé generátory a jejich modifikace [1,3]
Kogenerační jednotky v ČR
Po změně legislativy v oblasti využivání obnovitelných zdrojů energie a aktivní podpoře její výroby z biomasy
formou garantovaných výkupních cen a zavedení systému „zelených bonusů“ vznikly v ČR podmínky pro
komerční provoz kogeneračních jednotek produkujících elektrickou energii z biomasy. Vzhledem k historickým
zkušenostem a všeobecně známým „výhodám“ generátoru Imbert je většina kogeneračních zařízení
provozovaných v ČR postavena na jeho základě, a to v původním nebo určitým způsobem modifikovaném
designu. V Tab. 6 je uveden stručný přehled vybraných kogeneračních zařízení. Oproti historickým zařízením je
zde pozorován i určitý technický pokrok, který se hlavně dotkl měření, regulace, sledování chodu celého zařízení,
řízení chodu spalovacího motoru a fázování elektrických generátorů k síti. Většina uvedených zařízení má
instalováno automatické dávkovaní paliva eliminující těžkou ruční práci a umožňující dle potřeby i 24 hodinový
provoz. Bohužel ne všechny kogenerační jednotky byly schopny tuto skutečnost plně využít, protože
provozovatelé se setkávají s rozličnými technologickými obtížemi a poruchami. Vzhledem k nedostatku místa
jsou zde podrobněji popsány jen dvě odlišné modifikace generátorů Imbert instalované v jednotkách schopných
komerčního provozu.
Nejlépe technický vybaveným a velice dobře zpracovaným je projekt kogenerační jednotky firmy DSK
(Újezdeček-Dukla) postavený na základě kovového hranatého generátoru bez vnitřní vyzdívky (Obr. 7,A,B). Přes
poměrně malou velikost je generátor navržen na relativně vysoký výkon 300 kWe (500 kWt).1 Energoplyn
z generátoru o vysoké teplotě (400 – 500 °C) vstupuje nejdříve do horkého cyklónu (2), ve kterém dojde
k odloučení větších prachových částic a také k ochlazení plynu na 170 – 190 °C. Následně se plyn chladí ve
dvou chladičích trubkové konstrukce s dvojitým pláštěm zapojenými do série (3,5) a poté vstupuje do vodní
pračky s protiproudým uspořádáním (4). Za pračkou je umístěn chladič shodné konstrukce a z něj plyn směřuje
dále do odstředivky, kde by mělo dojít k odstranění zbytků pevných částic a kondenzátu. Za odstředivkou je
1 Jednotka byla navřena na současný provoz dvou motoru o výkonu 150kWe každý, během experimentu byla jednotka
provozována s jedním motorem při zatížení cca 100kWe.
/ 28 /
Brno 2008
zapojen jemný filtr pro odstranění nejjemnějších mechanických nečistot z plynu. Pro zajištěni dostatečného
podtlaku plynu v generátoru a přetlaku plynu před motorem je nainstalován spalinový ventilátor.
Tab. 6. Přehled některých kogeneračních jednotek v ČR
Provozovatel
Planá nad Lužnicí
DSK, Újezdeček-Dukla
Kopřivná (Hanušovice)
BOSS, Louka
Klobouky u Brna
TARPO,Rakovník
Výkon kWe
100
2x1501
70-100
100
30
2x100
Způsob čištění plynu
Mokré čištění
Mokré čištění
Mokré čištění
Mokré čištění
Prací olej
Prací olej
Druh paliva
kusové dřevo
kusové dřevo,dřevotříska
kusové dřevo
kusové dřevo
dřevo, pelety
kusové dřevo
Srdcem kogeneračních jednotek BOSS umístěných v Kopřivné (Hanušovice) a Louce je generátor typu Imbert
(Obr. 2,A), obsahující dvě úrovně přívodu zplyňovacího vzduchu, keramickou vyzdívku vnitřních prostor, a
prodlouženou dolní a horní část generátoru. Zařízení v Kopřivné má menší generátor (max. 100kWe)
a zjednodušenou čisticí trať obsahující horký cyklon a chlazení přímým nástřikem prací vody do horkého
plynu (400-450 °C). Zařízení slouží jako prototyp pro výstavbu výkonnější jednotky v Louce, kde je plyn
z generátoru (Obr. 2,A) odváděn přímo do horkého multicyklonu (8) a následně do technologické linky kde jsou
umístěna práci a chladicí zařízení. Teplota plynu na výstupu z generátoru se pohybuje okolo 250-300°C, za
horkým cyklonem klesá pod 200°C. Vyčištěný plyn z vodní pračky je veden na spalovací motor. Za povšimnutí
také stojí odlišný způsob dávkování paliva do generátoru pomocí pojízdného kontejneru plněného pásovým
podavačem ze zásobníku (Obr. 2,C). Zásyp paliva do generátoru probíhá při otevřené uzavírací klapce (Obr.
2,B), kdy se obsah kontejneru vysype přímo do horní časti generátoru.
A) Generátor
B) Celé zařízení
1 -zplyňovací generátor, 2 -hrubý odlučovač prachových častic (horký cyklon),
3 – první chladič plynu, 4 –vodní pračka plynu, 5 – druhý chladič plynu, 6 – odlučovač
kapek, 7 - jemný filtr na odstraňování prachových částic z prací vody
a -přívodní trysky na vzduch, b -pasový palivový dopravník, c - zařízení pro kontrolu
hladiny paliva v generátoru, d – zařízení pro automatické roštování
Obr. 7. Kogenerační jednotka DSK [5]
Pro bezproblémový provoz souproudých generátoru se hlavně osvědčila kusová paliva o určité definované
velikosti. Přehled fyzikálně-chemických vlastnosti vybraných paliv použitých při zplyňovaní je uveden v Tab. 7. Za
povšimnutí stoji experimenty provedené s dřevotřískovými odřezky s vyšším obsahem dusíku, který pochází
z pojidel na bázi močoviny. Při jejich zplyňování v DSK generátoru nebyly zaznamenaný žádné technologické
problémy a generátor pracoval stabilně. Vysoký obsah amoniaku v plynu (do 1% obj.) způsobený částečnou
/ 29 /
Brno 2008
transformací přítomného dusíku se před jeho dalším spalováním v motoru snižoval prostřednictvím vodní pračky.
Pro provoz generátoru BOSS byly použity dřevěné odřezky z provozu místní pily.
A) generátor
B) otevřená horní klapka během plněni paliva
1- generátor, 2- klapka generátoru, 3- násypka,
4-mechanizmus otáčení klapky
C) pojízdný kontejner pro palivo
1- tělo generátoru, 2- pojízdný kontejner pro
dopravu paliva do násypky
1- tělo generátoru, 2- trysky pro přívod vzduchu, 3- násypka s klakou pro dávkovaní paliva 4- „horké“ potrubí pro odvod
plynu do technologické čistící tratí, 5- potrubí pro spuštění generátoru, 6- startovací ventilátor, 7- vodní uzávěr, 8- horký
multicyklon, 9- zásobník s palivem, 10- pojízdný kontejner pro dopravu paliva do násypky generátoru
Obr. 8: Kogenerační jednotky BOSS v Louce [7]
Tab. 7. Složení paliv použitých pro zplyňování v různých souproudých generátorech [5-7]
Zařízení
Palivo:
Dřevotřískové desky
18-20x5-15x4-5 cm
Řezané krajinky
18-20x2-10x2-4 cm
Dřevné odřezky
10-15x3-5x1,5-2,5 cm
Vlhkost Wa [% hm]
Prchavá hořlavina Vd [% hm]
Fixní uhlík Cdfix [% hm]
Popel Ad [% hm]
Cd [% hm]
Hd [% hm]
Od [% hm]
Nd [% hm]
Spalné teplo Qds [MJ/kg]
DSK, Újezdeček-Dukla
Dřevotřískové desky
BOSS, Kopřivná
Řezané krajinky
BOSS, Louka
Dřevné odřezky
7,0
71,65
27,11
1,24
47,04
6,72
41,34
3,63
19,67
12,4
79,4
20,3
0,27
19,24
16-36
82,53
16,68
0,81
48,35
5,98
44,73
0,12
19,29
/ 30 /
Brno 2008
Při použití většího podílu jemnějších materiálů narůstá nebezpečí tvorby neprůchozí klenby. Při tom se zvyšuje
tlaková ztráta a v nejhorším případě muže nastat přechod generátoru do čistě spalovacího režimu, vedoucí k jeho
poškození. Náhodný vznik a porušení klenby uvnitř generátoru muže byt pozorován i u kusového paliva
nevhodné formy nebo vlhkosti. Na Obr. 9 je uveden kontinuální záznam obsahu CO, CO2, CH4 v plynu z
generátoru BOSS v Louce vznikajícího při zplyňování dřevných odřezků. Ve složení CO a CO2 jsou
pozorovatelné krátkodobé fluktuace okolo průměrné hodnoty, které charakterizuji běžný ustálený provoz. Maxima
v obsahu methanu v plynu souvisí m.j. s proudem vzduchu přes horní vstup generátoru při dávkování paliva.
Vzájemné provázané pozvolné změny ve složení CO a CO2 probíhající v horizontu 5 až 20 min. jsou způsobeny
spontánní tvorbou nebo propadem klenby v generátoru.
2.10. 2008
kon. CO2
kon. CO
mys CO2
mys CO
prum CO
CH4-Infralyt
CH4
CH4
prum CO2
18
CO
16
Obsah CH4, CO a CO2, %Obj.
14
12
10
CO2
8
dehet 1G
6
dehet 2G
dehet 2M
dehet 1M
4
CH4
2
0
9:00
9:30
10:00 10:30 11:00 11:30 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
čas
Obr. 9. Kontinuální záznam obsahu CH4, CO, CO2 v plynu za generátorem BOSS v Louce [7]
Tab. 8. Srovnání složení plynu z různých generátorů v ČR [3]
Lokalizace generátoru (zdroj)
Louka [7]
Kopřivná Hanušovice [6]
Újezdeček-Dukla [5]
Planá n. Lužnicí
Skoblia*
Wang. Kinoshita **
García-Bacaicoa **
CO
16,7-19,8
12,2-19,3
15,5-21,7
17,7-20,1
24,0-28,0
17,9-21,1
13,0-24,1
Obsah v plynu, % obj.
CO2
H2
CH4
12,1-14,6 19,0-21,0 1,1-1,7
12,0-16,9 13,2-17,7 0,5-2,7
10,4-14,4 13,1-15,9 1,0-2,8
11,9-13,3 12,8-15,1 0,6-1,7
7,8-10,0
13,9-16,5 1,7-2,0
9,6-11,3
10,8-12,3 2,5-4,8
10,0-16,1 15,1-19,2 0,6-1,9
N2
45-47
50-57
48-55
52-54
46-49
52-54
48-56
Qs***
MJ.m-3
5,3-5,6
4,0-5,3
4,3-6,0
4,5-5,0
5,6-5,7
4,8-5,3
3,9-5,4
* - souproudý generátor otevřeného typu s předehřevem vzduchu (300°C), teplota plynu na výstupu 600°C
** - generátor typu Imbert
*** - hodnota je vypočítaná pro komplexní složeni plynu zahrnující i minoritní složky [3]
Rozmezí koncentračních rozsahů hlavních složek plynu produkovaného vybranými souproudými generátory a
údaji z literatury jsou uvedeny v Tab. 8. Při jejich srovnání je nutno si uvědomit, že se jedná o data z různě
konstrukčně upravených a provozně zatížených generátorů pracujících za odlišných podmínek (druh a vlhkost
paliva, výkon generátoru). Proto je jejich exaktní srovnaní obtížné. Autoregulační mechanismus v kombinaci
s celkovou energetickou bilanci jsou hlavními faktory ovlivňujícími ustálení dynamického stacionárního stavu,
charakterizovaného určitým složením plynu. Obsah dusíku v plynu je úměrný zplyňovacímu poměru. S rostoucím
zplyňovacím poměrem (obsahem dusíku) výhřevnost plynu klesá. Proto generátory produkující plyn s nižším
obsahem dusíku jsou zpravidla účinnější (Viz. Louka, Tab. 8.). Účinnost generátoru také ovlivňuje i vlhkost paliva,
protože s rostoucím obsahem vlhkosti stoupá množství tepla potřebného pro její odpaření, což vede ke zvyšovaní
zplyňovacího poměru. Vyšší obsah vlhkosti v palivu zároveň vede ke zvýšení obsahu vodíku v plynu [3,6] a
může také způsobovat nárůst obsahu dehtu v plynu v důsledku snížení teploty v žárovém pásmu. Kombinace
/ 31 /
Brno 2008
uvedených faktů způsobuje existenci určitého optimálního rozmezí vlhkosti kdy je jak složení plynu, tak i celková
účinnost přijatelná. Tato hodnota je zpravidla menší než 20 %hm. a závisí na velikosti a konstrukcí generátoru.
Dalšími důležitými faktory ovlivňujícími účinnost transformace je výstupní teplota plynu z generátoru a podíl
tepelných ztrát úměrný teplotě pláště. Jak vyplývá z Tab. 8. (Skoblia) teplo přidané ve formě horkého
zplyňovacího vzduchu snižuje zplyňovací poměr a zlepšuje účinnost konverze. Vysoká výstupní teplota plynu
(až 500°C) a ztráty způsobené rozžhaveným kovovým povrchem generátoru DSK jsou pravděpodobně hlavním
důvodem vyššího podílu dusíku v plynu a jeho nižší výhřevnosti.
Tab. 9. Obsah nečistot v plynu z vybraných kogeneračních jednotek před a po jeho čištění [5,7]
Místo odběru
G
Kyslík v plynu [%obj.]
0
BTX suma
kyslíkaté
dusíkaté
inden+indan
naftalen
acenaftylen
Dehet****
Prach*****
2969
538
8
94
281
103
1603
1972
DSK, Újezdeček-Dukla*
BOSS, Louka
**
M
G
M
G
M**
G***
5,7
0
4,7
0
2,6
0
-3
Obsah v plynu [mg.m ]
3058
1793
1747
1695
1847
2099
147
86
37
1
0
4
15
0
1
0
0
0
95
29
32
2
2
10
258
123
113
73
39
120
67
42
26
7
1
21
769
372
250
97
45
200
194
2577
84
490
96
333
M***
2,6
1745
2
0
11
107
3
129
133
M – odběr vzorku před motorem, koncentrace jednotlivých látek jsou korigovaný na plyn s nulovým obsahem kyslíku
G - odběr vzorku přímo za generátorem.
BTX suma – do této kategorie jsou zahrnuty ostatní látky ze skupiny BTX a alkylbenzenů
* - vlhkost dřevotřískové desek je 7,0%
** - vlhkost dřevných odřezků 16,2%
**** - do sumy jsou veškeré kondenzující uhlovodíky s normálním bodem varu
***** - v důsledku použité metody uvedená hodnota je orientační a nižší než skutečná
*** - vlhkost dřevných odřezků 24,4%
Jedním z důvodů použiti generátorů Imbert v malých kogeneračních jednotkách je bezesporu nízký obsah dehtu
v produkovaném plynu, který se dle údajů z literatury pohybuje v rozmezí 0,1 až 3 g.m-3, přičemž hodnoty
akceptovatelné pro bezproblémový chod spalovacího motoru se uvádějí v rozmezí 0,05 až 0,005 g.m-3.2 Kvalita
plynu není zpravidla vyhovující pro jeho další přímé spalování. Plyn je nutno vyčistit od prachových částic, dehtu,
případně i dalších anorganických složek (NH3). Proto mezi generátorem a motorem (Obr. 7,3) jsou nainstalované
další poměrně robustní čistící zařízení zvyšující investiční a provozní náklady celé kogenerační jednotky. Obsah
dehtu v plynu je uveden v Tab. 9. Vyšší obsahy dehtu (prachových částic) v plynu za DSK generátorem byly
pravděpodobně způsobeny jeho konstrukcí, vysokou teplotou a rychlostí plynu za generátorem. V plynu byl také
nalezen určitý malý podíl kyslíkatých látek (převážně fenolu) poukazující na malou dobu zdržení prchavé
hořlaviny v žárovém pásmu, případně na vliv zkratových proudu uvnitř generátoru. Přesto jsou uvedené hodnoty
v porovnaní s podobnými generátory nízké. Dehet nalezeny v plynu z generátoru BOSS obsahuje výhradně
složky terciárního dehtu [4]. Jejich množství za generátorem, s přihlédnutím k potížím s tvorbou klenby bylo
opravdu nízké. Keramická vyzdívka uvnitř generátoru a prodloužená konstrukce jeho centrální a horní časti
pravděpodobně napomohly snížení obsahu dehtu v plynu. Poněkud vyšší obsahy dehtu (<0,5 g.m-3) byly
naměřeny v menším ale velice podobném generátoru BOSS v Kopřivné. Další optimalizací provozních podmínek
a rekuperací části tepla prostřednictvím ohřevu zplyňovacího vzduchu je možné pravděpodobně snížit obsah
dehtu v plynu na horní hranicí akceptovatelnou pro provoz spalovacích motorů.
2 Značné rozdíly v množství dehtu doporučovaných různými zdroji a uváděnými pro různé generátory jsou způsobeny
použitím jak odlišné definice dehtu tak i různými metodami jeho stanovení a také různou tolerancí spalovacích motorů.
V současně době pro definici a stanovení dehtu v plynu ze zplyňování biomasy se používá standardizována metoda „Tar
Protocolu“. Jako dehet jsou definovány všechny kondenzující uhlovodíky s normálním bodem varu větším než má
benzen (80,1 °C). Hodnoty obsahu dehtu získané pomoci plynové chromatografie jsou zpravidla vyšší než výsledky
gravimetrického stanovení [8].
/ 32 /
Brno 2008
Vzhledem ke kombinaci více čistících zařízení je zbytkový obsah prachových částic v plynu před motorem
překvapivě vysoký. Naměřené hodnoty jsou vyšší než hodnoty (<50 mg.m-3)3 doporučované pro dlouhodobý
provoz spalovacích motorů. Horké cyklony (zvlášť ultracyklony) spolehlivě odstraňuji častíce nad 50 µm.
U menších částic klesá frakční odlučivost s klesající velikostí částic na nulu (<5 µm). Použití vodní pračky
napomáhá odstranění dalšího podílu jemných částic, ale toto bohužel není dostačující. Pro spolehlivé odstranění
prachových částic je nutno použít horké (>200 °C) bariérové filtry umístěné za horkým cyklonem.
Při ochlazení plynu pod teplotu rosného bodu složek dehtu nastává jejich kondenzace a vznikají jemné
hydrofobní kapičky dehtu tvořící stabilní aerosol. V plynné fázi zůstane jen nezkondenzovaný rovnovážný podíl
dehtu, který v ideálním případě (při odstranění všech vznikajících dehtových aerosolů) závisí výhradně na teplotě
prací vody. Čím je teplota nižší, tím více sloučenin zkondenzuje a proto s klesající teplotou prací vody zbytková
koncentrace dehtu v plynu klesá. Ve skutečnosti je situace poněkud složitější a celková účinnost vodní pračky je
do značné míry ovlivněna také účinností odstraňování vzniklého dehtového aerosolu, jež vyžaduje použití
jemného filtru před motorem. Alternativní variantou je použiti olejové pračky. Zbytková koncentrace dehtu v plynu
se řídí Henryho zákonem a je úměrná celkovému tlaku a obsahu dehtu v pracím oleji. Na rozdíl od vypírání
vodou lze dosáhnout podstatně nižšího rosného bodu dehtu i při provozu za vyšších teplot (40-50 °C).
Generátor Imbert zplyňující kusová paliva o vlhkosti pod 20% obj. byl schopen produkovat plyn s relativně nízkým
obsahem nečistot, jejichž hodnoty jsou bohužel pro provoz spalovacích motorů stale vysoké. Pro provoz
kogenerační jednotky je potom nezbytná instalace efektivního čisticího zařízení, které je v dnešní době
nejproblematičtějším úsekem celé technologie. Experimenty prokázaly, že účinnost vodní pračky není zdaleka
dostačující a samotné zařízení produkuje značné množství odpadní vody. Její alternativou muže byt olejová
pračka. Pro zjednodušení celého procesu čištění na pouhou horkou filtraci prachových častíc musí obsah dehtu
v plynu poklesnout pod hodnotu 100 mg.m-3. Generátor v Louce se k této hodnotě během provozu blížil nejvíce.
Po dalších inovacích a optimalizaci provozních podmínek uvedeného generátoru lze očekávat snížení obsahu
dehtu v surovém plynu.
PODĚKOVÁNÍ
Autoři děkují MPO za finanční prostředky poskytnuté v rámce projektu FT-TA3/112. Část práce vznikla za
podpory v rámce výzkumného záměru MŠMT ČR č. MSM6046137304.
[1] Reed T.B., Das A.: Handbook of Biomass Downdraft Gasifier System. Golden, Colorado : Solar Energy
Research Institute, 1988. 140 s. ISBN 1890607002.
[2] Barrio M.: Experimental Investigation Of Small-Scale Gasification Of Woody Biomass, Ph.D. thesis, NTNU
Trondheim, 2002.
[3] Skoblja S.: Úprava složení plynu ze zplyňováni biomasy, Doktorská disertační práce, VŠCHT Praha 2004.
[4] Milne T.A., Abatzoglou N., Evans R.J.: Biomass Gasifier „Tars“: Their Nature, Formation and Conversation.
NREL Colorado, 1998.
[5] Skoblia S. a kol: Vlastnosti plynu a obsah dehtu v plynu z DSK generátoru, zpráva MPO FT-TA3/112,
VŠCHT Praha, leden 2008.
[6] Skoblia S. a kol: Složení plynu a obsah dehtu v plynu produkovaném generátorem s pevným ložem, ,
zpráva MPO FT-TA3/112, VŠCHT Praha, březen 2008
[7] Skoblia S. a kol: Provoz souproudého generátoru BOSS s pevným ložem, zpráva MPO FT-TA3/112,
VŠCHT Praha, listopad 2008.
[8] ČSN P CEN/TS 15439.
3
Pro dlouhodobý provoz se doporučuje hodnota obsahu pod 5 mg.m-3 častíc o velikosti pod 5µm [3].
/ 33 /
Brno 2008
/ 34 /
Brno 2008
TĚŽKÉ KOVY V TUHÝCH SPALOVENSKÝCH ZBYTCÍCH
Jan Bogdálek, Jiří Moskalík
Příspěvek se zabývá transfery vybraných prvků, zvláště pak těžkých kovů, při spalování komunálního odpadu.
Příspěvek je založen na výsledcích rozborů zbytků po spalovaní ve Spalovně komunálního odpadu v Brně.
Uváděná data pochází z téhož provozu v období let 2004 až 2006.
Klíčová slova: spalovny komunálních odpadů, těžké kovy, emise,
ÚVOD
V současné době je ve Spalovně Brno termicky využíván směsný komunální (dále SKO) i vybraný průmyslový
odpad. Pro plánování a provoz závodu na spalování odpadů je nutné znát látkové složení odpadů, zvláště pak
pro dimenzování metod čištění spalin nebo k využití škváry. Dřívější průzkumy ukázaly, že přímé měření jsou
nevhodné a přístroje pro měření látkového množství jsou příliš drahé. Jako výrazně efektivní a ekonomicky
výhodnější se ukázala nepřímá analytická metoda, například stanovení složení odpadu z produktů spalování.
Produkty po termickém zpracování jsou více homogenní a analyticky mnohem lépe zpracovatelné než
neupravený odpad. Pro kontinuální stanovení chemického složení odpadu je tedy tato analýza výhodnější.
Představa této práce je v jednoduchém a nepříliš nákladném odebírání vzorků a měření produktů spalování v
krátkých i dlouhých intervalech.
Proto se v současné době snažíme o stanovení látkových toků u vybraných prvků, především těžkých kovů a
také prvků které mají významný vliv na spalovací proces, tak abychom zpětně mohli určit obsah těchto prvků na
vstupu do spalovacího procesu. Vycházíme přitom z jednoduché úvahy o rovnosti hmotnosti prvků obsažených
ve zbytcích po spalování a hmotnosti prvků vstupujících (využití zákona o zachování hmoty).
SMĚRODATNÉ PRVKY A ODBĚRNÁ MÍSTA
Jako směrodatné byly zvoleny následující prvky:
nekovy:
kovy:
uhlík, fosfor, síra, fluor, chlor
železo, zinek, olovo, kadmium, měď a rtuť
Důvody pro volbu těchto prvků spočívají jednak v jejich významu pro chemické reakce během spalování a také
v tom, že podle "podobnosti v jejich chování" můžeme posuzovat i další látky. Na druhé straně byly výše uvedené
prvky vybrány proto, že emise většiny z nich jsou předepsány různými vyhláškami a zákony a také proto, že je
jejich měření relativně snadné a spolehlivé. Například podle chování železa během spalovacího procesu, které je
typickým prvkem litosféry, můžeme usuzovat na chování ostatních prvků litosféry, jako jsou kobalt, mangan nebo
chrom. Jako litofilní označujeme ty prvky, které mají velkou afinitu ke kyslíku a solím různých kyselin, které v
litosféře vznikají. Litosféra je výraz pro oblast Země v hloubkách do 1200 km. Kadmium se zase při spalování
chová charakteristicky pro atmofilní (prchavé) prvky, podobně jako antimon, zinek nebo thalium. Některé z těchto
prvků nejsou ve sledovaném období do statistik a rozborů zahrnuty a budou sledovány až při předběžném a
hlavním pokusu měření. [5]
Na obrázku 1 je schematicky znázorněna Spalovna SAKO s vyznačením odběrných míst jednotlivých vzorků.
Škvára je odevírána ze škvárového bunkru. Popílek v potrubí za elektrofiltrem a end-produkt za textilními filtry,
možný je i odběr přímo v silech end-produktu či popílku, kam jsou pneumaticky dopravovány. Soldifikát je směs
která vzniká smíšením popílku s end-produktem za přídavku cementu, vše v poměru zvoleném dle účelu využití
soldifikátu. Linka soldifikace se nachází mimo objekt Spalovny Brno, složky jsou k lince převáženy v suchém
stavu
Ing. Bogdálek Jan, Vysoké učení technické v Brně, EÚ, Technická 2, 616 69 , e-mail: [email protected]
/ 35 /
Brno 2008
Obr.1. Schéma spalovny SAKO Brno [4]
ZPRACOVÁNÍ VZORKŮ NA SMĚSNÝ VZOREK
Během provozu spalovny SAKO Brno jsou pravidelně odebírány vzorky tuhých zbytků po spalování, které jsou
potom podrobeny laboratorní analýze. V následujících tabulkách uváděné hodnoty jsou výsledkem analýz
směsných vzorků. Směsným vzorkem je myšlen takový vzorek zbytku po spalování, který vznikne smíšením
šesti, měsíčně odebíraných vzorků, ze kterých je potom připravena dávka pro testy v laboratoři. Dále pak je
testován i náhodně vybraný měsíční vzorek, pro porovnání jak se tyto rozvory mezi sebou liší.
PŘEHLED VÝSLEDKŮ A POROVNÁNÍ
Z bilančních výpočtů a záznamů kontinuální analýzy Spalovna SAKO Brno je možné sestavit diagramy pro každý
ze sledovaných prvků. Následující uvádí rozdělení odpadu na produkty spalování. Je patrné, že pokud bude
většina ze sledovaných prvků vyvázána na tuhé zbytky po spalování, musí díky menšímu hmotnostnímu podílu
jednotlivých tuhých zbytků dojít k „zhuštění“ (nárůstu koncentrace) jednotlivých škodlivin.
Obr.1.: Schematické vyjádření roční bilance spalovny rozdělení na produkty spalování pro Spalovnu SAKO Brno
/ 36 /
Brno 2008
Tab. 1.: Přehled roční produkce tuhých zbytků:
ROK
škvára
popílek
end-produkt
solidifikát
celkem
2007
19 629,86 t
1 290,12 t
2447,78 t
401,9 t
23 769,66 t
2006
21 364,44 t
1 543,72 t
2 294,18 t
354,74 t
25 557,08 t
2005
21 221,95 t
1 437,80 t
2242,87 t
467,96 t
25 370,58 t
2004
24 195,90 t
2 089,74 t
2 472,46 t
501,65 t
29 259,75 t
Produkce zbytků po spalování
produkované množství v tunách
25000
škvára
20000
popílek
15000
end-produkt
10000
5000
solidifikát
0
2007
2006
2005
2004
Obr. 2.: Přehled roční produkce tuhých zbytků
Je vidět, že podstatnou většinu hmotnosti tuhých zbytků tvoří struska. Popílku a end-produktu je řádově méně.
Škvára je ve formě větších kusů, mnohdy spečených do slitků, tudíž se musí před předáním do laboratoře
zhomogenizovat a značně zjemnit. U popílku a end-produktu, které z procesu vystupují ve formě jemného
suchého prášku tento problém nenastává a vzorky se dále neupravují.
/ 37 /
Brno 2008
Tab.2.: Produkce sledovaných prvků v roce 2004
sledovaný prvek
tuhý zbytek
As
Cd
Cr
Cu
Hg
Ni
Pb
Zn
PCDD/F
PAU
PCB
60490
82266
0,0003 6,5329 0,1694
48,064 271,67 438,85 1316,5 9,4038 125,38 5642,3
25077
0,0033 0,1254 0,0146
17,8017 118,68 39,559 346,14
126,1 153,29 2299,4 8900,9
0,0069 0,1483 0,0173
7,52475 32,607 43,644 145,48
4,565 20,568 702,31 3511,6
0,0005 0,0903 0,0035
tuny za rok
škvára
popílek
end-produkt
solidifikát
celkem
483,918
135,5 3387,4
557,308 558,45 3909,5
43553 11,856 2298,6
45361 151,92 2597,9
69134 119755
0,0111 6,8969 0,2048
Tab. 2. pokračování
sledovaný prvek
tuhý zbytek
As
Cd
Cr
Cu
Hg
Ni
Pb
Zn
PCDD/F
PAU
PCB
hmotnostní %
škvára
popílek
end-produkt
solidifikát
86,831 24,263 86,647 96,014
7,804 88,481 87,497 68,695
3,061 94,722 82,693
8,624 48,647 11,225
2,902
6,190
4,826
8,161 20,940
30,213
1,818
7,142
3,194 21,251
1,012
0,763 83,001
5,901
3,326
7,433
62,556
2,151
8,450
1,350
1,116
0,321
0,792
1,016
2,932
4,170
1,309
1,714
5,839
3,005
100%
soldifikát
80%
60%
end-produkt
40%
popílek
20%
škvára
0%
As
Cd
Cr
Cu
Hg
Ni
Pb
Zn PCDD/F PAU
PCB
prvek
Obr. 3.: Grafické znázornění rozdělení sledovaných prvků do tuhých zbytků po spalování
/ 38 /
Brno 2008
Tab. 3. Porovnání směsného a vybraného měsíčního vzorku škváry – hodnoty v mg / kg sušiny
As
Cd
Cr
Cu
Hg
Ni
Pb
Zn
směsný vzorek
8,4
8
130
1500
1
93
1300
2800
měsíční vzorek
6,4
8,5
150
4400
0,18
140
2500
4000
porovnání vzorků
Zn
Pb
Ni
měsíční vzorek
Hg
směsný vzorek
Cu
Cr
Cd
As
0
1000
2000
3000
4000
mg / kg sušiny
Obr. 4.: Grafické vyjádření porovnání směsného a měsíčního vzorku
U některých ze sledovaných prvků jsou patrné podstatné rozdíly mezi naměřenými koncentrací v měsíčním a
směsném vzorku. To může být způsobeno rozdíly ve spalovaném odpadu. Je nepochybné, že koncentrace na
vstupu do spalovacího procesu se různí dle spalovaného druhu odpadu. Tudíž čím menší časový interval mezi
jednotlivými vzorky, tím přesnější výsledky dostaneme.
/ 39 /
Brno 2008
ZÁVĚR
Z grafů i tabulek. je patrné, že podstatná většina sledovaných prvků ze spalovacího procesu odchází navázána
na škváru, která představuje největší hmotnostní podíl tuhých zbytků, případně na popílek. Pouze rtuť, díky nízké
teplotě kdy je ještě v plynném skupenství, je ve větší míře vyvázána v end-produktu, případně odchází ve
spalinách do atmosféry. Problém by nejspíše vyřešilo větší rozšíření třídění odpadů, neboť možnost dohledat
v objemu sběrného vozu „kus“ rtuti, která při průchodu spalovacím procesem způsobí mnohanásobné překročení
emisního limitu, je prakticky minimální.
PODĚKOVÁNÍ
Tento příspěvek vzniknul v rámci projektu MPO: č. FT – TA5 / 001 Výzkum a vývoj transferu těžkých kovů
z komunálních odpadů ve spolupráci se Spalovnou SAKO Brno
[1] Schachermayer E, Bauer G, Ritter E, Brunner P.; Messung der Güter – und Stoffbilanz einer
Müllverbrennungsanlage; Umweltbundesamt; Wien 1995.
[2] Nařízení vlády ČR kterým se stanoví emisní limity a další podmínky pro spalování odpadů, Sbírka zákonů –
nařízení č. 354 / 2002 Sb.
[3] Karásek R.; Diplomová práce; Brno, VUT v Brně 2003
[4] URL: www.sako.cz
[5] Bogdálek J.;Těžké kovy ve zbytcích po spalování odpadů; sborník Energie z biomasy XIII, Ostrava 2008;
str. 6 – 10; ISBN 978 – 80 – 248 – 1829 – 0
/ 40 /
Brno 2008
PŘÍPRAVA SORBENTŮ PRO ČIŠTĚNÍ GENERÁTOROVÉHO PLYNU
Kateřina Bradáčová, Pavel Machač, Václav Koza, Petr Pekárek
Příspěvek se věnuje přípravě sorbetů pro odstraňování kyselých plynů, především HCl z generátorového plynu.
Předpokládáme, že tyto sorbenty by mohly být použity i v případě čištění plynu, který vzniká při spalování
tříděného plastového odpadu.
Klíčová slova: kyselina chlorovodíková
ÚVOD
Generátorový plyn je plyn, který vzniká zplyněním tuhého paliva, v našem případě biomasy, v generátoru. Takto
vzniklý plyn se podle svého využití musí dále upravovat. A to především separací některých nežádoucích složek
(prach, dehet, sirné látky, minerální kyseliny, …), které způsobují korozi zařízení, jsou katalytickými jedy a
zdrojem emisí. Jednou z možností jak tyto látky odstranit je vysokoteplotní adsorpce (chemisorpce) na vhodných
tuhých sorbentech, která probíhá v případě kyseliny chlorovodíkové podle následující reakce:
MO + 2 HCl ↔ H2O + MCl2
VLASTNOSTI SORBETŮ
Účinnost testovaných materiálů je ovlivněna několika faktory. Za prvé se jedná o dostatečnou afinitu sorbentu
k látce, kterou je potřeba z čištěného plynu odstranit. Většinou se nejedná o čistou chemisorpci a z tohoto důvodu
je záchyt nežádoucích složek ovlivněn pórovitostí materiálu. Další vlastností, na které závisí využití sorbentu při
vysokoteplotní adsorpci je mechanická odolnost. Nemělo by docházet k jeho rozpadu, protože malé částečky by
mohly zanést fritu ve zkušební aparatuře a tím zamezit průchodu plynné směsi. Ze stejného důvodu je také
důležitá odolnost sorbentu vůči vysokým teplotám, které se při našem měření pohybují kolem 300 – 700°C a
v budoucnosti máme v úmyslu provádět měření při teplotách do 1000°C. V neposlední řadě volbu daného
materiálu ovlivňuje i jeho cena, která se pohybuje u přírodních materiálů (dolomit, vápenec) okolo 40 euro za tunu
a u komerčně vyráběných katalyzátorů řádově v desítkách euro za kilogram, což má zásadní vliv na ekonomiku
celého provozu.
Závislost odstranění HCl pomocí CaO na teplotě
(150 ppm HCl a různý obsah vody - 0 %, 13 % a 27 % v dusíku)
100
90
Stupeň odstranění
HCl [%]
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
Teplota [°C]
HCl [%], 0% H2O
HCl [%], 13% H2O
HCl [%], 27% H2O
Obr. 10. Závislost odstranění kyseliny chlorovodíkové na teplotě a obsahu vody
Ing. Kateřina Bradáčová, VŠCHT, ÚPKOO, Technická 5, Praha 6, [email protected]
/ 41 /
Brno 2008
V současné době se zabýváme převážně studiem vápenatých materiálů, u kterých je adsorpce HCl závislá na
teplotě, se vzrůstající teplotou účinnost záchytu klesá a významný vliv na jejich sorpci má také obsah vody. Čím
je obsah vody v plynu vyšší, tím se zužuje teplotní rozmezí pro zachycení kyseliny chlorovodíkové na CaO
(Obr.1). Obsah vody ovlivňuje také pevnost testovaného materiálu, kdy dochází k rozpadu sorbentu při teplotě
nižší než 350°C.
PŘÍPRAVA SORBENTŮ
Doposud jsme se zabývali sorbenty na bázi CaO, které jsme připravovali v našich laboratořích (dolomit, sorbent
CG nebo dodatečná úprava sorbentu CS), tak sorbenty, které byly vyrobeny v Litvínově (CAS, CS, ICT I).
Sorpční vlastnosti jsme také testovali na komerčně vyráběném katalyzátoru, který se skládal ze ZnO a CuO na
alumině (H1).
Dolomit z oblasti Lánova byl dovezen z Litvínova, kde byl předem nakalcinován při teplotě 850°C po dobu 30
minut. Takto připravený sorbent vykazoval vyhovující mechanickou pevnost, ale byl málo reaktivní, proto jsme
následně ve školní laboratoři provedli úpravu pro zlepšení jeho sorpčních vlastností. První úprava spočívala
v opětovné kalcinaci při 800 a 900°C, která na zvýšení adsorpčních vlastností neměla téměř žádný vliv. Z tohoto
důvodu se provedla kalcinace při 900°C a následně hydratace přibližně stechiometrickým množstvím vody podle
reakce:
CaO + H2O → Ca(OH)2
Takto hydratovaný sorbent se vložil na 30 minut do vyhřáté pece na 500°C.
Další úprava se týkala sorbentu CS (CaO a stearan vápenatý), který se musel vyžíhat v peci při teplotě 500°C.
Žíhání probíhalo přibližně tři hodiny, dokud docházelo ke změně hmotnosti. Touto úpravou se odstranil stearan
vápenatý, který by se v případě jeho přítomnosti v sorbentu uvolňoval a ucpával aparaturu. Tento problém se
netýkal jemu podobnému sorbentu CAS (CaO, Al2O3 a stearan vápenatý), kde alumina daný sorbent
stabilizovala, a nedocházelo k uvolňování stearanu.
Problémy se stearanem vedly k úvahám o použití jiného pojiva a to grafitu. Příprava tohoto sorbentu spočívala
v rozdrcení oxidu vápenatého a jeho přesítování přes síto o velikosti ok 0,3 mm. Podsítná část se smíchala
s grafitem (3 %) a následně byla tabletována na manuálním tabletovači.
Vlastnosti sorpčního materiálu z radotínské cementárny
Pro výrobu sorbetů CAS, CS a CG byl použit materiál z radotínské cementárny. Zatím byl vzorek analyzován
termogravimetrickou metodou viz. obrázek č. 2. Z charakteru obou křivek vyplývá, že se jedná o poměrně čistý
vápenec.
/ 42 /
Brno 2008
Obr. 11. Výsledek termogravimetrické analýzy
DOSAŽENÉ VÝSLEDKY
Možnost regenerace a počet možných cyklů (odstranění nežádoucích složek – regenerace) je závislá na pevnosti
sorbentu, proto byly prováděny zkoušky pevnosti u všech sorbentů před jejich testováním na přístroji firmy KAHL
a většinou i po měření, po vychladnutí sorbentu. Pevnost sorbentu se stanovovala na 20 náhodně vybraných
kouscích daného sorbentu. Výsledkem měření bylo stanovení průměrné a statistické pevnosti sorbentu.
Dolomit
Na obrazcích je vyfocený dolomit v surové (Dolomit 1), kalcinované (Dolomit 2) a kalcinované a hydratované
(Dolomit 3) podobě. U všech byla provedena zkouška mechanické pevnosti, která je shrnuta v tab.1. Z tabulky
vyplývá, že provedené úpravy snižují pevnost sorbentu, ale ve srovnání s dalšími testovanými sorbenty je
pevnost upraveného dolomitu stále vysoká.
Tab. 10. Pevnost dolomitu
Vzorek
Dolomit 1
Dolomit 2
Dolomit 3
Úprava
Přírodní
kalcinovaný 900°C
kalcinovaný a hydratovaný
/ 43 /
Pevnost [N]
průměr
stat.průměr
482,8
480,9
359,4
353,2
330,8
318,7
Brno 2008
Obr. 12 : Dolomit 1, Dolomit 2, Dolomit 3 (zleva)
Složení dolomitu bylo stanoveno v centrálních laboratořích VŠCHT rentgenovou fluorescencí a je následující:
CaCO3 61,59 %, MgCO3 33 %, SiO2 2,99 %, Al2O3 1,57 %, Fe2O3 0,297 %
Sorbenty CAS, CS, CG, ICT I a H1
Následující sorbenty byly vyrobeny v Litvínově nebo v laboratořích VŠCHT. Jednalo se v případě sorbentů CAS,
CS a CG o válečky o rozměru 5 x 5 mm a válečky sorbentu H1 měly rozměr 5,2 x 3,2 mm. Sorbent ICT I byl ve
tvaru „špaget“. Pro lepší představu jsou znázorněny na následujících obrazcích
Obr. 13 : Sorbent CAS, Sorbent CS , Sorbent CS – žíhaný, Sorbent CG (zleva)
Obr. 14 Sorbent ICT I, Sorbent H1 (zleva)
V tabulce číslo dvě jsou uvedeny hodnoty mechanické pevnosti, pro jednotlivé sorbenty. U sorbentu CS je patrné,
že provedená úprava měla kladný vliv na zvýšení jeho mechanické pevnosti a také zvýšila objem pórů, jak je
vidět v tabulce č.3.
/ 44 /
Brno 2008
Tab. 11. Pevnost vápenatých sorbentů
Pevnost [N]
Vzorek
CAS
CS
CS - žíhaný
CG
ICT I
H1
průměr
31,8
49,2
113,2
104,4
56,2
152,1
stat.průměr
30
48,1
106,2
101,1
54,9
149,6
Povrchové vlastnosti sorbentů mají vliv na účinnost sorpce, proto byla provedena měření na testovaných
sorbentech v ÚSMH AV ČR v.v.i., v oddělení geochemie v laboratoři povrchové analýzy. Specifický povrch SBET
byl vyhodnocen z adsorpční izotermy dusíku změřené na práškových vzorcích při teplotě 77 K na přístroji
SORPTOMATIC 1990 Carlo Erba. Vysokotlakou rtuťovou porozimetrií na přístroji Pascal 240 Thermo Electron –
Porotec byl stanoven celkový objem meso- a makropórů Vmm, jejich povrch Smm, střední poloměr pórů ravr a
pórovitost Por. Při měření tlaku v intervalu 0,1 až 200 MPa byly identifikovány póry s poloměry od 3,7 nm do 7,5
µm.
Tab. 12. Texturní vlastnosti sorbentů
CAS
CS
CS - žíhaný
CG
SBET
[m2/g]
86,81
3,12
3,94
3,72
Vmm
[mm3/g]
130,52
243,63
277,05
234,27
Vmeso
[mm3/g]
19,18
6,51
7,18
7,38
Vmakro
[mm3/g]
111,34
237,12
269,87
226,89
Smm
[m2/g]
5,29
2,73
3,13
2,97
Por
[%]
21,39
40,79
46,30
41,37
ravr
[nm]
106
194
167
261
ICT I
SC 1T
25,82
59,47
311,98
394,35
227,03
389,22
84,95
5,13
44,68
63,79
40,03
62,37
8
14
Vzorek
Literatura
[1] Machač P., Koza V., Chalupa P., Píša J.: Vysokoteplotní sorpce H2S, COS, HCl a HF z energetického plynu,
Projekt GFC - Šestý rámcový program
[2] Bradáčová K., Vývoj materiálů pro vysokoteplotní sorpci H2S, HCl a HF, diplomová práce, 2008
[3] Hartman M., Svoboda K., Trnka O., Veselý V.: Odsiřování horkého generátorového plynu tuhými sorbenty.
Chemické Listy, Vol. 93, s. 99, 1999
/ 45 /
Brno 2008
/ 46 /
Brno 2008
VÝSLEDKY PROCESU SPLYŇOVANIA NA EXPERIMENTÁLNOM SPLYŇOVACOM ZARIADENÍ
Mária Budayova, Marcel Pástor, Gustáv Jablonský
Cieľom príspevku je poukázať na možnosť termického využitia biomasy jej splyňovaním vo fluidnom reaktore,
konkrétne splyňovaním na experimentálnom splyňovacom zariadení, ktoré bolo skonštruované na Katedre pecí
a teplotechniky Hutníckej fakulty, Technickej Univerzity v Košiciach. Samotné merania sú podložené skúškami
prevedenými na studenom modeli fluidného reaktora. Počas splyňovacieho procesu boli sledované teplotné pole
a predovšetkým výhrevnosť vzniknutého energoplynu.
Klúčová slova: biomasa, fluidný reaktor, energoplyn, výhrevnosť
ÚVOD
Biomasa má na Slovensku spomedzi všetkých alternatívnych energetických zdrojov najväčší technicky využiteľný
potenciál. Je významným energonosičom, ktorý môže do určitej miery nahradiť fosílne palivá. Je zároveň
domácim energetickým zdrojom, ktorého objem produkcie a cenu môžeme predpokladať v budúcnosti. Jednou z
možností využitia biomasy na energetické účely je jej splyňovanie vo fluidnom reaktore za účelom získania
generátorového plynu. Cieľom je teda produkcia ušľachtilejšieho paliva, ktoré je možné ďalej využiť. Výhodou
fluidného reaktora je možnosť splyňovania nielen biomasy, ale aj palív na báze triedeného odpadu.
PRINCÍP SPLYŇOVACIEHO PROCESU
Pri splyňovaní sa chemicky viazaná energia splyňovanej látky (SL) spolu so splyňovacím médiom (SM) premieňa
na chemicky viazanú energiu energoplynu (EP).[1]
Splyňovaná látka môže byť pevné, kvapalné alebo plynné fosílne palivo, biomasa a odpad. Splyňovacie médium
je plynný reakčný partner splyňovanej látky. Základnými prvkami, ktoré sú reakčnými partnermi sú: C, H, O, N, S.
Ako produkty splyňovania vznikajú popri energoplyne ďalšie molekulárne uhľovodíkové zlúčeniny (dechty), úlet a
pevné zvyšky.
Zloženie energoplynu je dané technologickými podmienkami splyňovania, ale spravidla sú to tieto zložky: oxid
uhoľnatý (CO), vodík (H2), metán (CH4), uhľovodíky (CxHy), oxid uhličitý (CO2), dusík (N2), sulfán (H2S) a voda
(H2O). Podľa stupňa konverzie sa môžu v energoplyne vyskytovať aj nízke koncentrácie kyslíka. [1]
CHEMICKÉ REAKCIE PREBIEHAJÚCE POČAS SPLYŇOVACIEHO PROCESU
Reakcie prebiehajúce počas procesu splyňovania sú všeobecne známe. Podľa [2] sú však v procese splyňovania
najdôležitejšie nasledujúce štyri chemické reakcie.
Reakcia para – uhlík: C + H2O –> CO + H2
Reakcia je čiastočnou oxidáciou uhlíka pomocou pary, ktorú je možné získať z rôznych zdrojov, ako napríklad
vodná para s nasávaným vzduchom, alebo para vyprodukovaná vyparovaním vody a pyrolýzou pevných palív.
Para potom reaguje s uhlíkom podľa heterogénnej reakcie. V niektorých prípadoch je para dodávaná ako
splyňovacie médium s alebo bez vzduchu, alebo kyslíka.
Boudouardova reakci: C + CO2 –> 2CO
Počas tejto reakcie reaguje v generátore plynu oxid uhličitý s polokoksom – drevným uhlím pri produkcii oxidu
uhoľnatého.
Maria Budayová, Technická univerzita v Košiciach, strojná fakulta, Letná 9, Košice; [email protected]
/ 47 /
Brno 2008
Vodný prešmyk: CO +H2O –> CO2 +H2
Výhrevnosť vodíka je vyššia ako výhrevnosť oxidu uhoľnatého. Z toho vyplýva, že redukcia pary pomocou CO za
súčasnej produkcie vodíka je veľmi zaujímavou a žiadanou. Výsledkom tejto reakcie je zvýšenie pomeru vodíka
k oxidu uhoľnatému v plyne, čo sa využíva predovšetkým pri výrobe syntézneho plynu.
Metanácia: C + 2H2 –> CH4, CO + 3H2 –> CH4 + H2O
Reakcia môže byť urýchlená katalyzátorom na niklovom základe pri teplote 1100°C a tlaku 6 – 8 bar. Tvorba
metánu v generátore je preferovaná najmä ak sú produkty splyňovania ďalej využívané ako surovina pre ďalšie
procesy. Reakcia je tiež preferovaná pri IGCC systémoch kvôli vysokej výhrevnosti metánu.
PRINCÍP VZNIKU FLUIDNEJ VRSTVY VO FLUIDNOM REAKTORE
Podstatou fluidnej vrstvy je aerodynamický stav, pri ktorom sú častice vsádzky vynášané smerom nahor prúdom
média a nachádzajú sa vo vrstve zníženej hustoty, v ktorej sa vplyv síl trenia medzi časticami prejavuje oveľa
menej ako v súdržnej vrstve. Zmenšenie hustoty a vzájomného trenia častíc umožňuje energetické
premiešavanie. [3]
Pre vznik fluidnej vrstvy je potrebná určitá rýchlosť média, závislá od veľkosti zŕn, ich hmotnosti, atď. Pod
rýchlosťou média sa myslí rýchlosť média vzťahovaná na voľný prierez vrstvy. Pre charakterizovanie stavu
fluidnej vrstvy sa často používa číslo fluidizácie.
mf =
wf
wmin
m.s-1
wf – rýchlosť fluidizácie (
)
wmin – minimálna hodnota rýchlosti, pri ktorej dochádza v danom prípade k fluidizácii ( m.s-1 )
Druhou charakteristickou vlastnosťou rýchlosti je wmax - rýchlosť, pri ktorej dochádza k narušovaniu fluidnej vrstvy
a častice prechádzajú do stavu vznosu.
Oblasť existencie fluidnej vrstvy je pomerne široká, pričom musí platiť podmienka pre rýchlosť fluidizácie.
wmin < w f < wmax
Proces fluidizácie charakterizuje hydraulický odpor vrstvy, skutočná rýchlosť vo vrstve a výška fluidnej vrstvy
v závislosti na rýchlosti vzťahovanej k voľnému prierezu reakčnej komory. [3]
STUDENÝ MODEL FLUIDNÉHO REAKTORA
Na Katedre pecí a teplotechniky Hutníckej fakulty Technickej Univerzity v Košiciach bol skonštruovaný studený
model fluidného reaktora, ktorý slúži na získanie výsledkov, ktoré sú ďalším podkladom pre merania na
experimentálnom splyňovacom zariadení. Na tomto modeli bol meraný obecný priebeh výšky fluidnej vrstvy a
hydraulického odporu v závislosti na rýchlosti vzťahovanej k voľnému prierezu reakčnej komory.
Obrázok 1 znázorňuje zmenu výšky vrstvy v závislosti na rýchlosti média vzťahovanej k voľnému prierezu vrstvy.
V prvom úseku sa jedná o súdržnú vrstvu, čiže výška sa nemení. Potom sa začína výška vrstvy zväčšovať až do
hodnoty, ktorá zodpovedá prahovej rýchlosti úletu wmax. Potom sa už nedá hovoriť o výške vrstvy, pretože
materiál sa nachádza v stave vznosu. h1 označuje výšku pôvodnej vrstvy 5 cm a h2 výšku 10 cm.
Obrázok 2 predstavuje hydraulický odpor súdržnej vrstvy. Pri zvyšovaní rýchlosti wf dosiahne odpor po
priebežnom zvyšovaní mierne zníženie, čo je spôsobené prechodom vrstvy do fluidného stavu. Posledný
úsek zodpovedá existencii fluidnej vrstvy.
/ 48 /
Brno 2008
18
16
14
H (cm)
12
10
8
6
4
2
0
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
w (m/s)
Obr. 15 Obecný priebeh výšky fluidnej vrstvy v závislosti na rýchlosti vzťahovanej k voľnému prierezu reakčnej
komory
140
120
dp (Pa)
100
80
60
40
20
0
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
0,45
w (m/s)
Obr. 16 Obecný priebeh hydraulického odporu v závislosti na rýchlosti vzťahovanej k voľnému prierezu reakčnej
komory
EXPERIMENTÁLNE SPLYŇOVACIE ZARIADENIE
Experimentálne splyňovacie zariadenie bolo postavené na Katedre pecí a teplotechniky Hutníckej fakulty
Technickej Univerzity v košiciach. Slúži na výskum splyňovania predovšetkým biomasy, no uvažuje sa aj
o splyňovaní s primiešaním iných alternatívnych palív ( plasty ), prípadne uhlia.
Hlavnou časťou zariadenia je fluidný generátor, v ktorom dochádza k fluidizácii a následnému splyňovaniu paliva.
Do generátora sa palivo pridáva závitnicovým podávačom. Pri podávaní paliva je potrebné dbať na rovnomerný
prísun paliva. Vzduch sa privádza do spodnej časti generátora ventilátorom. Vzniknutý generátorový plyn sa
odvádza do cyklónového odlučovača, kde sa odlučujú nesplynené čiastočky. Produkovaný plyn odchádza
komínom a je spaľovaný za pomoci prídavného horáka napojeného na zemný plyn. Vo fluidnom generátore
sníma teplotné pole päť termočlánkov.
/ 49 /
Brno 2008
VÝSLEDKY PROCESU SPLYŇOVANIA
Pri konkrétnom meraní bola ako palivo použitá biomasa o zrnitosti do cca. 5 mm, splyňovacím médiom bol
vzduch. Počas splyňovania sa v spodnej časti reaktora spaľovalo malé množstvo zemného plynu v stabilizačných
horákoch, ktoré sa po ustálení splyňovacieho procesu odstavili. Na obrázku 3 sú znázornené priebehy teplôt
v splyňovacom reaktore. Teplota T1 bola sledovaná tesne pod fluidnou vrstvou a ostatné teploty boli sledované
po dĺžke reaktora. Priebeh teploty T1 je skokovitý, čo môže byť spôsobené nerovnomerným premiešavaním
vsádzky a vzduchu. Oproti tomu, priebeh teplôt T2, T3, T4 aT5 je pomerne rovnomerný.
1000,00
900,00
800,00
Teplota [°C]
700,00
600,00
500,00
400,00
300,00
200,00
100,00
0,00
4. 7. 2008
7:52:00
4. 7. 2008
8:04:30
4. 7. 2008
8:17:00
4. 7. 2008
8:29:00
4. 7. 2008
8:41:00
4. 7. 2008
8:53:30
4. 7. 2008
9:05:30
4. 7. 2008
9:18:00
Čas
T1
T2
T3
T4
T5
Obr. 17 Priebeh teplôt vo fluidnom reaktere
Počas merania boli odobrané štyri vzorky syntézneho plynu, vždy pri inom prebytku vzduchu. Výhrevnosť a
hustota drevného plynu sú uvedené pre rôzne prebytky spaľovacieho / splyňovacieho vzduchu v tabuľke 1
Tab. 3 Zloženie a výhrevnost syntézneho plynu
Prebytok
Qn
Hustota
[-]
-3
[MJ.m ]
-3
[kg.Nm ]
SYNGAS1
0,4
2,56
1,294
SYNGAS2
0,37
2,68
1,3
SYNGAS3
0,31
3,60
1,303
SYNGAS4
0,26
3,89
1,291
Je zrejmé, že s postupným znižovaním prebytku dochádza k zvyšovaniu výhrevnosti drevného plynu.
/ 50 /
Brno 2008
ZÁVER
Experimentálne splyňovacie zariadenie zostrojené na Katedre pecí a teplotechniky Technickej Univerzity
v Košiciach slúži na štúdium procesu splyňovania biomasy a iných alternatívnych palív, prípadne ich kombinácie
s fosílnym palivom – uhlím. V súčasnosti prebiehajú na tomto zariadení merania zamerané predovšetkým na
výskum parametrov ovplyňujúcich proces splyňovania: teplota, zloženie a zrnitosť alternatívneho paliva, prebytok
vzduchu, obohatenie vzduchu kyslíkom
Výskum je ďalej zameraný na vyhodnotenie procesu splyňovania z hľadiska výhrevnosti, chemického zloženia
energoplynu, úletu a popola.
Cieľom je návrh optimálnych podmienok splyňovania na experimentálnom splyňovacom zariadení.
POUŽITÁ LITERATÚRA
[1] Scholz, Beckmann, Schulenberg: Abfallbehandlung in thermischen Verfahren, Teubner – Reihe Umwelt
Stuttgart/Leipzig/Wiesbaden 2001
[2] Prabir Basu, Combustion and Gasification in Fluidized Beds, New York 2006, ISBN 0-8493-3396-2
[3] Fluidné pece, Ladislav Lukáč, [online] [cit. 2007-12-17]. Dostupné na internete:
http://people.tuke.sk/ladislav.lukac/texty/fluid,vznos,cyklon%20pece.pdf
/ 51 /
Brno 2008
/ 52 /
Brno 2008
PĚSTOVÁNÍ RYCHLE ROSTOUCÍCH DŘEVIN VE VELMI KRÁTKÉM OBMÝTÍ V PODMÍNKÁCH
BYSTŘICE NAD PERNŠTEJNEM
Drlíková, L., Fajman, M., Fryc, V.
Tento příspěvek je věnovaný problematice pěstování rychle rostoucích dřevin ve velmi krátkém obmýtí v okolí
Bystřice nad Pernštejnem. Na celkové ploše 3 ha byla na jaře roku 2002 založena experimentální plantáž
vybraných klonů topolů a vrb. Po 7 letech byla provedena sklizeň. Během posledního roku obmýtí a po sklizni
byla provedena řada měření za účelem získání dat pro následnou analýzu vybraných parametrů plantáže.
Klíčová slova: rychle rostoucí dřeviny, topol
PODĚKOVÁNÍ
Příspěvek byl zpracován s podporou Výzkumného záměru č. MSM6215648905 „Biologické a technologické
aspekty udržitelnosti řízených ekosystémů a jejich adaptace na změnu klimatu“ uděleného Ministerstvem školství,
mládeže a tělovýchovy České republiky.
ÚVOD
Biomasa je ve 3. tisíciletí považována za relativně dostupný a zejména bezprostředně využitelný zdroj
obnovitelné energie, který by měl ve významné míře nahradit spotřebu fosilních paliv. Omezení růstu spotřeby
fosilních paliv nebo přímo snížení jejich spotřeby je považováno za klíčový problém pro snižování koncentrace
oxidu uhličitého v atmosféře Země, a tím zastavení předpokládaného jevu zvaného „skleníkový efekt“, který je
považován za hlavního činitele, zodpovědného za současné oteplování zemského povrchu (Hrdlička, 2003).
Biomasa bývá definována jako hmota organického původu. V souvislosti s energetickým využíváním biomasy se
rozumí rostlinnou biomasou především dřevo a různorodý dřevní odpad, respektive jiné energetické rostliny
vhodné pro spalování, jako jsou zemědělské produkty a jejich zbytky nebo cíleně pěstované energetické rostliny
(Celjak, 2008).
Z hlediska možností využití těchto zdrojů jsou v České republice rozsáhlé možnosti v podobě asi 1 milionu ha
nevyužité nebo jen sporadicky využívané plochy. Vedle použití brukvovitých rostlin k výrobě olejů, bionafty apod.,
jsou v posledních letech v popředí zájmů dvě cesty. První z nich je využívání bylin s velkou schopností tvořit
lignifikovanou, dobře spalitelnou biomasu, která navíc umožňuje technologické předzpracování – briketování,
peletizace. Druhou cestou je využívání dřevin – převážně rychle rostoucích druhů, opět za účelem získání pevné,
suché, lignifikované hmoty – dřevoviny za účelem spalování. K tomuto účelu je využíváno obecně druhů rodu
Salix sp. (vrba) a Populus sp. (topol)(Weger, 2003). Níže uvedený text se zabývá zkušeností s pěstováním těchto
druhů rychle rostoucích dřevin.
Topol (Populus L.)
Topol patří mezi dřeviny rychlého vzrůstu. Klimatické podmínky jsou jedním z rozhodujících činitelů ovlivňujících
vegetaci topolů. Ve stejných půdních podmínkách u téhož klonu se dosahuje větších přírůstků v lokalitě s
dlouhou vegetační dobou a s průměrnou denní teplotou v červnu, červenci a srpnu vyšší než 14° C. Dalším
rozhodujícím faktorem je vodní režim v půdě. Vyhovující stanoviště jsou taková, kde průměrná hloubka podzemní
vody je 0,6-1 m. Významný je výběr klonů s vysokým vzrůstem v mládí, výbornou obrůstací schopností pařízků
po obmýtí, snášenlivostí a odolností proti chorobám a škůdcům. Sklizeň topolu se provádí v zimních měsících,
kdy jsou stromy bez listí a sušina dřevin dosahuje 50 % hmotnosti. K energetickému využití je nutné dřevní hmotu
štěpkovat. U plantáží rychle rostoucích dřevin podle délky obmýtí se v našich podmínkách nejvíce uplatní
minirotace, tzn. že délka obrůstání obmýtí je 5-6 let, kdy se může docílit v příznivých podmínkách průměrný roční
výnos až 10-20 t hmoty v absolutní sušině z plochy 1 ha. Pařezy se po sklizni nechávají obrazit a cyklus se
opakuje 4-5 krát (Kovářová, 2002).
L. Drlíková; email: [email protected]
/ 53 /
Brno 2008
Vrba (Salix)
Rod vrba je komplikovaným rodem pro časté hybridizace i relativně velký počet zaměnitelných původních druhů.
Vrby patří mezi dřeviny vlhkomilné, které snáší i dlouhodobé zamokření. Dřevo mají měkké a lehké, větve křehké.
Lze je zařadit mezi rychle rostoucí, jelikož jsou schopny dosahovat poměrně vysoké výnosy dřevní hmoty za
relativně krátkou dobu. Rozmnožují se snadno dřevitými řízky i silnějšími větvemi. Vyznačují se velmi vysokou
obrůstací schopností, zejména u některých typů klonů. Některé druhy vrb jsou poměrně náchylné k různým
chorobám a bývají často napadány škůdci.
CHARAKTERISTIKA POKUSNÉHO STANOVIŠTĚ
Pokus byl založen v roce 2002 jako experimentální plantáž vybraných klonů topolů (Populus sp.) a vrb (Salix sp.)
na celkové ploše 3 ha. Pokusný pozemek byl umístěn na lokalitě Domanínek ( 49° 32´ N, 16° 15´ E a nadmořské
výšce 530 m.n.m.). Plantáž byla založena na orné půdě, kde byly dříve pěstovány převážně obiloviny a
brambory. Půdní podmínky na lokalitě klonového pokusu charakterizují hluboké luvické kambizemě s glejovými
procesy. Použité meteorologické údaje (Tab. 1) byly získány z meteorologické stanice ČHMÚ Bystřice nad
Pernštejnem, která se nachází asi 1 km od pokusné plochy.
ZALOŽENÍ POKUSU
Sadba byla provedena pomocí řízků, sázených do dvouřádku. Vzdálenost mezi jednotlivými řízky byla 0,7m a
šířka meziřadí byla zvolena 2,6m. Hustota porostu tedy činila 10 000 jedinců/ha. Tým autorů se rozhodl,
vzhledem k habitu vrb, a tudíž poměrně obtížnou možností měření relevantních veličin, zaměřit svůj výzkum na
topoly (Tab. 2). V šestiletém porostu byly, po konzultaci s odborníkem na statistiku, označeny vybrané sekce
stromů každého klonu a to vždy dvouřádek v délce 10m (2x28 jedinců) na každé straně plantáže.
SKLIZEŇ
Mezi 4. a 7. listopadem 2008 byla provedena ruční sklizeň s tím, že byla ponechána 10cm pařezina. Hnojení
stanoviště organickými ani průmyslovými hnojivy se neprovádělo.
SLEDOVANÉ PARAMETRY
Pro výpočet odhadu výnosu byla měřena následující data. V dubnu roku 2008 byla provedena první série měření.
Pomocí metru byl měřen obvod kmene ve výšce 10cm (předpokládaná výška řezu při sklizni), 100cm a 130cm.
Pro měření výšek stromů byla použita spaciální teleskopická tyč se stupnicí. Stejná data byla měřena také při
sklizni v listopadu 2008. Výška pokácených stromů byla měřena svinovacím metrem. Data jsou v této chvíli
předmětem vyhodnocování a výsledkem by měly být výnosové křivky jednotlivých klonů topolů.
Dalšími parametrem, který bude následně vyhodnocován je obsah sušiny ve dřevě. Pro orientaci byla měřena
aktuální vlhkost materiálu za použití digitálního vlhkoměru. Pro přesné stanovení sušiny byly vyráběny piliny a to
vždy zvlášť z kmene a zvlášť z větví. Jako vhodné se autorům jevilo vyrobit piliny elektrickou ruční pilkou.
Získaný materiál byl poté vložen do předem označených a zvážených hliníkových misek. Takto připravené vzorky
byly vloženy do sušárny. Po vysušení se vzorky opět zvážily a tak byla stanovena hmotnost vody ve vzorcích.
ZÁVĚR
Předmětem výzkumu je, na základě růstových křivek, definování nejvhodnějších klonů ve specifických
podmínkách lokality Bystřice nad Pernštejnem. Tyto poznatky mohou v širším měřítku vést ke stanovení
vhodných klonů rychle rostoucích dřevin v méně příznivých podmínkách.
/ 54 /
Brno 2008
PŘÍLOHY
Tab. 4 Klimatické a půdní charakteristiky
KLIMATICKÉ CHARAKTERISTIKY
Parametry
Průměrná teplota vzduchu (°C)
1961-1990
Průměrná teplota vzduchu (°C)
2001-2006
Suma srážek (mm)
1961-1990
Suma srážek (mm)
2001-2006
jednotky
Leden Prosinec
Duben Září
Červen Srpen
Prosinec Únor
°C
6.6
12.8
15.5
-2.7
°C
7.3
13.8
16.9
-2.3
mm
580.6
359.6
208.3
113.0
mm
590.6
358.6
208.3
124.7
PŮDNÍ CHARAKTERISTIKY
Komponenty
Jednotky
Hloubka (cm)
0 - 24
24 - 66
66 - 94
94 - 130+
Písek
wt %
34.2
27.6
42.7
67.1
Jemný písek
wt %
50.0
46.1
38.7
19.6
Jíl
wt %
15.8
26.3
18.6
13.3
Objemová hustota
g/cm3
1.55
1.64
1.59
1.64
Organické látky
wt %
2.65
0.28
0.14
0.14
Celkový dusík
wt %
0.16
<0.05
<0.05
<0.05
5.9
5.4
4.0
3.4
pH(KCl)
Dostupný P*
mg/kg
148
1.3
0.9
24
Dostupný K*
mg/kg
151
91
62
76
Dostupný Mg*
mg/kg
143
230
278
291
Dostupný Ca*
mg/kg
1230
1353
748
652
Tab. 5 Seznam použitých klonů a jejich stručná charakteristika
Klon
Taxonomické zařazení
J-104
P.nigra x P. maximowiczii “Maxvier”
J-105
P.nigra x P. maximowiczii “Maxfünf”
P-494
P. maximowiczii x P. berolinensis “Oxford”
P-524
P.balsamifera x P.tremula cf.balsamifera
P-473
P. trichocarpa x P. koreana
/ 55 /
Počet
jedinců:
4x40
4x40
4x40
4x40
4x40
Brno 2008
[1] CELJAK, I. (2008): Ekonomika produkce rostlin pro energetické využití. Praha: Profi Press, s.r.o., čas.
Energie 21, 2/2008
[2] HRDLIČKA, F. (2003): Biomasa – zdroje obnovitelné energie (profesorské přednášky). České technické
vysoké učení (fakulta strojní), Praha, 2003, 28 s. ISBN 80-201-02830-5
[3] KOVÁŘOVÁ, M. a kol. (2002): Pěstování a využití energetických a průmyslových plodin. Biom.cz [online].
2002-07-10 [cit. 2008-09-25]. Dostupné z WWW: <http://biom.cz/index.shtml?x=95502>. ISSN: 1801-
2655.
[4] WEGER, J. (2003): Biomasa – obnovitelný zdroj energie v krajině. Výzkumný ústav Silva Taroucy pro
krajinu a okrasné zahradnictví. Informační středisko pro obnovitelné zdroje, průhonice, 2003, 52 s., ISBN:
80-85116-32-4
/ 56 /
Brno 2008
VÝZNAM A VPLYV VLHKOSTI MATERIÁLU A VEĽKOSTI FRAKCIE V PROCESE ZHUTŇOVANIA
Peter Križan, Miloš Matúš
Cieľom príspevku je prezentovať výsledky analýzy významu a vplyvov dvoch materiálových parametrov (vlhkosť
materiálu a veľkosť lisovanej frakcie) na výslednú kvalitu výliskov v procese zhutňovania. Tieto dva parametre
patria do skupiny parametrov, ktoré výrazne vplývajú na proces zhutňovania. Nájdenie optimálneho pomeru
lisovacej teploty, lisovacieho tlaku, vlhkosti materiálu a veľkosti frakcie je cieľom experimentov prebiehajúcich na
našom pracovisku
Klíčová slova: vlhkosť materiálu, veľkosť vstupnej frakcie, hustota výlisku, pevnosť výlisku, silové väzby medzi
časticami materiálu.
ÚVOD
Výskum vplyvu popísaných parametrov v dnešnej dobe prebiehajú. Na základe týchto experimentov budeme
vedieť zostaviť matematický model, ktorý bude popisovať zhutňovací proces, bude popisovať vzájomné vzťahy
skúmaných parametrov a v konečnom dôsledku bude udávať optimálne hodnoty skúmaných parametrov pre
určitý druh materiálu. V prvom kroku experimenty robíme pre pre borovicové piliny, t.z. výsledkom bude optimálny
lisovací tlak (popt) pre borovicu, optimálna lisovacia teplota (Topt) pre borovicu, optimálna vlhkosť (wopt)
borovicových pilín a optimálna veľkosť frakcie (lopt) borovicových pilín. Následne však bude nutné experimenty
zopakovať aj pre ostatné druhy materiálov. Pri nastavení a dodržaní týchto optimálnych hodnôt bude mať výlisok
normou udávanú kvalitu hodnotenú hustotou. Tento príspevok sa zaoberá popisu významu a vplyvu vlhkosti
materiálu a veľkosti vstupnej frakcie v procese zhutňovania. Tieto sú tiež dôležité a je nutné s nimi uvažovať pri
plánovaní experimentov a taktiež aj pri samotných experimentoch.
MECHANIZMY SILOVÝCH VÄZIEB MEDZI ČASTICAMI
Pri vzájomných kontaktoch fáz v materiály vznikajú medzi časticami silové vzťahy na základe rozmanitých
mechanizmov. Tieto väzby vplývajú na všetky mechanické vlastnosti materiálu. Podľa fyzikálnej podstaty možno
klasifikovať mechanizmy väzieb nasledovne:
1. mostíky tuhého charakteru - sem patria väzby, ktoré vzniknú na kontaktoch častíc vytvorením mostíka z tuhej
fázy v dôsledku difúzie atómov a molekúl pri vyšších teplotách vytvorením chemickej väzby, vykryštalizovaním
tuhej fázy z kvapalnej zložky materiálu (látky), pridávaním plnív atď.. Mostíky tuhého charakteru nazývame aj
krehkými väzbami, pretože po mechanickom porušení mostíka a relatívnom pohybe viazaných častíc sa obyčajne
hneď neobnovujú.
2. kvapalinové mostíky – povrchové a kapilárne sily - v látke alebo v materiály obsahujúcom väčšie kvapaliny sa
vytvárajú v mieste kontaktov častíc kvapalné mostíky. Pri malej viskozite kvapaliny obyčajne prevládajú silové
väzby vyplývajúce z povrchových napätí na povrchu mostíka a z podtlaku vnútri mostíka. V dôsledku
povrchových a kapilárnych síl vznikajú vo vlhnúcom materiály aj samovoľné agregáty. Jemnejšie častice sa
spájajú a za pohybu aj nabaľujú na väčšie častice. Pôvodná sypká suchá látka pozostávajúca napr. len
z primárnych častíc sa môže takto zmeniť na súdržnejšiu, obsahujúcu aj agregáty.
3. sily adhézie a kohézie - mostíky z kvapaliny, ktorá má veľkú viskozitu, spôsobujú väzbu v dôsledku síl adhézie
v medzifázovej ploche a vlastnej vnútornej sily kohézie. Zjednodušene – v tomto prípade dochádza k zlepeniu
častíc vysoko viskóznou kvapalinou. Nízka pohyblivosť kvapaliny v dôsledku vysokých vnútorných trecích síl
zabráni vytvarovaniu mostíka. Tvárny, vysoko viskózny kvapalinový mostík si zachová tvar daný pôsobením
vonkajších síl počas jeho tvarovania. Práca potrebná na tvarovanie je omnoho väčšia ako môžu vykonať
povrchové a kapilárne sily. Adhézne a kohézne sily zabezpečia pevné spojenie častíc v mieste kontaktu aj vtedy,
ak je na povrchu častíc vytvorená veľmi tenká vrstva kvapaliny vplyvom adsopčných javov.
4. príťažlivé sily medzi časticami - aj v prípadoch keď medzi časticami nie je mostík z nijakej látky, môžu nastať
silové väzby častíc v dôsledku existovania a interakcie silových polí v blízkom okolí častíc. Silové polia môžu
vyvolať priamo častice. Pri vzdialenostiach povrchov častíc menších ako 10-8 m sa už začína uplatňovať vplyv
van der Waalsových síl. Ak sú častice materiálu veľmi malé, možno pri tesnejších kontaktoch s účinkom týchto síl
počítať.
Ing. Peter Križan ; ÚSETM, Strojnícka fakulta STU Bratislava ; Nám. Slobody 17, 81231 Bratislava; [email protected]
/ 57 /
Brno 2008
Elektricky nabité častice, napr. v dôsledku vzájomného trenia pôsobia na seba silami, ktoré vyplývajú
z Coulombovho zákona. Dve častice nabité elektrostatickými nábojmi rôznej polarity pôsobia na seba príťažlivými
silami. Vplyvom elektrostatických síl dochádza k zhlukovaniu častíc do väčších celkov, čo môže byť nepriaznivý
jav, napr. pri rovnomernom dávkovaní malých množstiev jemne mletých materiálov, alebo priaznivý jav, napr. pri
granulácií (zhutňovaní) látky, prípadne kvôli obmedzeniu prášenia pri jej transporte.
5. tvarová väzba - častice tvaru vlákien, lupienkov, lístkov alebo častice s veľkými povrchovými nerovnosťami
možno vhodným relatívnym pohybom a stlačením často spojiť tak, že sa navzájom poprepletajú, preniknú alebo
zachytia o nerovnosti povrchu. Táto väzba sa uplatňuje najmä pri časticiach rastlinného pôvodu, ale aj pri
umelých vláknach.
Väzbové sily častíc podľa mechanizmov vyššie popísaných (1, 2, 3, 4, 5) môžeme z hľadiska teórie pevnosti
telies pokladať za vnútorné súdržné sily pôsobiace medzi časticami. Tieto sily zabezpečujú väzbu medzi
časticami aj po zrušení vonkajších síl pôsobiacich na častice. V miestach kontaktov častíc zaťažených vonkajšími
silami však vznikajú normálové tlakové a trecie sily aj bez uvažovania väzbových síl podľa mechanizmov 1, 2, 3,
4, 5.
6. trecia väzba - vyvoláva normálové napätie a odpor častíc proti relatívnemu pohybu v dôsledku existovania
trenia v miestach styku častíc. Mechanizmus trecích väzieb medzi časticami možno objasniť pomocou teórie
trenia tuhých látok.
VÄZBA VODY NA MATERIÁL
V materiáloch sa voda nachádza ako voľná a viazaná. Voľná voda, nazývaná aj kapilárna, vypĺňa v dreve najmä
lúmeny, prípadne medzibunkové priestory, čo dovoľujú kapilárne sily. V dreve je prítomná len vtedy, keď sú
bunkové steny zaplnené viazanou vodou. Množstvo voľnej vody v dreve sa pohybuje od bodu nasýtenia vlákien
po úplné nasýtenie dreva vodou. Jej maximálne množstvo môže byť vyššie ako 100%.
Viazaná voda, nazývaná aj hygroskopická, sa nachádza v bunkových stenách a je viazaná vodíkovými silami.
Voda viazaná v dreve má rozmedzie vlhkosti od 0% do BNV (bod nasýtenia vlákien – sa definuje ako stav dreva,
pri ktorom drevo obsahuje len viazanú vodu, pričom bunkové steny sú nasýtené vodou bez toho, aby sa
v dutinách buniek nachádzala voda v kvapalnom skupenstve), ktorého priemerná hodnota vlhkosti sa pre naše
dreviny udáva vo výške 30%.
Voľná voda je tá časť vlhkosti, ktorá má vlastnosti destilovanej vody. Akonáhle sa viaže na materiál, jej vlastnosti
sa zmenia, napr. sa mení aj merná tepelná kapacita, je nižšia ako pre voľnú vodu. Voda sa viaže na materiál
väzbami a každá väzba je charakterizovaná väzbovou energiou, ktorú označujeme EV.
EV = − R.T . ln ϕ
kde:
(1)
R – plynová konštanta
T – teplota vyjadrená v Kelvinoch (inak termodynamická)
φ – relatívna vlhkosť hraničnej vrstvy vzduchu pri materiáli
Typy väzieb:
► chemická väzba
► fyzikálno - chemická väzba
► fyzikálna väzba
- je najsilnejšia väzba
- má aj najvyššiu väzbovú energiu – EV = (8 - 11) kJ.mol-1
- je slabšia ako chemická väzba
- väzbová energia je tiež menšia - EV = (0,8 - 8) kJ.mol-1
- osmoticky viazaná voda
- vodíkové mostíky
- medzimolekulárne sily
- je najslabšia, niekedy už pri nižších teplotách ako 80ºC sa začne odparovať
- priľnavosť, voda v mikro-, makro- kapilárach
- najnižšia väzbová energia - EV = (0,4 – 0,8) kJ.mol-1
/ 58 /
Brno 2008
VEĽKOSŤ VSTUPNEJ FRAKCIE
Častice sú v látkach a materiáloch v dôsledku pôsobenia vonkajších síl deformované a namáhané najmä
v oblasti kontaktov. Z pohľadu zhutňovania je veľmi dôležité, aby popísané mechanizmy silových väzieb medzi
časticami vznikli. Taktiež je veľmi dôležité, aby sme pred samotným procesom zhutňovania pripravili materiál –
t.z. zabezpečili vhodnú vlhkosť a vhodnú veľkosť frakcie. Materiál, ak je to nutné, pripraviť dezintegráciou,
rozmerový vytriedením a usušením. Veľkosť vstupnej frakcie dokážeme zabezpečiť dezintegráciou a triedením.
Avšak jeho hodnota sa mení vzhľadom na použitú technológiu zhutňovania a zhutňovaný druh materiálu. Preto je
veľmi dôležité zaoberať sa výskumom vplyvu veľkosti frakcie na výslednú hustotu a pevnosť výlisku. Je to jeden
z parametrov, ktorého optimálnu hodnotu sa snažíme experimentálne zistiť a následne overiť.
Veľkosť vstupnej frakcie má veľký vplyv na samotný proces zhutňovania. Pretože čím je vstupná frakcia väčšia,
tým je väčší aj výkon potrebný na zhutnenie. Výlisok má napriek tomu nižšiu homogenitu a pevnosť. S rastúcou
veľkosťou klesajú väzobné sily, čo má za následok rýchli rozpad výlisku v procese horenia (výlisok rýchlejšie
zhorí, čo je nevýhoda). Kvalita výlisku klesá a potrebný lisovací tlak rastie s nárastom veľkosti frakcie lisovaného
materiálu. Pri lisovaní, ale hlavne pri lisovaní bez spojiva sa povrchové plochy zŕn majú dotýkať na najväčšej
ploche. Veľkosť stykovej plochy zŕn rastie s rastúcou jemnosťou materiálu a lisovacím tlakom. Existujúce
závislosti dokazujú, že vstupná frakcia by mala byť čo najmenšia, aby sme dosiahli potrebnú hustotu a pevnosť
výlisku. Tieto tvrdenia však je nutné dokázať a overiť prebiehajúcimi experimentmi.
VLHKOSŤ VSTUPNÉHO MATERIÁLU
Ak chceme vedieť vyrábať kvalitné výlisky ako to predpisujú normy, musíme poznať aj vplyv vlhkosti materiálu.
Vieme, že určité výsledky v skúmaní závislostí hustoty výlisku a pevnosti výlisku od vlhkosti lisovaného materiálu
napr. pri lisovaní drevných pilín a pri lisovaní zmesi koksu a hnedého uhlia existujú. Napriek tomu, že je v nich
lisovaný iný druh materiálu majú závislosti podobný charakter. Môžeme preto povedať, že vlhkosť závisí aj od
lisovaného materiálu, ale nepredpokladáme veľké rozdiely v hodnote optimálnej vlhkosti. Nevieme však exaktne
označiť túto optimálnu hodnotu vlhkosti. Na základe znalostí a skúseností sa javí vlhkosť 10-18% vhodná pre
zhutňovanie. Ak je vlhkosť lisovaného materiálu veľmi malá a naopak veľmi veľká, t.z. mimo intervalu (10-18%),
častice materiálu nie sú súdržné a výlisok sa rozpadáva. Výskumy a experimenty dokázali, že vlhkosť má vplyv
na plastifikáciu lignínu. Teplota mäknutia lignínu však závisí aj od druhu dreviny z ktorej je izolovaný a aj od
metódy izolácie. Teplota fázového prechodu lignínu z tuhého do plastického stavu je priamoúmerná jeho
molekulovej hmotnosti a nepriamoúmerná obsahu vlhkosti. Vzťahy medzi vlhkosťou, tlakom a teplotou sú veľmi
zaujímavé. Ak nastavíme optimálnu teplotu aj tlak a nebudeme mať optimálnu hodnotu vlhkosti, výlisok nebude
kompaktný a bude sa rozpadávať. Teplota síce pôsobí na plastifikáciu lignínu v lisovanom materiály a tlakom
sme schopný zabezpečiť samotné zhutnenie, ale ak má lisovaný materiál vysokú vlhkosť, unikajúca voda vo
forme pary trhá výlisok. Ak je vlhkosť veľmi nízka (cca pod 10%), na to aby sme dosiahli kvalitný výlisok musíme
zabezpečiť podstatne vyššiu teplotu aj vyšší tlak, čo je už veľmi nerentabilné. Určitú vlhkosť lisovaný materiál
musí mať, lebo inak pri zhutnení nedochádza k spekaniu materiálu čo zabezpečuje tiež súdržnosť častíc
materiálu vo výlisku. Optimálna hodnota vlhkosti je tiež predmetom experimentálneho výskumu.
HODNOTENIE KVALITY VÝLISKOV
Kvalitu výlisku hodnotíme z hľadiska hustoty výlisku, lebo hustota výliskov je veľmi dôležitá z hľadiska
manipulácie, rýchlosti horenia, stability výlisku atď. Výlisky musia byť súdržné, inak by vznikali trhliny, praskliny
a oddeľovali sa jemné častice, čo nie je prípustné. Okrem iného hustota výlisku patrí medzi mechanické
ukazovatele kvality výlisku predpísané normami na výlisky. Norma DIN 52182 popisuje postup pri stanovení
hustoty výliskov. Norma İNORM M 7135 udáva hodnotu hustoty výliskov skupín HP1 (pelety z dreva) a RP1
(pelety z kôry) viac ako 1,12 g/cm3, pri ostatných výliskoch musí mať hustota hodnotu viac ako 1 g/cm3. Hustotu v
výliskov sme určovali na základe nasledujúceho vzťahu:
ρN =
mN
VN
[g/cm3]
kde: VN – objem vzorky [cm3]
(2)
mN – hmotnosť [g]
Pevnosť brikety je maximálny tlak na raznicu, ktorý vznikne pri tlakovej skúške za stanovených podmienok. Pre
skúmanie pevnosti valcových brikiet v tlaku sú vhodné dve základné skúšky – skúška rozštepom (tlak pôsobí na
/ 59 /
Brno 2008
briketu uloženú v horizontálnej polohe) a skúška pevnosti v jednoduchom tlaku (tlak pôsobí na briketu uloženú vo
vertikálnej polohe).
a.) skúška rozštepom
b.) skúška pevnosti v jednoduchom tlaku
Obr. 1 Stanovenie pevnosti výliskov
EXPERIMENTY
Na obr. 2 je zobrazená závislosť hustoty výliskov od veľkosti frakcie. Pracovali sme s piatimi rôznymi frakciami
a pri každej frakcií sme urobili 10 výliskov. Zvolené parametre boli: druh materiálu borovica, lisovací tlak 286 MPa
a vlhkosť frakcie 10%. Desať hodnôt sme spriemerovali a tento sme vynášali do grafu, pred stabilizáciou a aj po
stabilizácií. Potvrdilo sa, že je nutné ponechať výlisok stabilizovať kvôli dilatáciám. Môžeme si všimnúť, že pred
stabilizáciou dosahovali výlisky normou stanovenú hustotu, ale po stabilizácií nie. Z tejto závislosti sa nám javí
ako optimálna frakcia veľkosti 2 mm. V skutočnosti však platí, že ak je frakcia menšia, výlisok bude mať vyššiu
hustotu. Príčinu môžeme hľadať v absencií vyhrievania lisovacej komory, resp. zabezpečenia vyššej lisovacej
teploty. Táto má určite vplyv aj na nízku dosiahnutú hustotu po stabilizácií, aj na fakt že optimálnou frakciou vyšla
frakcia 2mm. Teplota, ako som už spomenul, má vplyv na plastifikáciu lignínu z bunkových štruktúr materiálu.
Myslíme, si preto že pri menšej frakcii bude plastifikácia plynulejšia ako pri väčšej.
Na obr. 3 vidíme závislosť pevnosti výlisku v jednoduchom tlaku od veľkosti frakcie a na obr. 4 je závislosť
pomeru pevnosti výlisku v rozštepe a dĺžky výlisku od veľkosti frakcie. Závislosti nám ukazujú, taktiež že so
zmenšujúcou sa veľkosťou vstupnej frakcie rastie pevnosť aj v jednoduchom tlaku aj v rozštepe.
Dependence of the briquet density on fraction largeness
Briquet density [g/cm3]
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,5
1
2
4
4<
Fraction largeness [mm]
Before stabilization
After stabilization
Obr. 2 Závislosť hustoty výlisku od veľkosti vstupnej frakcie
/ 60 /
Brno 2008
Dependence of the briquet strength on fraction largeness
Briquet strength [MPa]
120
100
80
60
40
20
0
0,5
1
2
4
4<
σp [MPa]
briquet strength in simple pressure
Obr. 3 Závislosť pevnosti výlisku v jednoduchom tlaku od veľkosti vstupnej frakcie
Dependence of the briquet strength in cleft - briquet length
ratio on fraction largeness
σr / l [ N / mm3 ]
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0,5
1
2
4
4<
σr / l
briquet strength in cleft - briquet length ratio
Obr. 4 Závislosť pomeru pevnosti výlisku v rozštepe a dĺžky výlisku od veľkosti vstupnej frakcie
Ďalej sme pokračovali s experimentálnym zistením vplyvu vlhkosti vstupnej frakcie na hustotu a pevnosť výlisku.
Zvolené parametre boli: druh materiálu borovica, lisovací tlak 286 MPa a veľkosť frakcie 2 mm. Samotné
experimenty a tiež aj vyhodnocovanie údajov prebiehalo v rovnakom duchu ako pri predošlých závislostiach,
takže už ich podrobnejšie opisovať nebudem. Treba však upozorniť na fakt, že naše experimenty prebiehali
v laboratórnych podmienkach, a to nám dovoľovalo zistiť aj hodnoty hustôt výliskov lisovaných z materiálov
s vyššou vlhkosťou, ako je všeobecne známe (30%). Vieme, že lisovanie materiálov o takýchto vlhkostí je
nereálne, my sme ich však použili len aby sme zistili celkový charakter závislosti. Avšak ak sa pozrieme na
znázornené grafy, vidíme že optimálnou oblasťou hodnôt vlhkosti materiálu je interval od 10 % - 20 % . Čo sú
hodnoty, s ktorými sme sa stretli v rôznych literatúrach pojednávajúcich o vlhkosti materiálu pre lisovanie drevnej
biomasy. Na obr. 5 je vykreslená závislosť hustoty výlisku od vlhkosti frakcie. V uvedenom intervale vlhkostí sme
dosiahli normou udávanú hustotu aj pred stabilizáciou aj po stabilizácií. Ale treba povedať, že hodnota hustoty 1
g/cm3 je spodná hranica udávaného intervalu a my samozrejme chceme dosahovať vyššie hustoty. Toto by sme
vyriešili zvýšením lisovacej teploty. Vidíme, že výlisky s hodnotami hustôt pod 10 % a tiež nad 20 % nie sú
/ 61 /
Brno 2008
vyhovujúce. Väzby v bunkových štruktúrach nevznikli buď kvôli vyššej vlhkosti a tým pádom vyšším obsahom
vody, alebo práve naopak.
Dependence of the briquet density on briquet humidity
Briquet density [g/cm3]
1,15
1,1
1,05
1
0,95
0,9
0,85
5
8
14
16
18
23
25
30
Briquet humidity [%]
Before stabilization
After stabilization
Obr. 5 Závislosť hustoty výlisku od vlhkosti vstupnej frakcie
Dependence of the briquet strength on briquet humidity
Briquet strength [MPa]
106
104
102
100
98
96
94
92
5
8
14
16
18
23
25
30
σp [MPa]
briquet strength in simple pressure
Obr. 6 Závislosť pevnosti výlisku v jednoduchom tlaku od vlhkosti vstupnej frakcie
Podobné výsledky nám ukazujú aj závislosti na obr. 6 a obr.7. Pevnosť výlisku v jednoduchom tlaku aj v rozštepe
je najvyššia v intervale od 10 – 20% relatívnej vlhkosti.
/ 62 /
Brno 2008
Dependence of the briquet strength in cleft - briquet length
ratio on briquet humidity
0,16
σr / l [N / mm3]
0,14
0,12
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
0
5
8
14
16
18
23
25
30
σr / l
briquet strength in cleft - briquet length ratio
Obr. 7 Závislosť pomeru pevnosti výlisku v rozštepe a dĺžky výlisku od vlhkosti vstupnej frakcie
ZÁVER
Výsledky experimentov prebiehajúcich bez prítomnosti lisovacej teploty nám potvrdili informácie získané
z vykonaných analýz týchto dvoch faktorov – veľkosť vstupnej frakcie a vlhkosť vstupného materiálu.
Obsah jednotlivých frakcií významne ovplyvňuje kvalitu výlisku. Prítomnosť väčšieho množstva jemnozrnných
častíc umožňuje lepšie zhutnenie materiálu. Výlisok je súdržnejší, kvalitnejší a dosahuje vyššie hodnoty
objemovej hustoty. Čím je vstupná frakcia väčšia, tým je potrebný aj väčší výkon na zhutnenie, pretože daný
výlisok má nižšiu homogenitu. S rastúcou veľkosťou frakcie klesajú väzbové sily, čo má za následok skorý rozpad
výlisku počas procesu horenia. Veľkosť frakcie tak vplýva na potrebný lisovací tlak, ako aj na pevnosť
a objemovú hustotu výlisku.
Maximálna vlhkosť materiálu je zásadnou podmienkou zhutnenia biomasy. Pre zhutňovanie väčšiny materiálov
z biomasy sa maximálna hodnota relatívnej vlhkosti pohybuje okolo 15%. Závisí však najmä od druhu
zhutňovaného materiálu a princípu zhutňovania. Pre lisovanie borovicových pilín pri vlhkosti vyššej ako 18%
dochádza k výraznému poklesu hustoty výliskov a k ľahkej dezintegrácií výliskov už pri pôsobení nízkych
manipulačných síl. Pri nižšej vlhkosti ako 8 % majú výlisky relatívne dobrú hustotu, ale nezachovávajú si
dlhodobo dobrú kvalitu. Majú tendenciu absorbovať vlhkosť zo vzduchu, významne expandovať a stávajú sa
drobivými už po pár dňoch. Výlisky z materiálu s vlhkosťou od 8% do 15% dosahujú tak vysokú hustotu ako aj
dlhotrvajúcu tvarovú a objemovú stálosť.
Príspevok vznikol za finančnej podpory Grantovej agentúry MŠ SR a SAV pri riešení grantového projektu VEGA
1/3187/06.
/ 63 /
Brno 2008
[1] KRIŽAN, P.: Analýza a výskum matematických modelov zhutňovania drevnej biomasy, In.: Zborník
z Medzinárodnej konferencie Energetika a životní prostredí, 26. – 27.09.2007, Ostrava, ČR, ISBN 978-80248-1586-2, str. 155 - 160
[2] KRIŽAN, P.: Vplyv faktorov v procese zhutňovania biomasy, In.: Zborník z 13. Medzinárodnej konferencie
TOP 2007, 26.-28.06.2007, Senec, ISBN 978-80-227-2693-1, str. 381-386
[3] KRIŽAN, P., SVÁTEK, M.: Navrhovanie experimentu pre výskum procesu zhutňovania, In.: Zborník
abstraktov z 2. medzinárodnej konferencie mladých výskumníkov a doktorandov ERIN 2008, 23. –
24.04.2008, Bratislava, ISBN 978-80-227-2849-2, str. III – 4, CD-ROM
[4] KRIŽAN, P.: Research of factors influence on quality of wood briquettes, In.: Časopis Acta Montanistica
Slovaca, číslo 3 (2007), ročník 12, ISSN 1335-1788, str. 223-230
[5] KRIŽAN, P.: Vlhkosť materiálu – faktor, ktorý veľkou mierou ovplyvňuje kvalitu výlisku pri zhutňovaní, In:
časopis Manufacturing Engineering – Výrobné Inžinierstvo, číslo 4, ročník V., 2006, ISSN 1335-7972, str.
32-35
/ 64 /
Brno 2008
DEZINTEGRÁCIA PAPIERA VA JEDNOROTOROVOM DEZINTEGRAČNOM STROJI
Martin Letko
Na našom pracovisku sme vyvinuli modulovú konštrukciu dezintegračných strojov. Základné moduly, ktoré
momentálne skúšame sú dvojrotorový nízkofrekvenčný dezintegračný stroj a jednorotorový nízkofrekvenčný
dezintegračný stroj. V súčasnosti prebiehajú skúšky na strojoch zamerané na dezintegráciu rôznych materiálov,
produktivitu stroja, rozmery vstupnej a výstupnej frakcie. Príspevok sa zaoberá praktickými skúsenosťami pri
dezintegrácii papiera.
Kľúčové slová: dezintegrácia, drvič, jednorotorový, nízkofrekvenčný, zhodnocovanie
ÚVOD
Modulová stavba dezintegračných strojov, ktorú sme vyvinuli na našom pracovisku je navrhnutá pre
dezintegráciu rôznych druhov odpadov ako sú: biomasa, fytomasa, plasty, papier, textil, viacvrstvové obaly,
plastové fólie, plechové obaly od nápojov a mnohé iné. Po Výrobe základných modulov sme pristúpili na fázu
experimentov. Tieto sme rozdelili na dve etapy. Prvá je zameraná na praktické skúsenosti pri dezintegrácii
rôznych druhov odpadov, zachytávanie materiálu nástrojmi, rozmery vstupnej frakcie, rozmery výstupnej frakcie,
priemer otvorov sita v závislosti od rozmerov frakcie pred a po dezintegrácii, produktivitu stroja a iné. Druhá fáza
je zameraná na meranie fyzikálnych veličín ako sú dezintegračná sila a jej priebeh pri dezintegrácii, spotreba
elektrického prúdu počas dezintegrácie, priebeh výkonu potrebného na dezintegráciu materiálu, vplyv geometrie
nástrojov na veľkosť dezintegračnej sily a iné.
MODULOVÁ STAVBA DEZINTEGRAČNÝCH STROJOV
Na obrázku č. 1 je 3d-model dezintegračného stroja s dvomi dezintegračnými komorami. Horná komora je
dvojrotorová nízkofrekvenčná, ktorej fotografia je na obrázku č. 2. Dolná komora je jednorotorová
nízkofrekvenčná. Ktorej fotografia je na obrázku č. 3. Modulová stavba bola navrhnutá tak aby bolo možné podľa
požiadaviek zákazníka navrhnúť vhodnú konfiguráciu stroja. Modulová stavba pozostáva z databázy
komponentov, ktoré sú prostredníctvom softvéru vyberané pre zvolenú konfiguráciu. Našou snahou bolo
navrhnúť stroje tak, aby bolo možné použiť maximum rovnakých komponentov v rôznych strojoch. Moduly, ktoré
sme vyrobili môžu pracovať každý osobitne, alebo môžu byť uložené nad sebou ako je na obrázku č. 1. Oba
moduly majú vlastný ovládací panel s frekvenčným meničom. Na moduloch je možné meniť otáčky rotorov,
geometriu nástrojov, tvar listov stieračov, sitá s rôznymi priemermi otvorov. Obe komory sú uložené na
základnom ráme. K rámu je možné podľa potreby dopasovať stojan.
Ing. Martin Letko, Ústav výrobných systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality, Strojnícka fakulta STU
/ 65 /
v Bratislave, Námestie slobody 17, 812 31 Bratislava, [email protected]
Brno 2008
Obr. 1 Dvojkomorový dezintegračný stroj
/ 66 /
Brno 2008
Obr. 2 Dvojrotorový nízkofrekvenčný dezintegračný stroj
Obr. 3 Jednorotorový dezintegračný stroj
PRAKTICKÉ SKÚSENOSTI PRI DEZINTEGRÁCII PAPIERA
V oboch moduloch sme skúšali dezintegrovať rôzne materiály. Prvá fáza experimentov mala vlastne ukázať čo
stroje naozaj dokážu a do akej miery sa predpokladané a očakávané parametre zhodujú so skutočnosťou.
Najskôr sme skúšali každý modul osobitne a potom oba naraz, keď sme ich uložili na seba. Jednorotorový
dezintegračný stroj vysoko presiahol naše očakávania. Ukázalo sa, že stroj má skutočne vynikajúce vlastnosti pre
dezintegrácii rôznych druhov odpadov. Tento typ stroja sa používa tak v jednostupňovej dezintegrácii ako aj vo
viacstupňovej. Dezintegrácia papiera bola vykonaná tiež v dvoch etapách. V prvej bol papier dezintegrovaný
v jednorotorovom stroji v jednom stupni dezintegrácie. Tento stroj sa vyznačuje tým, že nástroje nemajú taký
samovťahovací účinok ako dvojrotorový. To sa prejavilo aj na relatívne nízkej produktivite stroja, ktorá sa však
výrazne zvýšila použitím prítlačného zariadenia, ktoré je súčasťou stroja. Nástroje papier najskôr pokrčili. Tým sa
papier natlačil práve na činnú časť prítlačného segmentu. Po zatlačení prítlačného zariadenia došlo k okamžitej
dezintegrácii nahromadeného papiera. Dávkovanie papiera do dezintegračnej komory muselo prebiehať
prerušovane, aby sa nezahlcovala násypka. Po niekoľkých cykloch prítlačného zariadenia bolo možné opäť
doplniť materiál do násypky stroja. Po zachytení materiálu nástroje strihajú materiál na pevnom nástroji a materiál
sa dostáva do priestoru medzi nástroje, rotor a sito. Pokým frakcia nie je dostatočne malá musí materiál
cirkulovať v dezintegračnej komore, kde každým prechodom cez nástroje dochádza k jeho zdrobňovaniu až
postupne prepadne cez otvory sita. Dezintegrácia papiera v jednom stupni dezintegrácie prebiehala pri týchto
parametroch a v tabuľke 1 sú výrobnosti pre jednotlivé opakovania experimentu:
-
typ stroja: jednorotorový nízkofrekvenčný dezintegračný stroj
otáčky rotora: od 50 – 90 min -1
priemer rotora: Ø220 mm
/ 67 /
-
Brno 2008
dĺžka dezintegračnej komory: 240 mm
šírka nástrojov: 20 mm
počet klinov na jednom nástroji: 4 (-)
uhol čela klina nástroj: g= 20°
uhol chrbta klina nástroja: a= 20°
priemer otvorov na site: Ø12 mm
skúšobná vzorka: 10 listov kancelársky papier rozmeru 210 x 297 mm, gramáž 80 g/m2
Tab. 1 Výrobnosti pre jednotlivé opakovania experimentu
číslo
merania
m. č. 1
m. č. 2
m. č. 3
m. č. 4
m. č. 5
m. č. 6
m. č. 7
m. č. 7
m. č. 7
m. č. 7
20,5
20,1
19,2
19,9
18,5
18,8
19,1
18,6
19,3
19,4
hmotnosť
frakcie (kg)
Priemerná hmotnosť výstupnej frakcie je:
10
m=
∑m
1
10
i
=
193,4
= 19,34 [kg]
10
Výrobnosť dezintegračného stroja s dvojstupňovou dezintegráciou pri dezintegrácii papiera dosahuje:
Q = 19,34 kg.hod-1
Druhá etapa experimentu prebiehala tak, že papier bol dezintegrovaný v dvojstupňovej dezintegrácii. V prvom
stupni došlo k zdrobneniu na dvojrotorovom nízkofrekvenčnom dezintegračnom stroji a v druhom stupni
prebiehala dezintegrácia na jednorotorovom nízkofrekvenčnom dezintegračnom stroji. Dvojstupňová
dezintegrácia mala za následok zvýšenie produktivity jednorotorového dezintegračného stroja. Do násypky
jednorotorového stroja padala frakcia zobrazená na obrázku č. 4. rozmery boli v priemere približne 5 x 15 cm.
/ 68 /
Brno 2008
Obr. č. 4 Výstupná frakcia papiera po dezintegrácii na dvojrotorovom stroji
Tieto rozmery zaručili, že nedochádzalo k značnému krčeniu a hromadeniu papiera na segmente prítlačného
zariadenia, ale skôr iba k náznaku hromadenia. Prítlačné zariadenie prakticky nemuselo byť použité, nástroje
spoľahlivo zachytávali materiál, ktorý potom prechádzal do priestoru medzi pevné nástroje, rotor a sito.
Dezintegrácia papiera v dvojstupňovej dezintegrácii prebiehala pri týchto parametroch a v tabuľke 2 sú výrobnosti
pre jednotlivé opakovania experimentu:
-
typ stroja: jednorotorový nízkofrekvenčný dezintegračný stroj
otáčky rotora: od 50 – 90 min -1
priemer rotora: Ø220 mm
dĺžka dezintegračnej komory: 240 mm
šírka nástrojov: 20 mm
počet klinov na jednom nástroji: 4 (-)
uhol čela klina nástroj: g= 20°
uhol chrbta klina nástroja: a= 20°
priemer otvorov na site: Ø12 mm
skúšobná vzorka: výstupná frakcia z dvojrotorového nízkofrekvenčného stroja po dezintegrácii vzorky 10
listov kancelársky papier rozmeru 210 x 297 mm, gramáž 80 g/m2 (rozmery v priemere 5 x 15 cm)
Tab. 2 Výrobnosti pre jednotlivé opakovania experimentu
číslo
merania
hmotnosť
frakcie (kg)
m. č. 1
m. č. 2
m. č. 3
m. č. 4
m. č. 5
m. č. 6
m. č. 7
m. č. 7
m. č. 7
m. č. 7
25,6
27,5
28,3
26,8
29,0
28,1
27,4
26,8
27,9
27,8
/ 69 /
Brno 2008
Priemerná hmotnosť výstupnej frakcie je:
10
m=
∑m
1
10
i
=
275,2
= 27,52
10
[kg]
Výrobnosť dezintegračného stroja s dvojstupňovou dezintegráciou pri dezintegrácii papiera dosahuje:
Q = 27,52 kg.hod-1
Na obrázku č. 5 je výstupná frakcia po dezintegrácii na jednorotorovom dezintegračnom stroji. Jej rozmery
ovplyvňovalo sito s rozmermi otvorov 12 mm. Maximálne rozmery výstupnej frakcie dosahovali veľkosť približne
15 mm, čo je spôsobené tým, že cez sito prepadne frakcia, ktorá síce má v jedno smere veľkosť 12 mm ako otvor
v site, ale dĺžkový rozmer môže byť väčší.
Obr. 5 Výstupná frakcia papiera po dezintegrácii na jednorotorovom dezintegračnom stroji
Dezintegrácia papiera podľa uvedených podmienok sa vyznačuje ešte jednou dôležitou vlastnosťou. Pri
dezintegrácii vzniká značné množstvo prachu, ktoré veľmi nepriaznivo vplýva na prostredie v okolí stroja. Okrem
iného to znamená, že v reálnej prevádzke bude nevyhnutné zabezpečiť spoľahlivé odsávanie vznikajúceho
prachu aby nedošlo k takej koncentrácii prachu, aby hrozilo nebezpečenstvo zahorenia alebo výbuchu.
/ 70 /
Brno 2008
ZÁVER
Cieľom príspevku bolo opísať praktické skúsenosti pri dezintegrácii papiera v jednorotorovom dezintegračnom
stroji. Experimenty a skúsenosti pri dezintegrácii papiera ukázali, že navrhnutý stroj je schopný dezintegrovať aj
tento materiál. Na spoľahlivú dezintegráciu je vhodná dvojstupňová dezintegrácia, ktorá zabezpečí vyššiu
produktivitu v porovnaní z jednostupňovou dezintegráciou v jednorotorovom stroji.
Príspevok vznikol za finančnej podpory Grantovej agentúry MŠ SR a SAV pri riešení grantového projektu VEGA
1/3187/06.
[1]
Šooš, Ľ., Letko, M., Beniak, J.: Modulová stavba dezintegračného zariadenia pre dezintegráciu tuhých
organických odpadov : Záverečná správa projektu APVT 20-021104. - Bratislava : STU v Bratislave SjF
KVT, 2008. - 81 s.
/ 71 /
Brno 2008
/ 72 /
Brno 2008
MOŽNOSTI KOGENERACE S TURBOSOUSTROJÍM PŘI ZPLYŇOVÁNÍ BIOMASY
Martin Lisý, Skála Zdeněk, Baláš Marek, Moskalík Jiří
Článek popisuje koncepčně zcela nové řešení kogenerace se zplyňováním biomasy. Na místo spalovacího
motoru bude využito jednohřídelového turbosoustrojí NETZ. Produkovaný plyn bude spalován ve spalovací
komoře. Vzniklé spaliny budou ohřívat stlačený vzduch z kompresoru, který bude následně expandovat
v dvoustupňové turbíně. Horký vzduch vystupují z turbíny bude využit ke zplynění paliva a ke spálení
produkovaného plynu, čímž se využije jeho zbytkové teplo. Odpadá tak nákladné čištění plynu od prachu a dehtu,
neboť turbína přichází do styku jen s čístým vzduchem.
Klíčová slova: zplyňovací biomasy, kogenerace
ÚVOD
V průběhu posledních let se stále častěji mluví o potřebách využívání obnovitelných zdrojů (OZE) při produkci
nejen elektrické energie, ale i tepla. Ačkoliv v podmínkách České republiky nelze při realistickém vyhodnocení
přírodních podmínek očekávat, že se OZE stanou dominantním zdrojem energie, mají svoji důležitou roli
v energetickém systému ČR. Největší potenciál je v rozvoji energetického využívání biomasy. Je však nezbytné
využívat tento zdroj energie s maximální hospodárností, což znamené při kogeneraci. Vzhledem
k problematickému skladování biomasy, velkým nákladům při dopravě paliva se jako nejefektivnější využívání
biomasy jeví decentralizovaná výroba el. energie a tepla přímo v místě zdroje paliva.
Nejčastější technologií využití biomasy je stále spalování s výrobou elektrické energie v parní turbíně. Oproti
spalování uhlí je však dosahováno nižších parametrů páry, což snižuje elektrickou účinnost cyklů. Dalším
podstatným omezením je velikost zdroje, kde pro jednotky s výkony desítek či stovek kW není klasický R-C
cyklus ekonomicky ani technicky vhodný kvůli nízké účinnosti a vysokým měrným nákladům.
V posledních letech se opětovně rozvíjí technologie termického zplyňování v reaktorech s pevným nebo fluidním
ložem. Fluidní generátory jsou vhodné pro větší aplikace. Uvádí se minimální výkon okolo 5 MWt, horní hranice
výkonu není omezena. Naproti tomu generátory s pevným ložem jsou vhodnější pro malé lokální jednotky,
vyznačují se jednoduchou konstrukcí a nižší produkcí dehtů. Produkovaný synplyn obsahuje spalitelné složky
(CO, H2, CH4 a nižší uhlovodíky), dále nežádoucí složky jako je dehet, prach nebo čpavek. Složení plynu a jeho
energetická hodnota se mohou výrazně lišit v závislosti na typu zplyňovacího generátoru a použitého
zplyňovacího média. Výhřevnost produkovaného syntézního plynu se pohybuje od 5 do 15 MJ/m3n[1].
Zplyňování dřeva, dřevního odpadu, popř. komunálního odpadu v pevném nebo fluidním loži je v současnosti de
facto zvládnutá technologie. Z celé řady průmyslových aplikací stojí za zmínku např. atmosférický fluidní
zplyňovač s cirkulujícím fluidním ložem (CFB reaktor)v rakouském Güssingu [2], který zplyňuje dřevní štěpky
a produkovaný plyn je zde zaveden do spalovacího motoru o výkonu 2 MWe. Ve finském Lahti je od roku 1998
v provozu CFB reaktor od firmy Foster Wheeler (Kymijärvi Project) s výkonem 60 MWt, který zplyňuje jak dřevní
biomasu, tak komunální odpad. Produkovaný plyn je zde spalován v kotli na práškové uhlí, který byl zapojen
v klasickém R-C cyklu. Elektrický výkon turbíny je 49 MWe [3]. Podstatně větší technický problém představuje
zplyňování slámy a dalších zemědělských odpadních produktů, které většinou obsahují větší podíl dusíku, síry,
chlóru a alkálií. Zplyňování tzv. „bylinné biomasy“je počátku vývoje a výzkumu. Intenzivní úsilí vkládané do tohoto
výzkumu je ale naprosto oprávněné, protože traviny a stébelniny představují velký objem potencionálního paliva
a jejich podíl v dodávkách biopaliv bude neustále narůstat [4].
Zplyňovací technologie přinášejí některé výhody.. Spalování produkovaného plynu je lépe říditelný proces než
spalování tuhé biomasy, čímž se zmenšuje tvorba škodlivých emisí. Využitím plynu v plynových turbínách a
paroplynových cyklech dosahujeme vyšší účinnost při výrobě elektrické energie. Nově se prosazující technologie
tlakového zplyňování produkují plyn bohatý na vodík, čímž vzrůstají možnosti využití synplynu v palivových
článcích, ačkoliv prozatím se tyto aplikace nacházejí ve fázi počátečního výzkumu [5]. V neposlední řadě patří
mezi pozitivní přínosy zplyňování možnost stavby menších kogeneračních jednotek s výkony v desítkách či
stovkách kilowatt.
Ing. Martin Lisý, Fakulta strojního inženýrství, VUT v Brně, Technická 2, 616 69 Brno, [email protected]
/ 73 /
Brno 2008
Obr. 18 Schematický přehled aplikací fluidního zplyňování [6]
Existuje celá řada možností využití takto produkovaného synplynu. U menších jednotek se využívá zejména
kogeneračních jednotek na bázi spalovacích motorů. U větších aplikací přicházejí v úvahu plynové turbíny s
případným zařazením do paroplynových cyklů, spalování v kotlech na práškové uhlí nebo již zmiňované
spalovací motory. Ve fázi vývoje se nachází využívání palivových článků, mikroturbín či Stirlingova motoru[6].
POPIS NAVRHOVANÉ TECHNOLOGIE
Energetický ústav FSI VUT v Brně se společně firmou ATEKO Hradec Králové zabývá oblastí zplyňování
biomasy a čištění produkovaného synplynu již od roku 1999. V roce 2000 byl na VUT v Brně spuštěn
atmosférický fluidní generátor Biofluid 100[7]. V průběhu dalších let zde byly instalovány i systémy čištění
produkovaného plynu katalytickým způsobem: horky dolomitický reaktor a trať pro čištění plynu pomocí kovových
katalyzátorů. V roce 2006 byla pak ke stendu připojena i kogenerační jednotka TEDOM MT 22 se spalovacím
motorem[8]. Využití produkovaného plynu ve spalovacím motoru má však velké úskalí v čistotě plynu. Hlavním
polutantem jsou dehty, které způsobují zanášení a následnou destrukci motoru. Kromě těchto látek mohou
způsobovat problémy i sloučeniny síry, chloru či čpavek. Je tedy nezbytně nutné plyn čistit, což přináší jednak
technické problémy, ale zejména značné ekonomické náklady. Pak se tato technologie může jen velmi složitě
prosadit na energetickém trhu.
Na základě těchto získaných zkušeností byl navržen zcela nový přístup k řešení problému kogenerační výroby
elektrické energie a tepla při využívání zplyňování. Ve spolupráci s dalšími subjekty z průmyslové i akademické
oblasti byl zahájen projekt, jehož hlavním nositelem je firma Ateko Hradec Králové.
Cílem projektu je návrh a instalace koncepčně zcela nové kogenerační jednotky. Na místo spalovacího motoru
bude využito jednohřídelového turbosoustrojí NETZ, které dodává firma PBS Velká Bíteš ve spolupráci s firmou
UNIS Brno[9].
Na základě provedených rešerší a na základě konzulatací řešitelského týmu byla navržena základní koncepce
navrhované technologie:
•
zplyňovací generátor (vhodný typ dle požadovaného výkonu)
•
spalovací komora pro spálení plynu spojená s výměníkem tepla spaliny-vzduch
•
jednohřídelového turbosoustrojí NETZ
/ 74 /
Brno 2008
Do zplyňobvacího generátoru bude dávkováno pevné palivo. Vzniklý plyn bude odváděn do spalovací komory,
kde se smísí se spalovacím vzduchem a dojde k jeho vyhoření. Do spalovací komory bude také nainstalován
výměník spaliny-vzduch. V něm dojde k předání tepla. Vzduch proudící přes výměník bude nejprve stlačen
kompresorem, po ohřátí bude přiveden do turbíny. Vzduch na výstupu z turbíny bude mít stále ještě vysokou
teplotu, proto bude použit jako zplyňovací a spalovací vzduch. Zbývají vzduch bude zaveden ve vhodném místě
do spalin. Tím se zajistí 100% regenerace zbytkového tepla. Odpadá tak nákladné čištění plynu od prachu a
dehtu, neboť turbína přichází do styku jen s čístým vzduchem. Proto není nutné sledovat jako hlavní kritérium při
volbě zplyňovací technologie obsah dehtů, prachu či jiných nečistot. Samozřejmě, nelze tento fakt zcela
opomenout, protože může docházet k zanášení teplosměnných ploch a ke snížení jejich účinnosti či úplné
destrukci.
Hlavním kritériem pro volbu vhodného zplyňovacího zařízení tak je požadovaný tepelný výkon, dále pak
jednoduchost a cena zařízení.
Pro výkony větší než 5 MWt byla na základě rešerže zvolena koncepce s využitím fluidního atmosférického
generátoru – viz. schéma na Obr.2.
Obr. 19 Schema navrhovaného zařízení s fluidním generátorem:
Pro menší výkony byla na základě rešerže zvolena koncepce se zařazením zplyňovací komory od firmy Gemos –
viz. schéma na . Zplyňovací komora je vybavena uloženým šikmým či vodorovným roštem, který zajišťuje posun
paliva v komoře. Pod rošt je přiváděn primární zplyňovací vzduch, který zajištuje částečnou oxidaci paliva. Ta
uvolní teplo potřebné pro nastartování pyrolýzních a zplyňovacích reakcí. Vzniklý plyn opouští komoru výstupní
hrdlem či hořákem, kde dochází k jeho mísení se spalovacím vzduchem a probíhá jeho spalování. Jednotka se
vyznačuje vysokou účinností, nízkými hodnotami produkovaných emisí, vysokou univerzálností využívaných paliv
(vlhkost, obsah popele) a velkým výkonovým rozsahem.
/ 75 /
Brno 2008
Obr. 20 Schema zplyňovací komory GEMOS [10]
Obr. 21 Spalování plynu v hrdle komory
Obr. 22 Schema navrhovaného zařízení se zplyňovací jednotkou GEMOS
V teorietické rovině je uvažováno i o zařazení ORC technologie za plynovou turbínu pro jednotky větších výkonů.
BILANČNÍ VÝPOČTY A NÁVRH VÝMĚNÍKU TEPLA
Bilanční výpočet se odvíjí od parametrů turbosoustrojí. Pro jmenovitý výkon turbíny 80,86 kWe, je požadována
dodávka 3707 kg/h vzduchu o teplotě 850 °C.
V softwaru Microsoft Excel bylo vytvořen výpočtový program, ve kterém je možno optimalizovat provozní
podmínky cyklu a stanovit požadované parametry se snahou o dosažení maximální elektrické účinnosti.
Na základě doposud vypočtených údajů vychází elektrická účinnost v rozmezí 22-23%, při spotřebě cca. 90 kg
paliva hodinově. Celková účinnost se pohybuje okolo 75%. Při tomto nastavení však vychází malý teplotní rozdíl
mezi spalinami a vzduchem ve výměníku tepla, což má za následek enormní nárůst rozměrů výměníku. Bude
pravděpodobně nutné zvýšit vstupní teplotu spalin do výměníku nad 1000°C, což je nutné zkonzultovat
s potenciálními dodavateli, neboť lze očekávat problémy s dostupností cenově přijatelných konstrukčních
materiálů.
/ 76 /
Brno 2008
Prozatím provedený výpočet vychází z teoretických základů a je nutné ho verifikovat měřením na porovnatelné
jednotce od firmy GEMOS. Předpoklad ukončení bilančních výpočtů je 1. čtvrtletí roku 2009. Pak by měl
následovat návrh výměníku spaliny-vzduch.
Návrh a realizace výměníku tepla bude klíčovým a kritickým bodem celé technologie. Vzhledem k vysokým
požadavkům na teplotu vstupujícího vzduchu do turbíny (850°C) bude výměník teplotně velmi exponován.
Teplota spalin bude muset být větší než 1000°C. Z hlediska účinnosti oběhu je sice optimální teplota spalin na
vstupu do výměníku okolo 950°C. Ale při této teplotě je ∆t pouze 100°C, což má za následek neúnosně velké
rozměry výměníku. Proto musí být teplota spalin přes 1000°C. Tento fakt způsobí velké problémy z hlediska
volby materiálu. Této problematice bude třeba věnovat značnou pozornost. Druhou, neméně důležitou otázkou, je
volba samotné koncepce a konstrukčního provedení výměníku tepla. Prozatím se jako nejvhodnější jeví použití
trubkového výměníku se zavedením spalin dovnitř trubek.
ZÁVĚR
Příspěvek se zabývá základním popisem řešeného projektu, který má za cíl návrh koncepčně nové technologie
využívající zplyňování biomasy a odpadů ke kogeneraci. Z prozatím zjištěných poznatků v rámci rešeržích a
výpočtových studií byly stanoveny základní koncepční schemata pro návrh pilotní jednotky. Následovat musí
ověření stanovených veličin a konkrétní konstrukční návrhy jednotlivých zařízení tak, aby v roce 2010 mohl být
spuštěn zkušební provoz pilotní jednotky.
PODĚKOVÁNÍ
Projekt je řešen díky finanční podpoře MPO v rámci projektu FI-IM5/159 „Zplyňování biomasy a tříděného
komunálního odpadů s kogenerací pomoci turbosoustrojí”, jehož řešitelem je společnost ATEKO Hradec Králové.
[1] STEVENS, D.J.: Hot Gas Conditioning: Recent Progress With Larger-Scale Biomass Gasification Systems,
NREL/SR-510-29952, Colorado, USA, (2001)
[2] HOFBAUER, H. a kol.: Biomass CHP Plant Güssing – A Success Story, TU Vienna, Biomass Kraftwerk
Güssing – Austria. Proceedings of Expert Meeting „Pyrolysis and Gasification and Waste“ edited by A.V.
Bridgwater, chapter 54. CPL Press, (2003),ISBN 1-872691-77-3
[3] Citováno z: Kymijaärvi Biomass CFB Gasifier, Finland, Power Technology, http://www.powertechnology.com/projects/kymijarvi/
[4] Citováno z: Gasification and pyrolysis of biomass, 4/1997, Summary of TAB working report No. 49,
www.tab.fzk.de/en/projekt/zusammenfassung/AB49.htm
[5] Citováno z: Biomass Gasification, U.S. Department of Energy, Energy Efficiency and Renewable Energy,
http://www1.eere.energy.gov/biomass/gasification.html
[6] Citováno z: Wood-fuelled cogeneration technologies and trends worldwide, http://www.fireitalia.it/forum/cogenerazione/wood-fuelled_cogeneration.pdf, citováno 10.8.2008
[7] LISÝ, M.; KOHOUT, P.; BALÁŠ, M.; SKÁLA, Z. Fluidní zplyňování vybraných druhů biomasy. Kotle a
energetická zařízení 2006, 2006, s. - (6 s.)ISSN: 1801-1306.
[8] LISÝ, M.; BALÁŠ, M.; MOSKALÍK, J.; KOHOUT, P.; SKÁLA, Z. Fluidní zplyňování biomasy a kogenerace.
In Energetika a biomasa 2008. 1. Praha: 2008. s. 59-68.
[9] Citováno z: Nízkoemisní mikroturbínový zdroj elektrické energie (NETZ) trigenerační jednotka.
http://www.unis.cz/Level2.aspx?page=Netz.aspx, citováno 10.11.2008
[10] Citováno z: http://www.gemos.estranky.cz/archiv/uploaded/2, citováno 9.9.2008
/ 77 /
Brno 2008
/ 78 /
Brno 2008
VYBRANÉ MOŽNOSTI SNIŽOVÁNÍ EMISÍ SO2 U STÁVAJÍCÍCH UHELNÝCH ZDROJŮ
Oldřich Mánek, Pavel Slezák, Petr Julínek
Příspěvek shrnuje vybrané možnosti snižování emisí oxidu siřičitého SO2 u stávajících zdrojů spalujících černá
a hnědá uhlí s ohledem na zpřísnění emisních limitů a emisních stropů k 1. 1 2008. Hlavní aktivity společnosti
TENZA v tomto směru jsou zaměřeny na hnědouhelné zdroje s již provozovanými polosuchými odsiřovacími
zařízeními a zdroje spalující černá uhlí doposud bez odsiřovacích zařízení. Příspěvek se zabývá nejen možností
spoluspalování biomasy nebo instalací jednoduchého zařízení na bázi suché sorpce, ale i technologií tzv.
souběžného odsiřování spalin, jejíž vývoj společnost TENZA řeší v rámci programu Impuls MPO ČR.
Klíčová slova: oxid siřičitý, odsiřování, suchá sorpce, souběžné odsiřování
ÚVOD
Tento příspěvek navazuje na příspěvek naší organizace na loňském odborném semináři. K sérii experimentů,
uvedených v minulém příspěvku, přibyl jediný, závěrečný experiment provedený v Plzeňské energetice.
Experiment byl proveden ve druhé polovině letošního roku a jeho vyhodnocení právě probíhá. Letošní příspěvek
se týká především postupů při vyhodnocování experimentů a poznatků, získaných jejich provedením a
vyhodnocením.
VYHODNOCOVÁNÍ EXPERIMENTŮ
Výsledkem experimentu jsou zpravidla rozsáhlé datové soubory zahrnující data z provozního měření teplárny a
data o dávkování suchého sorbentu. Jedná se zpravidla o datové soubory obsahující až několik milionů dat
získaných za měsíc trvání experimentu. Z těchto dat je nutno vybrat časové úseky relativně stabilního provozu
zdroje a pro tyto úseky spočítat střední hodnoty vybraných veličin pro zvolený časový interval. Střední hodnoty
v tomto časovém intervalu potom představují hodnoty „ustáleného“ provozního režimu se známým dávkováním
sorbentů a známou účinností odsiřovacího procesu. V běžné provozní praxi energetického zdroje bývá v této
zdánlivě jednoduché operaci problém v tom, že destabilizujících změn je stále velký počet a vyhledávání opravdu
stabilních režimů není vždy úspěšné. Výsledkem je potom relativně velký rozptyl získaných hodnot.
Pro každý vybraný časový interval je ze středních hodnot změřených veličin vypočítávána účinnost odsiřovacího
procesu a dávkování odsiřovacího sorbentu, vyjádřené jako stechiometrický poměr Ca/S.
Účinností odsiřovacího procesu se rozumí podíl odstraněného toku SO2 ze spalin ku vstupujícímu toku SO2 do
procesu. Je samozřejmě závislá na celé řadě parametrů procesu. Pro účely tohoto výzkumu byla zjišťována
závislost na dávkování sorbentu s tím, že vliv ostatních známých a zjistitelných parametrů musel být eliminován.
Dávkování sorbentu je standardně hodnoceno jako poměr toku dávkovaného vápníku k toku síry vstupující do
procesu. V daném případě je vyjadřován stechiometrickým poměrem Ca/S, vyjádřeným v jednotkách kg/kg. Při
předávkování vápníku musí tedy vždy být hodnota Ca/S > 40,1/32,0 ≈ 1,25. Ke stechiometrickému
předávkovávání sorbentu dochází u polosuchého odsiřování často, vlastně vždy, když je třeba dosáhnout vyšších
účinností procesu.
Typický graf denního průběhu rozhodujících veličin směrodatných pro posouzení stability je uveden na obrázku 1.
Pro zjednodušení a vyšší srozumitelnost grafu nejsou zakresleny některé další veličiny, ovlivňující definici
stabilního provozu, jako jsou například vstupní a výstupní koncentrace SO2 ve spalinách,teplota a vlhkost spalin a
další.
Ing. Oldřich Mánek, Ing. Pavel Slezák, Ph.D.; Ing. Petr Julínek; Tenza, a.s., Brno, Svatopetrská 7 [email protected]
/ 79 /
Brno 2008
100
1,0
účinnost
90
80
0,9
Ca/S v.ml.
Ca/S SP
0,8
70
0,7
60
0,6
50
0,5
40
0,4
30
0,3
20
0,2
10
0,1
0
0:00
2:00
4:00
6:00
8:00
10:00
12:00
14:00
16:00
18:00
20:00
22:00
Ca/S [kg/kg]
tok spalin [l/s]
účinnost [%]
tok spalin [l/s]
0,0
0:00
čas [h:m ]
Obr. 23 Typický průběh vybraných rozhodných parametrů pro volbu ustáleného režimu.
Tento průběh byl vybrán jako typický pro demonstraci obtížnosti volby časových intervalů dostatečně stabilního
provozu zdroje a to i při záměrně omezeném počtu rozhodných signálů. Dávkování vápenného mléka je po
přepočtu na stechiometrický faktor Ca/S znázorněno slabou světlou tečkovanou čárou. Jeho dávka je řízena
procesem, vždy tak, aby byla s rezervou plněna zadaná hodnota koncentrace SO2 ve spalinách na výstupu
z odsíření. Tok spalin - plná silná tmavá čára (nejníže položená) je v důsledku občasného výpadku měření
zdánlivě nestabilní, s výjimkou krátkodobých zvýšení výkonu zdroje je naopak v tomto demonstrovaném dnu
relativně stabilní. Dávkování suchého sorbentu je po přepočtu na stechiometrický faktor Ca/S znázorněno slabou
tmavou plnou čarou. Je řízeno pokynem obsluhy dávkovače v podobě zadaného toku suchého vápenatého
hydrátu. Proměnlivé ostatní parametry procesu potom po přepočtu na Ca/S působí jako destabilizující faktor a
křivka těmto vlivům odpovídá. Účinnost procesu – plná silná světlá čára potom shrnuje celý odsiřovací proces se
všemi nestabilitami a anomáliemi.
Ukázkou relativně stabilního režimu je noční provoz od času 0:00 do cca 5:00 narušený nejprve poklesem
účinnosti vyvolaným dávkováním vápenného mléka, vzápětí pak výpadkem měření. To je režim bez dávkování
suchého sorbentu, sloužící jako srovnávací etalon. Další relativně stabilní režim trvá přibližně od 9:45 do 12:00,
kdy již byl dávkován suchý sorbent. Obdobně jsou z denních záznamů celého experimentu vybírány další
relativně stabilní režimy, které po výpočtu středních hodnot představují soustavu bodů, z nichž lze sestrojovat
závislost účinnosti procesu na dávkování sorbentů. V rámci experimentu je vždy prováděna široká škála
kombinací dávkování vápenného mléka jako původního zdroje vápníku pro polosuché odsiřování a některého
z testovaných sorbentů.
ZÁVISLOST ÚČINNOSTI PROCESU NA DÁVCE SORBENTU
Jeden interval s vypočtenými středními hodnotami přestavuje jeden bod do hledané závislosti účinnosti procesu
na dávkování a typu sorbentu. Tímto postupem je možno získat množinu bodů závislosti účinnosti odsiřovacího
procesu na stechiometrii dávkování pro každý z testovaných suchých sorbentů. Příklad grafického zobrazení této
závislosti z jiného experimentu je uveden na obr. 2.
/ 80 /
Brno 2008
100
90
80
účinnost (%)
70
60
50
40
30
Sorbacal SP
20
hydrát ISS
hydrát VČS
10
bez suchého sorbentu
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Ca/S (kg/kg)
Obr. 24 Účinnost odsiřovacího procesu v závislosti na dávce a typu sorbentu.
V tomto případě je z provozních režimů bez dávkování suchého sorbentu (s dávkováním vápníku pouze
v podobě vápenného mléka rozprašovaného do reaktoru) vypočítána množina černých bodů. Rozdílné suché
sorbenty dávkované před odsiřovací reaktor potom způsobují nárůst účinnosti při stejné úhrnné dávce vápníku do
procesu. Experiment s dávkováním suchých sorbentů byl prováděn s následujícími sorbenty:
•
•
•
Sorbacal SP – speciální sorbent firmy Lhoist (výrobcem v ČR je vápenka Čertovy schody) s vysokým
měrným povrchem a porozitou přizpůsobenou záchytu kyselých složek ze spalin. Chemicky je to vysoce
čistý hydroxid vápenatý Ca(OH)2, fyzikální struktura je upravena speciálním procesem firmy Lhoist.
Hydrát ISS – speciální sorbent firmy Carmeuse se zvětšeným měrným povrchem. Chemicky je to
vysoce čistý hydroxid vápenatý Ca(OH)2, fyzikální struktura je upravena speciálním procesem firmy
Carmeuse.
Obyčejný vápenný hydrát stejné granulometrie jako oba předchozí sorbenty. Chemicky je to vysoce čistý
hydroxid vápenatý Ca(OH)2, fyzikální struktura není upravována.
Takto nalezené body účinnosti v závislosti na dávce a typu sorbentu jsou v důsledku všech nepřesností měření,
průměrování a provozních anomálií zdroje zatíženy rozptylem hodnot. K obecnému zjišťování závislosti je nutno
použít některou z metod statistické matematiky a proložit zjištěnými body křivku účinnosti procesu pro daný
experiment na daném zdroji.
Analytické řešení tvaru funkční závislosti účinnosti odsiřovacího procesu na dávkování sorbentu je natolik složité,
že je prakticky nereálné se o něho pokoušet. Byla proto zvolena náhrada této funkce křivkou, získanou
matematickou regresí. Pro volbu tvaru funkce byly zvoleny následující omezující vlastnosti:
•
•
•
při Ca/S = 0 je účinnost procesu η = 0; při nulové dávce sorbentu je účinnost odsiřovacího procesu
nulová;
lim η = 100 %; účinnost procesu nepřesáhne hodnotu 100 % při jakkoliv vysokém předávkování
Ca / S → ∞
sorbentu ;
první derivace funkce η = η (Ca/S) < 0,8; poměr atomových hmotností S/Ca ≈ 32,0/40,1 ≈ 0,8; je to
důsledek vyjádření stechiometrického faktoru Ca/S v jednotkách kg/kg;
/ 81 /
Brno 2008
Funkce, které splňují výše uvedené podmínky jsou transcendentní. Byla vybrána funkce dvou nezávislých
proměnných, která byla prokládána soustavou bodů jednoho dávkovaného sorbentu. Kriteriem správné volby
konstant do funkce byla minimalizace součtu čtverců odchylek. Pro každou skupinu bodů příslušející stejným
podmínkám dávkování stejného sorbentu tak byla získána křivka závislosti η = η (Ca/S).
Výsledky m ěření po přepočtu na 80°C
100
90
80
70
η [%]
60
50
Sorbacal SP - zm ěřené stavy
40
hydrát ISS - zm ěřené stavy
hydrát VČS - zm ěřené stavy
30
bez suchého sorbentu - zm ěřené stavy
Sorbacal SP 80°C
20
hydrát ISS 80°C
hydrát VČS 80°C
10
bez suchého sorbentu 80°C
0
0
1
2
3
4
5
6
7
Ca/S
Obr. 25 Regresní funkce pro různé suché sorbenty přepočítané na stejnou teplotu spalin
Bylo zjištěno, že získané křivky se liší nejen podle dávkovaného sorbentu a jeho toku, ale i podle teploty spalin,
vlhkosti spalin, ročního období a zejména podle odsiřovací technologie, na níž byl experiment prováděn. Jako
ukázka složitosti analýzy všech vlivů na proces a obtížnost formulace skutečných vlastností procesu může sloužit
následující graf (obr. 4) pořízený z dat na jiném zdroji. Je demonstrací toho, jak obtížné je stanovit vlivy
jednotlivých parametrů na výsledný efekt odsiřovacího procesu. Graf mimo jiné i demonstruje, že odsiřovací
zařízení dává nejlepší výsledky brzy po letní odstávce spojené s pravidelným čištěním, opravou a údržbou všech
agregátů odsiřovací technologie. S přechodem k zimním měsícům se kvalita procesu zjevně zhoršuje. Oddělit vliv
doby provozu od vlivu počasí není v možnostech jednoho experimentu. Svůj vliv jistě sehrává skutečnost, že při
nastupujícím zimním období je zařízení provozováno na vyšší výkon (vyšší tok spalin = kratší doba pobytu spalin
v odsiřovací technologii), s vyšší teplotou spalin za odsiřovací technologií (= vyšší riziko tvorby nálepů při nižší
teplotě okolí), svou roli může hrát i nižší přesnost měření a další a další faktory, obtížně podchytitelné za běžného
chodu energetického zdroje.
/ 82 /
Brno 2008
100%
90%
80%
70%
srpen 04
září 04
říjen 04
listopad 04
prosinec 04
leden 05
únor 05
březen 05
regrese
účinnost
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
Ca/S
2,5
3,0
3,5
4,0
Obr. 26 Ukázka velkého rozptylu naměřených bodů s jedním suchým sorbentem
Vliv teploty spalin na výstupu z odsíření je naopak natolik výrazný, že je snadno vysledovatelný. Při jinak stejných
(vypočítaných interpolací naměřených hodnot) parametrech procesu byl sledován vliv teploty na účinnost
procesu. Výsledky jsou představeny na následujícím grafu (obr. 5).
100%
90%
80%
70%
účinnost
60%
50%
40%
75°C
30%
77°C
79°C
20%
81°C
83°C
10%
85°C
0%
0
1
2
3
4
5
Ca/S
Obr. 27 Spotřební charakteristika procesu při rozdílných výstupních teplotách spalin z odsiřování
/ 83 /
6
Brno 2008
Konečným výsledkem uvedených prací je získání podkladů pro ekonomickou analýzu návratnosti investičních
nákladů do výstavby zařízení k realizaci souběžného odsíření spalin. K tomuto účelu je třeba provést
ekonomickou analýzu spotřeb sorbentů pro obě odsiřovací metody a hledat optimální poměr dávkování
vápenného mléka a suchého sorbentu. Na základě těchto údajů je možno spočítat návratnost investice.
K výpočtu spotřeb sorbentů je nutno mít k dispozici křivky závislosti účinnosti odsiřovacího procesu na dávkování
100
90
80
účinnost procesu [%]
70
60
50
40
30
souběžné odsíření se sorbentem Sorbacal SP
20
polosuché odsíření bez suchého sorbentu
10
příklad požadované účinnosti procesu
0
0
1
2
3
4
5
6
7
Ca/S [kg/kg]
obou sorbentů, jak jsou znázorněny na následujícím obrázku.
Obr. 28 Stanovení spotřeb sorbentů pro srovnávání polosuchého a souběžného odsiřování.
ZÁVĚR
Získané výsledky dávají řešiteli podklady pro komerční nabízení metody souběžného odsiřování těm
provozovatelům polosuchého odsiřování spalin, kteří potřebují:
•
•
•
Zvýšit účinnost procesu nad možnosti dosavadní technologie. Možnosti každé polosuché instalace jsou
limitovány tokem vody v odsiřovací suspenzi, který je z hlediska tepelné bilance spalin možno odpařit
v odsiřovacím reaktoru. Dávkování suchého sorbentu takovou omezující podmínku nemá.
Reagovat rychle na krátkodobou špičku koncentrace SO2 ve spalinách. Polosuchá technologie
s předmíchanou zásobou odsiřovací suspenze reaguje na požadavek náhlého zvýšení účinnosti se
zpožděním.
Snížit provozní náklady za odsiřovací sorbenty v případě, že ceny a spotřeby obou použitých sorbentů
při optimálně zvoleném dávkování zajistí rozumnou návratnost investičních nákladů na pořízení nutné
technologie.
Tento příspěvek vznikl za podpory Ministerstva průmyslu a obchodu České republiky v rámci programu Impuls FI-IM2/159 "Výzkum souběžného odsiřování spalin a vývoj technologie pro jeho průmyslovou aplikaci".
/ 84 /
Brno 2008
TECHNOLÓGIA ZHUTŇOVANIA BIOMASY DO NOVÉHO TVARU BIOPALIVA
Miloš Matúš, Peter Križan
V dobe hľadania nových zdrojov energie vo svete je nastolená otázka spôsobov využitia biomasy ako
obnoviteľného zdroja energie. Využitie biomasy by mohlo byť odpoveďou na túto otázku, ale múdrejšie riešenie je
premena odpadu z biomasy na vysoko kvalitné tuhé biopalivo. Príspevok pojednáva o technológii spracovania
biomasy do ušľachtilého tuhého biopaliva, ktoré v budúcnosti bude schopné nahradiť fosílne palivá. Príspevok sa
ďalej venuje tvarovej a rozmerovej analýze výliskov z biomasy pre energetické využitie. Následne je riešená
konštrukcia zhutňovacieho lisu pre takýto tvar výlisku. Produkcia optimálneho tvaru výlisku z biomasy by mala
pomôcť konkurovať využívaniu fosílnych palív.
Klíčová slova: biomasa, biopalivo, výlisok, zhutňovanie
ÚVOD
Každý z nás si uvedomuje, že k svojmu životu potrebuje energiu – či už vo forme tepla, svetla, pohonných hmôt
resp. iných jej foriem. Málokto z nás je však ochotný uznať, že súčasný spôsob využívania fosílnych palív (uhlia,
ropy, plynu) či uránu je časovo ohraničený, a že žijeme na úkor prírody. Počas 150 miliónov rokov príroda s
pomocou slnečnej energie vyprodukovala energetické zdroje vo forme uhlia, ropy a plynu. Toto vzácne dedičstvo
je dnes neuveriteľným tempom energeticky zhodnocované často s minimálnou účinnosťou. Ľudstvo spotrebuje za
jeden rok také množstvo fosílnych palív, aké príroda vyprodukovala za 1 milión rokov. Využívanie obnoviteľných
(alternatívnych) zdrojov energie je jednou z ciest ochrany prírody ako celku a poskytnutia perspektívy
udržateľného rozvoja spoločnosti. V súčasnosti biomasa zaisťuje jednu sedminu spotrebovanej energie vo svete.
Celosvetové zásoby biomasy sú obrovské: celkové množstvo energie vytvorenej fotosyntézou vo forme biomasy
každý rok je desaťkrát väčšie ako je celosvetová spotreba energie. Obnoviteľné energetické zdroje sa oproti
klasickým fosílnym palivám v prírode neustále obnovujú a pri udržateľnej ťažbe im nehrozí v priebehu dlhého
obdobia vyčerpanie. Biomasa, vzhľadom na svoju dostupnosť a možnosť využitia nových technológii, sa z
hospodárskeho i energeticko-politického hľadiska ukazuje ako najdôležitejší a v našich podmienkach
najperspektívnejší obnoviteľný zdroj energie. Z energetického hľadiska má najväčší význam získavanie energie z
biomasy jej energetickým zhodnocovaním. Obzvlášť vhodný, vďaka svojmu vysokému energetickému potenciálu,
je pre tento účel drevný odpad, ale aj slama a rýchlorastúce energetické rastliny pestované pre tento účel. Pred
samotným spaľovaním je nutné biomasu upraviť na vhodné alternatívne palivo, ktorým sú v súčasnosti brikety, či
pelety. Ich spaľovanie je ekologicky nezávadné a vôbec nezaťažuje životné prostredie. Avšak ich širšiemu
využívaniu bráni relatívne nízka cena a ľahká dostupnosť klasických palív, zaužívané spôsoby, ale aj nízka
informovanosť ľudí.
TECHNOLÓGIA SPRACOVANIA ODPADU Z BIOMASY DO FORMY BIOPALIVA
Pred samotným zhutňovaním odpadu z biomasy do formy biopaliva je nevyhnutná jej úprava – triedenie,
dezintegrácia a sušenie. Pre vytvorenie kvalitného výlisku z biomasy je potrebné zo suroviny triedením odstrániť
všetky nečistoty (piesok, cudzie predmety...). Dezintegráciou je potrebné dosiahnuť požadovanú veľkosť
výslednej frakcie vstupujúcej do procesu lisovania. Tá závisí od veľkosti výliskov. Všeobecne však platí, že čím je
jemnejšia a homogénnejšia frakcia, tým je výlisok kvalitnejší, súdržnejší a má vyššiu pevnosť. Základnou
podmienkou zhutnenia biomasy je jej relatívna vlhkosť. Relatívna vlhkosť suroviny z drevnej hmoty, pri ktorej je
ešte možné vytvoriť výlisok sa pohybuje do 18% v závislosti od druhu materiálu a technológie zhutňovania.
Nakoľko má surovina takmer vždy relatívnu vlhkosť vyššiu, je nevyhnutné ju sušiť. Ďalej je surovina s
vyhovujúcou frakciou a vlhkosťou zhutňovaná vysokým lisovacím tlakom (až do 120 MPa) a pri pomerne vysokej
lisovacej teplote (90 až 120°C).
Spojovanie partikulárnej látky z biomasy je sled pochodov, pri ktorom dochádza k významnému posilneniu
najmenej jedného mechanizmu väzieb medzi časticami tvoriacimi látku až do takej miery, že vznikne menší počet
väčších pevných častíc. Spojovaním vzniká nová partikulárna látka – brikety, pelety, tablety, granule atď., ktorej
geometrické a fyzikálne vlastnosti sa podstatne odlišujú od vlastností pôvodnej partikulárnej látky. Pochod
spojovania treba usmerniť a riadiť tak, aby vlastnosti novej látky boli výhodné z hľadiska požiadaviek na
Ing. Miloš Matúš, Strojnícka fakulta STU v Bratislave, Nám. Slobody 17, 812 31 Bratislava, [email protected]
/ 85 /
Brno 2008
manipuláciu, spracovanie alebo jej aplikáciu. Následne musia byť výlisky ochladzované, triedené a dochádza k
ich odprašovaniu. Chladnutím nadobúdajú pevnosť a zvyšujú sa ich mechanické ukazovatele kvality.
TECHNOLÓGIE ZHUTŇOVANIA
Poznáme tri základné technológie zhutňovania odpadu: briketovanie, peletovanie a kompaktovanie. Z toho prvé
dve technológie, briketovanie a peletovanie, sa štandardne používajú na výrobu ušľachtilých biopalív. Podstatou
uvedených technológií je lisovanie organických materiálov pri vysokej teplote a tlaku bez pridávania spojiva.
Výlisky z uvedených technológií sú valcového alebo kvádrového tvaru (obr. 1).
a) brikety
b) pelety
Obr. 29 Vyrábané tvary výliskov z biomasy
Brikety nie sú vhodné vzhľadom na ich rozmernosť pre automatizované spaľovanie, avšak ľahko zahorievajú a
horia rovnomerne a pomalšie ako pelety. Briketa má nízky pomer povrchu k objemu, preto je aj opotrebovanie
funkčných častí stroja nižšie. Pri briketovaní existuje dlhšia fáza výdrže výlisku pod tlakom, čo priaznivo vplýva na
dosahovanú hustotu výliskov z organických odpadov (až 1,4 kg/dm3). Táto metóda zhutňovania je lacnejšia ako
peletovanie a menej náročná na vstupnú surovinu. Technológiu briketovania tiež charakterizuje najnižšia
investičná náročnosť a najnižšie energetické náklady na jednotkové množstvo zhutneného materiálu.
Technológia peletovania je náročná na vstupnú frakciu, ktorá musí byť jemnejšia ako pri iných metódach
zhutňovania. Pelety majú niektoré vlastnosti voľne sypaných materiálov, dajú sa transportovať pneumaticky, a
vzhľadom na ich veľkosť a tvar je možné ich dopravovať závitovkovými dopravníkmi. Vzhľadom na ich
homogenitu horia ustáleným a plynulým plameňom avšak pomerne rýchlo, čo je spôsobené vysokým pomerom
povrchu k objemu. Tento vysoký pomer má za následok aj vysoké opotrebenie funkčných častí peletovacích
strojov.
VPLYV TVARU A VEĽKOSTI VÝLISKU NA JEHO KVALITU
Vo svete prevláda trend zvýšiť podiel využitia ušľachtilých biopalív aj v malých spaľovacích zariadeniach na
vykurovanie administratívnych budov, či rodinných domov. Podmienkou aplikácie takéhoto biopaliva v uvedených
systémoch je, aby poskytovalo dostatočný komfort pri doprave a skladovaní, aby ho bolo možné dopravovať v
závitovkových dávkovacích systémoch s primeranými priemermi (pre rodinné domy by priemer závitovkových
dopravníkov nemal byť väčší ako 200 milimetrov) a nakoniec aby rovnomerne a dostatočne dlho horelo.
Ak má byť biopalivo plnohodnotnou náhradou fosílnych palív, musí teda okrem environmentálnych, energetických
a ekonomických kritérií spĺňať aj kritérium dostatočného komfortu. Požiadavka komfortu predstavuje
predovšetkým plne automatizovaný proces spaľovania. Preto je veľmi dôležité, aby mal výlisok vhodný tvar a
veľkosť na bezproblémovú dopravu do spaľovacieho priestoru dostupnými zariadeniami. A tu vzniká základný
problém. Brikety sú veľké, valcového alebo kvádrového tvaru, a teda nie je možné ich dopravovať v malých
závitovkových dopravníkoch. Naopak pri peletách s ohľadom na maximálny priemer závitovky je limitujúca ich
dĺžka. Norma STN ISO 1050 udáva parametre a hlavné rozmery pre závitovkové dopravníky. Táto norma
stanovuje, že rozmery dopravovaného materiálu nesmú presahovať ¼ priemeru závitovky. Pre uvažovaný
maximálny priemer závitovky 200 milimetrov nesmie teda dĺžka peliet presiahnuť 50 milimetrov. V súčasnosti sú
/ 86 /
Brno 2008
vyrábané hlavne valcové pelety s priemerom 6, 8 a 10 mm. Norma stanovuje ich maximálnu dĺžku ako
päťnásobok ich priemeru. Na ich podávanie do procesu spaľovania sú v súčasnosti najpoužívanejšie závitovkové
a piestové dopravníky a turnikety. Používaný dopravný systém teda výrazne ovplyvňuje budúcu podobu výlisku.
Tu je ale začarovaný kruh, čím je menší priemer peliet, na jednej strane môže byť priemer závitovky menší, na
druhej strane je proces výroby náročnejší, opotrebenie matríc väčšie, proces horenia rýchlejší. Riešením by
mohla byť tretia technológia – kompaktovanie. Produkty kompaktovania – granule (obr. 2) v sebe integrujú
výhody predchádzajúcich technológií. Z princípu technológie ale nie je možné zabezpečiť tzv. „fázu výdrže“, t.j.
výlisok držať potrebnú dobu pri vysokom tlaku a teplote. S ohľadom na uvedený fakt sa v tejto technológii
používajú spojivá.
Obr. 30 Produkt technológie kompaktovania – tvary granúl
Tvar výlisku má veľký význam aj pri skladovaní, preprave a manipulácii s výliskami. Tu ide predovšetkým o
maximálne zaplnenie priestoru, ale to spĺňa len niekoľko tvarov (hranol s podstavou rovnostranného trojuholníka,
kocka, kváder a šesťuholník), no tie v procese spaľovania zase nezabezpečujú dostatočný prívod kyslíku, čo má
za následok nedokonalé spaľovanie. Čo sa týka automatizácie spôsobu dopravy, tvar a rozmer paliva musí
umožňovať jednoducho plniť zásobník spotrebiteľa pomocou hadice.
Z hľadiska zahorievania je potrebné, aby na povrchu výlisku existovala ostrá hrana.
Opotrebenie funkčných častí stroja zvyšuje náklady na údržbu, čo sa premietne do cien výliskov. Preto je
dôležité, aby sa miera opotrebenia eliminovala už pri návrhu tvaru a veľkosti výlisku. Tu platí pravidlo: čím má
výlisok menší pomer povrchu k objemu, tým je miera opotrebenia pracovných častí zariadenia nižšia.
Úloha hľadania optimálneho tvaru a veľkosti výlisku a odpovedajúcej technológie je teda vysoko aktuálna. Pri
porovnaní vlastností získaných výliskov, rôznych tvarov, výhod, nevýhod jednotlivých technológií zhutňovania
sme navrhli tvar optimálneho výlisku. Rozmerovo by bol hybridom medzi peletou, briketou a granulou. Poskytoval
by výhody produktov peletovania, briketovania a kompaktovania a v čo najväčšej miere by eliminoval ich
nevýhody. Ako optimálny z viacerých hľadísk sa javí tvar prieniku dvoch valcov (obr. 3). Tento výlisok má
vhodnejší pomer povrchu k objemu v porovnaní s valcovou peletou, má hrany potrebné na počiatočné zapálenie,
tvar je vhodný pre automatizované podávanie závitovkovými dopravníkmi, vplýva na jednoduchú a lacnú výrobu
lisovacích nástrojov.
Obr. 31 Optimálny tvar výlisku z biomasy ako biopalivo
/ 87 /
Brno 2008
EXPERIMENTÁLNE ZARIADENIE
Netradičný tvar výlisku neumožňuje použiť konvenčné postupy a lisy na zhutňovanie. Preto treba pristúpiť k
hľadaniu iných alternatívnych možností zhutňovania. V súčasnosti používané technológie zhutňovania majú úzko
viazaný produktový rad s odpovedajúcimi výhodami a nevýhodami. Ak chceme navrhnúť moderný, spoľahlivý a
energeticky nenáročný stroj, je potrebné skĺbiť čo najviac výhod rôznych technológií a vyhnúť sa ich
nedostatkom.
Technologický princíp práce zhutňovacieho stroja
Na účel skúšok lisovania biomasy do nového tvaru výlisku - prieniku dvoch valcov - bolo na Ústave výrobných
systémov, environmentálnej techniky a manažmentu kvality SjF STU v Bratislave navrhnuté experimentálne
zariadenie. Základnými časťami tohto lisu je lisovací prstenec a lisovací kotúč (obr. 4). Prstenec má po obvode
ozubenie, pomocou ktorého je poháňaný. Pohon zabezpečuje pastorok uložený v spodnej časti stroja. Pohon
stroja bude regulovateľný frekvenčným meničom. Po obvode prstenca sú nosné plochy, ktorými je prstenec
uložený na nosných kladkách, na ktorých sa otáča. Lisovaný materiál je dodávaný do priestoru medzi lisovací
prstenec a vnútorný lisovací kotúč podávacou závitovkou. Jej pohon bude rovnako regulovateľný cez frekvenčný
menič, aby v prípade materiálov s rôznou sypnou hustotou mohol byť tento presne dávkovaný (príp.
predzhutnený závitovkou) a v procese lisovania tak mohlo dôjsť k vytvoreniu výliskov s požadovanou výslednou
objemovou hustotou. V procese samotného lisovania dochádza k ohrevu materiálu pôsobením vysokých tlakov.
V mieste najmenšej vzdialenosti valcov pôsobí najväčší lisovací tlak. Po odľahčení lisovacieho tlaku za lisovacím
kotúčom sa výlisok dostáva pod kalibračný segment, ktorý zamedzuje expanzii výlisku. V drážke kalibračného
segmentu výlisky ďalej postupujú k vylamovaču. Počas tejto fázy výdrže pod kalibračným segmentom zotrvávajú
výlisky určitú dobu pod tlakom, ktorá je nevyhnutná na čiastočné vychladnutie výliskov a stuhnutie lignínu. Fáza
výdrže je pri zhutňovaní biomasy veľmi dôležitá! Lignín plastifikovaný a uvoľnený z bunečných štruktúr lisovanej
biomasy vo fáze lisovania musí mať dostatok času na vytvorenie väzieb medzi pevnými časticami, a tak
zabezpečiť potrebnú kvalitu výliskov. Na konci kalibračného segmentu budú pevné výlisky oddeľované od
prstenca a odvádzané z priestoru lisu.
Obr. 32 Schéma navrhovaného prstencového lisu (1 – lisovací prstenec, 2 – vylamovač, 3 – kalibrovací segment,
4 – vnútorný lisovací kotúč, 5 – plniaci otvor, 6 – nosné kladky, 7 – pastorok)
Základné technické podmienky stroja
Základné rozmery funkčných častí stroja boli vypočítané na základe optimalizácie pomocou jednoduchého
programu, kde sa uvažovalo s uhlom zaklinenia  = 27° a maximálnym možným zhutnením λ. Hustota výlisku
bola zvolená na v = 1100 kg.m-3, čo je v súlade s európskymi normami. Hustota voľne sypaných smrekových
pilín je 0 = 120 kg.m-3.
/ 88 /
Brno 2008
Potom celkové zhutnenie sa vypočíta:
λC =
ρ v 1100
=
= 9,166
ρ 0 120
[-]
(1)
Hodnota zhutnenia medzi valcami lisu (obr. 5) bola vypočítaná ako podiel objemu voľne sypaných pilín potrebný
na vytvorenie výlisku požadovanej hustoty VS a objemu výlisku VV. Jednotlivé objemy boli vypočítané pomocou
software-u Solid Edge V15.
Obr. 33 Zhutňovanie materiálu medzi lisovacími valcami
λ1 =
VS
= 4,58
VV
[-]
(2)
Z tohto výpočtu vyplýva nutnosť použiť plniacu závitovku, ktorá bude materiál okrem podávania aj predzhutňovať.
Celkové zhutnenie je dané súčinom zhutnenia medzi valcami a predzhutnenia v podávacej závitovke:
λC = λ1 .λ 2
[-]
(3)
Z toho dostávame potrebné zhutnenie podávacou závitovkou:
λ2 =
λC 9,166
=
=2
λ1
4,58
[-]
(4)
Podávacia závitovka musí predzhutňovať piliny v pomere približne 1:2 až 1:2,2 , aby sa dosiahlo výsledné
zhutnenie pilín 1:9 až 1:10, a tak sa dosiahla požadovaná výsledná hustota výlisku. Plniaci systém (obr. 6) bude
riadený frekvenčným meničom, nakoľko zmenou druhu lisovaného materiálu ako aj zmenou jeho frakčného
zloženia je nevyhnutné meniť otáčky závitovky pre dosiahnutie požadovanej hustoty výliskov.
Obr. 34 Plniaci systém
Silové zaťaženie stroja
Pre presné pevnostné dimenzovanie jednotlivých častí zariadenia je potrebné poznať silové zaťaženie, najmä
priebeh lisovacieho tlaku v závislosti od uhla strhávania . Lisovací tlak závisí od zmeny hustoty lisovaných pilín, a
/ 89 /
Brno 2008
tá zase od zmeny prierezu pracovnej komory. Tento lisovací tlak (obr. 7) sa musí dosiahnuť presným nastavením
dodávaného množstva lisovaného materiálu a vzdialenosťou lisovacích nástrojov, nakoľko malou zmenou týchto
parametrov by sa tlak prudko zmenil. Pri čoskoro realizovaných experimentoch sa budú práve tieto parametre
meniť a merať.
Obr. 35 Celkový priebeh tlaku pôsobiaceho na výlisky
Pri návrhu a pevnostných výpočtoch jednotlivých častí lisu sa vychádzalo z laboratórnych výsledkov jednoosého
lisovania drevných pilín. Podmienkou na stanovenie lisovacieho tlaku potrebného pre pevnostný návrh funkčných
častí lisu bola výsledná hustota výlisku tak, aby spĺňala vyššie spomínané požiadavky európskych noriem.
Hodnota lisovacieho tlaku bola stanovená na 90 MPa.
KONŠTRUKCIA ZARIADENIA
Navrhnuté experimentálne zariadenie je kompletne vyrobené (obr. 8), dokončuje sa už len elektroprojekt riadenia
pohonov. Boli vykonané počiatočné funkčné skúšky, ktoré dokazujú práceschopnosť tohto zariadenia a
správnosť riešenia konštrukcie. V blízkej budúcnosti budú vykonané prípadné menšie konštrukčné úpravy a
následne budú realizované experimentálne merania.
Na obr. 9 je zobrazený detail lisovacej zóny a konštrukcia funkčných častí lisu – lisovací kotúč v súčinnosti s
lisovacím prstencom.
Obr. 36 Model navrhnutého experimentálneho zariadenia a realizované zariadenie
/ 90 /
Brno 2008
Obr. 37 Experimentálne zariadenie – detail lisovacej zóny
ZÁVER
Príspevok poukazuje na problémy tvarov a rozmerov súčasne vyrábaných biopalív z biomasy. Zároveň však
ponúka možné riešenie ako zvýhodniť postavenie výliskov z biomasy ako paliva rovnocenného fosílnym palivám.
Výskum opísaný v príspevku vychádza z tvarovej a rozmerovej analýzy výlisku z biomasy a hľadá jeho optimálny
tvar a rozmer z rôznych hľadísk. Následne na základe optimálneho tvaru bolo možné navrhnúť experimentálne
zariadenie na jeho výrobu. Po vyhodnotení experimentov na tomto zariadení bude možné optimalizovať proces
zhutňovania a navrhnúť produkčný stroj.
[1]
[2]
[3]
MATÚŠ, M. Nízkoenergetický zhutňovací stroj : písomná práca k dizertačnej skúške. Bratislava : ÚSETM
SjF STU, 2008.
KRÍŽIK, P. Environmentálny stroj na zhutňovanie tuhých organických materiálov : písomná práca
k dizertačnej skúške. Bratislava : Katedra výrobnej techniky SjF STU, 2006.
ŠOOŠ, Ľ. Drevný odpad … čo s ním?. Bratislava : Energetické centrum, 2000.
/ 91 /
Brno 2008
/ 92 /
Brno 2008
TAVENÍ POPELE Z BIOMASY
Jiří Moskalík, Marek Baláš, Martin Lisý, Jan Bogdálek
Hlavním cílem práce bylo zjistit vlastnosti a zjistit informace ohledně spékání popelovin vzniklých spálením nebo
zplyněním biomasy. Zaměřuje se především na stébelniny tedy převážně jednoleté rostliny, protože u nich je
teplota tání a následně tavení nejnižší. Nízká teplota tavení popelovin výrazně ovlivňuje energetické využívání
stébelnin. Tento problém se výrazně projevuje při metodě termického zplyňování, která se jinak jeví jako velice
progresivní.
Klíčová slova: biomasa, tavení popelovin, spékání, zplyňování
UVOD
Současný nárůst spotřeby energie, jehož jsme v současnosti svědky, vyžaduje aby lidstvo zaměřilo svůj zájem i
na jiné než fosilní paliva a to na obnovitelné zdroje. V geografických podmínkách České Republiky se jako
nejvýhodnější a potenciálně nejrozšířitelnější jeví biomasa. Nepřehlédnutelnou výhodou biomasy také je že
nabízí přímou transformaci na kapalná a plynná paliva. Po dosažení určitých kvalitativních parametrů, jako jsou
čistota nebo dostatečná výhřevnost lze s těmito palivy vhodněji nakládat. Jedná-li se o transport těchto produktů
nebo využití těchto paliv pro energetické účely.
Jednou z překážek energetického využívání biomasy zejména pak stébelnin je poměrně nízká teplota měknutí a
tavení popele, což sebou přináší řadu provozních problémů. Seznámit se s mechanizmem spékání popelovin a
objasnit které ze složek popela nejvíce ovlivňují teplotu tavení patří mezi hlavní cíle práce. V této části práce se
jedná především o výtah z informací publikovaných především v zahraniční literatuře.
Dalším úkolem bylo vyzkoušet měření teploty tavení popelovin na vysokoteplotní pozorovací peci a porovnat
naměřené hodnoty s údaji udávanými v literatuře. Experimentální část měla vést také k seznámení se s
normalizovanou metodou měření teploty tavení popelovin.
Spálením nebo termickým zplyněním každého pevného paliva se vyprodukuje nějaký tuhý zbytek. Jedná se o
látky jenž při hoření nepodlehnou oxidaci a nepřejdou do spalin souhrnně se označují popeloviny. Vlastnosti
popelovin výrazně ovlivňují použití paliva z něhož byly vyprodukovány a je nutno brát na ně ohled už při návrhu
spalovacího nebo zplyňovacího zařízení. S ohledem na použitelnost paliva a na provozní podmínky představuje
jednu z významných vlastností právě teplota tavení popelovin a s tím související spékání. To se negativně
projevuje především na roštu, nebo hovoří-li se o fluidním zplyňování na místě vstupu paliva do fluidní vrstvy a
následně na roštu zplyňovacího zařízení. Kde dochází k zanášení a zpékání a tím i ucpání přístupových cest jak
pro palivo tak pro vzduch.
MĚŘENÍ TEPLOTY TAVENÍ POPELOVIN
Jak bylo řečeno v úvodu jeví se důležité znát všechny tyto aspekty využívání konkrétních druhů bio-paliv.
K poznání různých vlastností paliv slouží celá škála normovaných meřících metod a postupů. Také měření
teploty tavení popelovin patří mezi normované zkoušky, proto je zde uveden krátký výtah z této normy jenž
nastiňuje metodiku měření teploty tavení popelovin.
Nejprve se ze zkoumaného vzorku popele vylisuje zkušební tělísko ve tvaru válečku, krychle, komolého kužele
nebo jehlance. Vylisované zkušební tělísko z popela se zahřívá za normalizovaných podmínek a průběžně se
pozoruje, zaznamenávají se teploty při nichž nastávají charakteristické změny tvaru zkušebního tělíska.
Charakteristické teploty jsou definovány následně (včetně obr.1.). [2]
Teplota deformace: Teplota, při které nastávají první příznaky zaoblení hrotu nebo okrajů zkušebního tělíska
v důsledku tání.
Ing. Jiří Moskalík, Vysoké učení technické v Brně, Technická 2, 616 69, e-mail: [email protected]
/ 93 /
Brno 2008
Teplota měknutí: teplota , při které v případě zkušebních tělísek ve tvaru komolého kužele nebo jehlance, je
výška stejná jako šířka základny nebo teplota, při které v případě zkušebních tělísek ve tvaru krychle nebo válce,
jsou okraje zkušebního tělíska zcela zaobleny bez změny výšky.
Teplota tání: teplota, při které zkušební tělísko vytváří přibližně polokouli, tj. kdy výška se rovná přibližně
polovině průměru základny.
Teplota tečení: teplota, při které se popel rozteče na podložce ve vrstvě, jehož výška je třetina výšky zkušebního
tělíska při teplotě tání. [2]
Obr. 38 Schematické znázornění tavení pokusného válečku popele dle normy [2].
Stanovení se obvykle provádí v redukční atmosféře, doplňkové informace lze získat dalším stanovením
v oxidační atmosféře. Obecně doporučené redukční atmosféry poskytují nejnižší charakteristické teploty.
I když s ohledem na celkové zaměření výzkumu na zplyňování biomasy by bylo výhodnější použít při testech
redukční atmosféru v pozorovací peci byla při prvních měřeních použita atmosféra oxidační. Jedná se o první
seznamovací měření na nově pořízené pozorovací peci. To byl zřejmě jeden z důvodů proč naměřené hodnoty
nekorespondují s hodnotami uváděnými v literatuře. Charakteristické změny válečků probíhaly tak jak měly, jen
při vyšší teplotě než bylo předpokládáno.
Při pokusech prováděných v laboratořích Energetického ústavu byly jako zkušební tělíska používány válečky, jak
je možné vidět na následujících obrázcích (obr.2.). Ukázalo se velice problematickým vylisovat požadovaná
váleček správným způsobem. Popel je velice sypký a zkušební tělíska se po vyjmutí z formy rozpadaly, nebylo
možné je použít pro měření. Relativně schůdným řešením se ukázalo mírné zvlhčení popela při lisováni. Což
ovšem také mohlo vést k dalšímu ovlivnění výsledků.
Obr. 39 Zkušební tělíska ve tvaru válečku vylisované z popele řezanky amarantu a peletek šťovíku.
/ 94 /
Brno 2008
Obr. 40 Znázornění průběhu tavení vzorku popele amarantu (spáleno v atmosférickém ohništi) s zobrazenou
konečnou teplotou roztavení vzorku.
PRVKOVÉ SLOŽENÍ POPELOVIN
Pro porovnání jsou uvedeny analýzy tři různých druhů paliv. Jedná se o dvě směsy dřevní štěpky a kůry
smíchané v různých poměrech a jednu směs stébelnin. První vzorek (označen BC1) obsahuje 50 % kůry a 50 %
dřevní štěpky, druhý (označen BC2) se skládá ze 60 % kůry a 40 % dřevní štěpky a ve třetím vzorku (označeném
STR) se zkouší směs pšeničné a ječmenné slámy 50 % na 50 %. Palivo bylo zpopelněno při teplotě 500°C.
Testování probíhalo standartními analytickými metodami jako atomární absorpční spektroskopie (Ca, Si, K, Al,
Fe, Na, Zn, Cd), titrace (Cl) nebo plazma atomická spektroskopie (Hg). Dále se posuzoval součinitele přebytku
vzduchu při spalování.[1] Takto podrobné rozbory nebyly k dispozici, proto data převzata z [1].Převzatá data
slouží pouze k ilustrativnímu dokreslení příčin spékání a proč stébelniny vykazují daleko nižší teplotu tavení
popelovin, než ostatní druhy biomasy.
Palivo
Vápník Ca
Křemík Si
Draslík K
Hliník Al
Hořčík Mg
Železo Fe
Sodík Na
Zinek Zn
Kadmium Cd
Chlór Cl
ppm v suchém paklivu
Rtuť Hg
Fluor F
%-obsah v popelu
CO2 v suchem popelu
BC1
28,5(0,7)
5,95(0,15)
5,56(0,14)
1,49(0,04)
1,98 (0,05)
1,19 (0,03)
0,64 (0,02)
0,41 (0,010)
0,00 (0,000)
0,23 (0,010)
BC2
22,6(0,49)
11,9(0,26)
4,74(0,1)
2,08(0,04)
1,58 (0,03)
2,37 (0,05)
0,62 (0,01)
0,27 (0,006)
0,006 (0,0001)
0,18 (0,004)
STR
8,03(0,34)
21,9(0,91)
18,6(0,77)
1,19(0,05)
0,94 (0,04)
1,19 (0,05)
1,49 (0,06)
0,03 (0,001)
0,00 (0,000)
1,44 (0,060)
71,2±0,49
7,6±0,09
38,45±0,78
7,35±0,24
42,04±0,49
7,93±0,07
22,4
17,4
1,92
Tab. 6 Prvková analýza popele dle standardních analytických metod zpopelněno při 500°C vzorek BC1 (50 %
kůry a 50 % dřevní štěpky), BC2 (60 % kůry a 40 % dřevní štěpky) a STR (směs pšeničné a ječmenné
slámy 50 % na 50 %)[1]
/ 95 /
Brno 2008
Obecně stébelniny mají daleko vyšší podíl alkálií v popelovinách (viz.tab.č.1), jakožto i vyšší podíl nespáleného
tuhého zbytku (vyšší popelnatost).
VLIV STECHIOMETRIE SPALOVÁNÍ NA SLOŽENÍ POPELE
Jak je patrné z přiložených tabulek i stechiometrie spalování výrazně ovlivňuje výsledné prvkové složení
popelovin, zejména pak obsah vápníku, křemíku a draslíku (viz. tab.č.2 a tab.č.3), což jsou prvky silně ovlivňující
spékání popele a následně tvorbu nánosu na roštu spalovacího nebo zplyňovacího zařízení. Se stoupajícím
přebytkem spalovacího vzduchu mírně klesá obsah některých sledovaných alkalií (Ca). To ,že tato závislost není
úplně jednoznačná naznačuje jistá nerovnoměrnost u poklesu ostatních prvku (Si, K). Jedná se zřejmě o daleko
složitější problém, pro který nebude jednoduché najít snadný matematická model, protože se v něm uplatňuje
velká spousta různých jevů.
Vzorek paliva
Součinitel přebytku vzduchu
Teplota (°C)
Teplota, max (°C)
%-obsah v popelu
Vápník Ca
Křemík Si
Draslík K
Hliník Al
Hořčík Mg
Železo Fe
Sodík Na
Zinek Zn
Kadmium Cd
Chlór Cl
0,79
1043
1197
BC1
1,01
1120
1175
1,23
1053
1184
40,0
7,98
1,57
2,12
2,97
1,21
0,42
0,020
0,0025
0,00
40,5
8,23
1,70
2,31
2,97
1,64
0,42
0,043
0,0020
0,00
34,2
15,9
2,69
2,56
2,10
2,79
0,72
0,032
0,0020
0,00
0,70
1100
1135
BC2
0,98
1144
1224
1,26
1100
1096
38,8
7,57
2,71
2,25
2,67
1,04
0,66
0,037
0,0039
0,00
40,3
8,75
2,55
2,28
2,87
1,34
0,46
0,037
0,0030
0,00
33,2
16,5
2,71
2,64
2,11
2,09
0,64
0,033
0,0030
0,00
Tab. 7 Analýza zbytků popele na roštu po spálení při rozdílných stechiometrických podmínkách v laboratorní
peci s pevným ložem pro vzorky BC1 a BC2 [1].
Vzorek paliva
Součinitel přebytku vzduchu
Teplota (°C)
Teplota, max (°C)
%-obsah v popelu
Vápník Ca
Křemík Si
Draslík K
Hliník Al
Hořčík Mg
Železo Fe
Sodík Na
Zinek Zn
Kadmium Cd
Chlór Cl
0,75
955
1102
STR
1,03
1044
1126
1,13
1045
1118
9,94
25,6
12,06
0,99
1,38
0,49
1,18
0,019
0,0020
0,08
10,00
24,7
13,08
1,15
1,31
0,51
1,41
0,036
0,0015
0,15
10,80
23,5
13,48
1,02
1,30
0,61
1,22
0,024
0,0019
23
Tab. 8 Analýza zbytků popele na roštu po spálení při rozdílných stechiometrických podmínkách v laboratorní
peci s pevným ložem pro vzorek STR [1].
/ 96 /
Brno 2008
ZÁVĚR
Většina odborné literatury uvádí teplotu měknutí a slínování popele stébelnin někde v rozmezí 700 až 800 °C a
teplota tavení přibližne v intervalu 925°C až 1025°C, u dřeva pak měknutí v intervalu 1000°C až 1200°C a
teplota tavení 1400°C až 1500°C v závislosti na druhu [1]. Avšak při pokusech provedených na pozorovací
výtavné peci byly obdrženy výsledky řádově o stovku °C vyšší. Rozpor z běžně uváděnými hodnotami mohl být
zapříčiněn způsobem přípravy vzorku popele jednotlivých paliv, respektive formou zpopelnění vzorků paliv nebo
tím že byla použity stébelnin ve formě peletek (viz.dále). Také záleží na konkrétním druhu paliva, průběhu sklizně
(u cíleně pěstované biomasy) a na příměsích jenž se do něj dostali při manipulaci s palivem.
Mezi faktory ovlivňující spalování (zpopelnění) patří spalovací teplota, doba vystavení této teplotě a součinitel
přebytku vzduchu (typ atmosféry při průběhu pokusu). Ty mohou ve výsledku ovlivnit chemické složení popele a
tím i jeho vlastnosti. Při samotném pokusu v pozorovací peci může být výsledná teplota tavení popele ovlivněna
rychlostí ohřevu pokusného válečku (je dáno normou) a typem atmosféry v pozorovací peci.(podle nové normy se
doporučuje redukční atmosféra – dává nižší hodnoty).
Co se týče energetického využívání stébelnin, ať už klasické spalování či zplyňování, lze do jisté míry zabránit
spékání popele na roštu použitím peletkovaných stébelnin. Ty vykazují při praktickém použití daleko menší
náchylnost ke spékání než klasická řezanka. [3]
[1] Characterization of ashes from wood and straw: Brigitta Olanders and Britt-Marie Steenari, Department of
Inorganic Chemistry, Chalmers University of Technology and University of Göteborg
[2] Tuhá paliva – Stanovení tavitelnosti popela – Vysokoteplotní metoda s trubicí: ČESKÝ NORMALIZAČNÍ
INSTITUT Praha 2000
[3] ENERGETIKA A BIOMASA: Ing. Martin Fajman, Ph.D., Ing. Martin Lisý, Doc. Ing. Zdeněk Skála, CSc.
/ 97 /
Brno 2008
/ 98 /
Brno 2008
HODNOCENÍ VÁPENATÝCH MATERIÁLŮ PRO ADSORPCI HCL
Petr Pekárek, Pavel Machač, Václav Koza, Kateřina Bradáčová
Zplyňování biomasy je jednou z metod náhrady neobnovitelných paliv obnovitelnými. Produktem je generátorový
plyn, který je ale nutné zhodnotit vhodnými čisticími procesy. V případě využití plynu palivovými články se musí
odstranit nejen popílek a dehty, ale také sirné sloučeniny a minerální kyseliny. A tyto látky lze efektivně odloučit
vhodnými adsorpčními procesy. Zvláště s ohledem na příznivou cenu je dobré využívat k tomuto účelu přírodní
látky.
Klíčová slova: adsorpce, kyselina chlorovodíková
ÚVOD
V současnosti hodně diskutovanou otázkou je vyčerpání neobnovitelných zdrojů energie. Hodně optimistické
předpovědi počítají se zásobami ropy na 40 let, zemního plynu na 80 let a uhlí zhruba na 210 let.
Z dlouhodobého horizontu se jako nezbytné jeví přejít na alternativní zdroje energie využívající jako palivo
obnovitelné zdroje. Takovou technologii představuje zplyňování biomasy, téma, kterým se zabývá mnoho
výzkumných institucí na celém světě.
PRODUKCE ELEKTRICKÉ ENERGIE Z BIOMASY S VYUŽITÍM PALIVOVÉHO ČLÁNKU
Zplyňovat lze vpodstatě jakoukoliv hmotu organického původu. Je to proces, kdy z pevné (těžko využitelné)
organické hmoty získáme mnohem snáze využitelný plyn, jehož hlavními využitelnými látkami jsou vodík a oxid
uhelnatý. Zplyňování se provádí v generátoru, přičemž zplyňovat lze vodní parou, kyslíkem nebo vzduchem.
Jedná se o řízený proces. Získaný plyn je ale zapotřebí zhodnotit vhodnými čisticími metodami, protože obsahuje
spoustu balastních látek, mnohdy silně agresivních, popř. katalytických jedů. Na obr. 1 máme schéma produkce
generátorového plynu s jeho následným využitím jako paliva pro palivový článek. Tuhá surovina je zplyňována
vodní parou v primárním reaktoru vytápěném vedlejší spalovací komorou (Combustor). Generátorový plyn je
nutné vyčistit kromě popílku a dehtu též od sulfanu (H2S Sorber) a minerálních kyselin (HCl, HF) – a to pod
hodnotu 1 ppmV. To je velmi důležité, protože jinak dojde k destrukci drahého palivového článku. Čistý plyn
vstupuje do palivového článku, který v něm obsaženou chemickou energii přemění na finální produkt –
elektrickou energii. Spaliny jsou vedeny přes regenerátor a spalovací komoru do komína.
Obr. 41 Schéma produkce elektrické energie z biomasy s využitím palivového článku
Ing. Petr Pekárek, Vysoká škola chemicko-technologická v Praze, Technická 5, Praha 6 – Dejvice, 166 28,
[email protected]
/ 99 /
Brno 2008
ADSORPCE
Jako nejvhodnější separační metoda pro odstraňování sulfanu a minerálních kyselin z generátorového plynu se
jeví adsorpce – tedy zachycování nežádoucích složek pevnými látkami. Její největší výhodou (na rozdíl od
absorpčních postupů) je možnost provádět ji i za vysokých teplot, takže nedochází k tak významné tepelné ztrátě,
zvláště při využití plynu vysokoteplotními palivovými články.
Jako vhodná adsorpční činidla lze použít oxidy kovů. Tyto reakce lze popsat zjednodušeně následujícími
rovnicemi:
Pro adsorpci minerálních kyselin: MO + 2 HCl / 2 HF ↔ H2O + MCl2 / MF2
Pro adsorpci sulfanu:
MO + H2S ↔ H2O + MS
V laboratoři byla pro všechna měření použita modelová směs generátorového plynu o následujícím složení
hlavních komponent (v %obj.): CO 16, H2 14, H2O 13, zbytek N2.
Vstupní koncentrace nežádoucích látek v ppm obj.: H2S 100, HCl 150, HF 20
Požadovaná výstupní koncentrace všech 3 nežádoucích komponent byla stanovena pod 1 ppm obj.
Teplotní okénko jednotlivých měření bylo 300 – 600 °C, všechna měření probíhala za atmosférického tlaku.
POKUSNÁ APARATURA
Schéma pokusné aparatury pro testování vhodných sorbentů znázorňuje obr. 2 na následující straně. Hlavním
prvkem je dvouplášťový reaktor (6) vyrobený z křemenného skla situovaný v elektrické peci s 3 zónovým
regulátorem teploty. Navážka sorbentu (zhruba 15 g) je nasypána na lože reaktoru s keramickou fritou. Po vyhřátí
reaktoru na požadovanou teplotu je zahájeno dávkování modelového generátorového plynu z tlakové lahve (1)
přes rotametr (5) do spodní části reaktoru (4). Tlaková lahev (2) obsahuje dusík, který zastává funkci inertního
plynu a před a po každém měření se jím proplachuje celá aparatura. Současně s dávkováním plynu je též
zahájeno dávkování roztoku minerálních kyselin lineární dávkovací pumpou (3) do horní části reaktoru.
V reaktoru dojde k odpaření roztoku a smíchání se směsí generátorového plynu. Takto homogenizovaný plyn
projde ložem reaktoru se sorbentem a opouští reaktor. Plyn je ochlazen v chladiči (8), kde dojde ke kondenzaci
jím obsažené vody a hlavně minerálních kyselin při teplotě přibližně 50 °C, kdy vykondenzují pouze minerální
kyseliny a sulfan pokračuje dále v plynné fázi. Vzniklý kondenzát je odloučen teflonovým separátorem (9) a
odběrová trasa propláchnuta destilovanou vodou (7), aby se vypláchly veškeré zkondenzované minerální
kyseliny. Každý odběr je doplněn na 10 ml a poslán na přesné stanovení koncentrace chloridů a fluoridů iontovou
chromatografií. Sulfan je stanovován potenciometricky. Odpadní plyn obsahující sulfan prochází spirálovým
absorbérem (10), kde je sprchován roztokem hydroxidu sodného (11), přičemž potenciál sulfidových iontů je
sledován milivoltmetrem pomocí iontově selektivní sulfidové elektrody (12). Odpadní plyn prochází poté přes
soustavu promývaček a bubnový plynoměr do odtahu digestoře. Výstupem našich měření jsou průnikové křivky
jednotlivých nežádoucích složek, ale hlavně kapacity použitých sorbentů, které umožňují velice snadno
porovnávat efektivitu zachycení příslušných znečišťujících látek.
/ 100 /
Brno 2008
Obr.2 Schéma pokusné aparatury pro testování vhodných sorbentů
VHODNÉ SORBENTY PRO ZÁCHYT HCL
Z hlediska nenáročnosti a cenové dostupnosti jsme zkoušeli testovat sorbenty na bázi oxidu vápenatého.
Vykázaly poměrně slušnou účinnost.
Prvním testovaným sorbentem byl CAS (47,5 % CaO, 47,5 % Al2O3, 5 % stearan vápenatý). Zde byla použita
alumina jako nosič a to se projevilo jako negativní. Adsorpční kapacita byla velice nízká a zároveň mechanická
pevnost také.
Druhým byl sorbent CS (95 % CaO, 5 % stearan vápenatý). Ten vykázal nejlepší výsledky. Bylo jej ovšem
zapotřebí vyžíhat (20 minut při 600 °C), protože při zahřátí na teplotu pokusu se uvolňoval stearan, který
kondenzoval v odběrové trase a dokonce ji ucpal. Sorbent nabízí vynikající mechanickou pevnost, která se
žíháním ještě vylepšila.
Třetí byl sorbent CG (97 % CaO, 3 % grafit). Ten jsme si připravovali sami na škole. Byl poměrně hodně účinný a
nabízel nejlepší mechanickou pevnost.
Všechny sorbenty byly lisovány do podoby válečků 5 x 5 mm.
/ 101 /
Brno 2008
DOSAŽENÉ VÝSLEDKY
Výsledkem našich měření jsou kapacity testovaných sorbentů pro záchyt HCl a průnikové křivky.
Tab. 1 Přehled adsorpčních kapacit výše zmíněných sorbentů
Vzorek
Navážka
CAS
CAS
CAS
CAS
CS
CS
CS
CS
CG
CG
15,24 g , 3 cm
15,69 g , 3 cm
15,29 g , 3 cm
15,42 g , 3 cm
15,66 g , 3 cm
15,60 g , 3 cm
15,75 g , 3 cm
15,57 g , 3 cm
15,45 g , 3 cm
15,80 g , 3 cm
Kapacita pro HCl
do průniku
do konce
g / kg
g / kg
0,60
1,79
0,66
2,21
0,66
2,37
1,38
4,62
0,77
2,90
9,55
11,88
16,66
18,20
8,9
9,59
4,02
6,29
6,34
8,65
Tpokusu
°C
600
500
400
300
600
500
400
300
500
400
Tabulka 1 uvádí přehled získaných hodnot adsorpčních kapacit jednotlivých sorbentů. Pro všechny sorbenty platí,
že přednostně do 300 °C sorbují vodu – proto je jejich kapacita pří této teplotě tak nízká. Navíc dochází k jejich
expanzi a následnému rozpadu. Klesá tak i mechanická pevnost. Nejlépe pracují vápenaté sorbenty při teplotě
400 °C.
Průnikové křivky sorbentu CS při různých
teplotách měření pro Cl- ionty, limit 1.5 mg/m3
4.5
4.0
iontů [mg/m3]
Výstupní koncentrace Cl -
5.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
Kapacita sorbentu [g/kg]
CS 300°C
CS 400°C
CS 500°C
CS 600°C
Obr. 3: Průnikové křivky sorbentu CS
Na obrázku 3 máme příklad průnikových křivek sorbentu CS, který se ukázal jako nejúčinnější. Je vidět, že pro
300 °C dochází velice brzy k průniku HCl. Nejlepší výsledek je dosažen při 400 °C a s rostoucí teplotou účinnost
adsorpce klesá.
/ 102 /
Brno 2008
ZÁVĚR
Závěrem lze říci, že nejlepší účinnosti dosahuje sorbent CS, který vyhovuje i z hlediska mechanické pevnosti. To
je ovšem podmíněno jeho vyžíháním, což zvyšuje jeho cenu kvůli energetické náročnosti. Sorbent CG poskytl
také dobré výsledky, navíc s nejlepší mechanickou pevností. Oproti tomu sorbent CAS nelze doporučit.
Prezentované výsledky byly získány za spolufinancování prostředků úkolu MSM 6046137304.
POUŹITÁ LITERATURA
[1] Girard, P. (2003): SOFC fuel cell fuelled by biomass gasification gas. Paris, 65 s.
[2] Bin-lin G., Jin-sheng L., Sha X. (2005): Reaction kinetice of sorbent for chloride removal with HCl in a hightemperature coal gas.
[3] Noguchi Y., Azumaya T., Yamamoto Y. (2005): Agents for removal of hydrogen chloride from waste Gates.
[4] www. energetik.cz
/ 103 /
Brno 2008
/ 104 /
Brno 2008
VYSOKOTEPLOTNÍ ČIŠTĚNÍ PLYNU ZE ZPLYŇOVÁNÍ BIOMASY NA NIKLOVÉM
PREREFORMINGOVÉM KATALYZÁTORU
Martin Vosecký1, Petra Kameníková1, Michael Pohořelý1, Sergej Skoblja1,2 a Miroslav Punčochář1
2 Ústav
1 Ústav chemických procesů Akademie věd ČR, Rozvojová 135, 165 02 Praha 6
plynárenství, koksochemie a ochrany ovzduší, Vysoká škola chemicko-technologická v Praze,
Technická 5, 166 28 Praha 6
Práce se věnuje vysokoteplotnímu odstraňování dehtů z generátorového plynu pomocí niklového
prereformingového katalyzátoru. Generátorový plyn byl produkován zplyňováním biomasy na experimentálním
fluidním generátoru, z něhož byla část surového plynu vedena do jednotky pro čištění plynu. Plyn byl
v jednotlivých stupních jednotky odprášen, zbaven sirovodíku na adsorbentu a poté veden přes niklový
katalyzátor, na kterém docházelo k reformingu všech uhlovodíků vyšších než methan. Reformingem uhlovodíků
bylo dosaženo i po 22 h experimentu obsahu dehtu nižšího než 30 mg m–3..
Klíčová slova: katalytické odstraňování dehtu, niklový katalyzátor, parní reforming, fluidní zplyňování, biomasa.
ÚVOD
Čištění plynu ze zplyňování tuhých paliv představuje významný technologický aspekt spojený s využitím
zplyňovacího procesu. Volba systému čištění generátorového plynu vychází zejména z požadavků koncové
technologie. Při zplyňování biomasy je jednou z obzvláště sledovaných nežádoucích složek generátorového
plynu dehet, což je komplexní směs vyšších uhlovodíků, která může způsobit komplikace zejména svojí
kondenzací v chladnějších částech technologického celku.
Odstraňování dehtu z plynu lze realizovat mnoha přístupy, které jsou široce popsány v literatuře [1-2]. V této
práci je jako metoda pro odstraňování dehtu z plynu uvažován parní reforming dehtu pomocí niklového
prereformingového katalyzátoru. Proces parního reformingu lze zapsat následujícím sledem reakcí:


CnHm + n H2O = n CO +  n +
CO + H2O = CO2 + H2
CO + 3 H2 = CH4 + H2O
m
 H2
2
∆H298 > 0 kJ mol–1
∆H298 = - 41 kJ mol–1
∆H298 = - 206 kJ mol–1
(1)
(2)
(3)
První reakce (1), při níž reagují uhlovodíky s vodní párou, je reakce parního reformingu. Ta je následována
dvojicí rovnovážných reakcí, reakcí vodního plynu (2) a metanizační reakcí (3). Tyto dvě reakce se významně
podílí na ustavení rovnovážného složení plynu vystupujícího z procesu parního reformingu.
Vedle těchto reakcí může za nevhodných procesních podmínek být namísto reakcí (1-3) termodynamicky
upřednostňována tvorba uhlíku dle následujících reakcí:
2 CO = C + CO2
∆H298 = –172 kJ mol–1
CH4 = C + 2 H2
∆H298 = 75 kJ mol–1
CnHm → n C + m/2 H2
∆H298 > 0 kJ mol–1
CnHm → nenasycené CnHm → polymerní CnHm →C úsada
(4)
(5)
(6)
(7)
Tvorba uhlíkatých úsad je spolu s otravou katalyzátoru sulfanem hlavním deaktivačním mechanismem pro
niklové prereformingové katalyzátory. Tvorbu uhlíku lze minimalizovat vhodnou volbou reakčních podmínek, mezi
které zejména náleží teplota, tlak a poměr H2O/C. Otravu sulfanem pak lze minimalizovat pouze jeho
odstraněním z reakčního plynu [3].
Ing. Martin Vosecký, Ústav chemických procesů AV ČR, Rozvojová 135, Praha 6; e-mail: [email protected]
/ 105 /
Brno 2008
Využití niklových katalyzátorů bylo široce zkoumáno jak s modelovými plyny [4-6], tak s plynem vznikajícím
při zplyňování biomasy [7-9]. Jedním z výrazných nedostatků uvedených studií je pracovní teplota katalyzátoru
v rozmezí 700–950 °C, kterou je třeba často dosahovat dodatečným ohřevem katalytického lože. Katalyzátor tak
má často teplotu vyšší než je teplota plynu na výstupu ze zplyňovacího generátoru.
Generátor
Cyklon
Horký filtr
Adsorpční
reaktor
Katalytický
reaktor
Odprášení
Adsorbent
Odstranění
S-látek
Katalyzátor
Odstranění
dehtu
(variantně)
Aktivní materiál
Hrubé odprášení
Potlačení tvorby
S-látek a dehtů
900
Teplota (°C)
800
700
600
500
V této práci byla experimentálně
zkoumána celková koncepce čištění plynu,
v níž bylo klíčovou částí odstraňování
dehtu na niklovém prereformingovém
katalyzátoru za teplot okolo 500 °C.
Koncepce je graficky znázorněna na
Obr. 1. Hlavní myšlenkou předkládaného
konceptu čištění plynu je jeho klesající
teplota od generátoru až po výstup
vyčištěného plynu. Takto navržený systém
čištění nevyžaduje dodatečné ohřívání
v jednotlivých stupních procesu.
400
Obr. 1: Celková koncepce čištění generátorového plynu.
EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST
Ve fluidním generátoru bylo zplyňováno dřevo o vlastnostech dle Tab. 1. Jako materiály fluidní vrtsvy byly
použity křemenný písek (> 99 hm. % SiO2) a dolomit (67 hm.% CaO, 30 hm. % MgO a 1 hm. % SiO2). Křemenný
písek byl využit i jako náplň v reaktoru R1 pro odprášení plynu.
Tab.1: Charakteristika paliva.
Obsah (hm.%)
Technická analýza
Voda
Popel
Celková hořlavina
Prchavá hořlavina
Neprchavá hořlavina
–1
Spalné teplo (MJ kg )
–1
Výhřevnost (MJ kg )
Dřevěná drť
7,32
0,82
91,86
77,77
14,09
17,61
16,15
Elementární rozbor (hm. %)
Uhlík
45,99
Vodík
5,66
Kyslík
39,78
Síra
n.d.
Dusík
0,55
Jako aktivní materiály byly použity komerční adsorbent
(CuO a ZnO na nosiči z Al2O3) pro záchyt sulfanu a niklový
prereformingový katalyzátor ve formě válcových pelet o
poloměru i výšce 3 mm.
Experimenty byly uskutečněny na atmosférickém fluidním
zplyňovacím generátoru, který byl vyhřívanou odběrovou tratí
spojen s jednotkou pro čištění plynu. Reakční prostor
generátoru je tvořen svislým válcem ze žáruvzdorné
nerezavějící oceli o průměru 50 mm v prostoru 500 mm nad
roštem, v horní části pak 100 mm. Celková výška generátoru je
2200 mm. Jako zplyňovací médium slouží vzduch. Médium je
elektricky předehříváno a vedeno pod rošt, který je umístěn ve
spodní části reakčního prostoru. Zplyňovací generátor je
k vyrovnání tepelných ztrát otápěn elektrickým topením
rozděleným na tři nezávislé segmenty, což umožňuje nastavení
teploty zvlášť ve fluidní vrstvě a zvlášť ve dvou sekcích
v prostoru nad vrstvou. Materiálem fluidní vrstvy byl písek,
v čase 6:48 byl do vrstvy přidán dolomit.
Surový generátorový plyn byl z hlavy kolony částečně odváděn do komína, menší část pak byla vedena do
jednotky pro vysokoteplotní čištění plynu. Klíčovými částmi jednotky byly tři nezávisle otápěné reaktory. První
reaktor pracující za teplot do 600 °C sloužil k odprášení plynu na kovové síťce válcového průřezu naplněné
pískem. Plyn z prvního reaktoru vstupoval do dalšího reaktoru naplněného adsorbentem pro záchyt sulfanu. Plyn
s minimálním obsahem sulfanu byl pak veden do třetího reaktoru, který byl naplněn niklovým prereformingovým
katalyzátorem.
/ 106 /
Tab.2: Experimentální podmínky.
Čas exp. (hh:mm)
Materiál fl. vrstvy
–1
Dávkování paliva (g h )
0:00-6:47
písek
6:48-22:12
písek+dolomit
1246
1371
Průtok plynu (m h )
Zplyňovací vzduch
Pneumotransport - N2
2,5
1,6
2,5
1,6
Průtok R1-R3
0,375–0,667
0,574–0,648
GHSV (h-1)
3750–6670
5740–6480
Zplyňovací poměr
0,45
0,41
H2O/C (mol mol )
1,8–2,5
1,3–1,8
Měřené teploty (°C)
Fluidní vrstva
Freeboard
890±10
900±3
896±5
900±4
R1
R2
R3
570±10
535±15
500±10
570±10
535±15
510±10
Vstup materiálů (g)
Fluidní vrstva - písek
Fluidní vrstva - dolomit
2727
---
2727
590
R1 - písek
R2 - adsorbent
R3 - Ni katalyzátor
210
190
100
210
190
100
3
Brno 2008
Analýza plynných složek byla realizována na plynovém
chromatografu HP 6890 vybaveném plameno-ionizačním detektorem
a tepelně-vodivostním detektorem. Analýza dehtů byla realizována na
plynovém chromatografu HP 6890 s hmotnostním spektrometrem.
–1
-1
Experimentální podmínky jsou upřesněny v Tab. 2.
VÝSLEDKY A DISKUSE
Majoritní složky plynu
Obsah hlavních složek plynu, kterými se rozumí CO, CO2, CH4 a H2, je na vstupu i výstupu z katalyzátoru
zobrazen na Obr. 2.
b)
Písek + Dolomit
40
25
Obsah H2 (obj.%)
Obsah CO a CO2 (obj.%)
30
Písek
20
15
10
Písek + Dolomit
9
8
30
7
6
25
5
20
4
15
3
10
2
5
1
5
0
0:00
Písek
35
0
3:00
6:00
9:00
12:00
15:00
18:00
0:00
21:00
0
3:00
6:00
Čas (hh:mm)
CO in
CO out
CO2 in
Obsah CH4 (obj.%)
a)
9:00
12:00
15:00
18:00
21:00
Čas (hh:mm)
H2 in
CO2 out
H2 out
CH4 in
CH4 out
Obr. 2: Závislost obsahu a) CO a CO2 a b) H2 a CH4 na čase experimentu.
Jak je možno vidět z Obr. 2, při průchodu generátorového plynu vrstvou katalyzátoru dochází k významným
změnám v zastoupení majoritních složek plynu. Rozkladem uhlovodíků reakcí parního reformingu dochází
k významnému nárůstu obsahu H2 v plynu. Druhým hlavním produktem je jeden z oxidů uhlíku. Za daných
experimentálních podmínek, které jsou charakterizovány zejména relativně nízkou teplotou okolo 500 °C,
dochází k reakci CO s vodní párou na CO2 a H2 (2). Při průchodu plynu vrstvou katalyzátoru tedy dochází
k podstatnému omezení obsahu CO, zatímco obsah CO2 významně narůstá, což je ve shodě s literaturou [1011]. Distribuce CO a CO2 je zejména ovlivněna rovnováhou reakce vodního plynu (2).
Změny v obsahu majoritních složek plynu při průchodu vrstvou katalyzátoru byly s výjimkou CH4 obdobné
pro část experimentu, při níž byl ve fluidní vrstvě pouze písek nebo písek s vápencem. Přídavek dolomitu do
fluidní vrstvy vedl k omezenému reformingu uhlovodíků přímo ve fluidní vrstvě, což vedlo k nárůstu obsahu H2 za
generátorem okolo 5 % a obsahu CO okolo 3 %. Nárůst obsahu CO na vstupu do katalyzátoru zapříčinil nárůst
jeho výstupního obsahu. Výstupní obsah CO2 během experimentu lehce klesal, přestože jeho vstupní obsah byl
konstantní.
/ 107 /
Brno 2008
U obsahu CH4 byly pozorovány odlišné změny v závislosti na materiálu fluidní vrstvy. Když byl ve fluidní
vrstvě pouze písek, CH4 podléhal částečnému rozkladu reakcemi parního reformingu. Oproti tomu s dolomitem a
pískem ve fluidní vrstvě nedocházelo u obsahu CH4 při průchodu vrstvou katalyzátoru k významným změnám.
Z pozorovaných závislostí vyplývá, že za daných experimentálních podmínek není CH4 koncovým produktem
reakcí parního reformingu vyšších uhlovodíků.
Vedle výše diskutovaných majoritních složek byl v plynu přítomen dusík v obsazích 44–57 % na vstupu a
27–39 % na výstupu z katalyzátoru v závislosti na experimentálních podmínkách i fluktuacích procesu.
Minoritní složky plynu
Minoritními složkami generátorového plynu jsou myšleny uhlovodíky vyšší než CH4 stanovitelné pomocí
plynové chromatografie (GC). Z této skupiny látek bylo v generátorovém plynu stanoveno pouze několik látek ve
významnějším množství, jako např. ethan, ethylen, acetylen, benzen a toluen. Tyto složky plynu představují více
než 99 % všech stanovených minoritních složek v generátorovém plynu.
Obsah vybraných minoritních složek na vstupu do katalyzátoru, kterými byly ethylen, acetylen a benzen,
společně s celkovým obsahem a výstupní celkový obsah minoritních složek jsou zobrazeny na Obr. 3.
Písek
0.018
Písek + Dolomit
Vstupní obsah (obj.%)
2.4
0.015
2.0
0.012
1.6
0.009
1.2
0.006
0.8
0.003
0.4
0.0
0:00
Výstupní obsah
obsah(vol.%)
(obj.%)
Výstupní
2.8
0.000
3:00
6:00
9:00
12:00
15:00
18:00
21:00
Čas (hh:mm)
Ethylen in
Acetylen in
Benzen in
Suma in
Suma out
Obr. 3: Závislost obsahu minoritních složek na čase experimentu.
Obr. 3 ukazuje, jak byl obsah minoritních složek ovlivněn přítomností dolomitu ve fluidní vrstvě. Přídavek
dolomitu způsobil pokles celkového obsahu minoritních složek z 1,8–2,4 % na 1,0–1,5 % s odpovídajícím
poklesem všech složek.
Při průchodu plynu katalyzátorem dochází k prakticky kompletnímu rozkladu minoritních složek. Konverze
minoritních složek byla více než 99% s výstupními obsahy převážně do 0,006 %. Minoritní složky jsou tak na
katalyzátoru rozkládány zejména na H2 a CO2.
Výhřevnost a výtěžek plynu
Výhřevnost a výtěžek plynu jsou zaznamenány na Obr. 4. Výhřevnost plynu byla vypočítána ze složení plynu
stanoveného GC.
Výhřevnost odráží výše popsané změny ve složení plynu při průchodu vrstvou katalyzátoru. Přestože byla
výhřevnost plynu podpořena nárůstem jeho výtěžku, a tedy poklesem obsahu inertního dusíku v plynu, došlo na
vrstvě katalyzátoru k 10–20% poklesu výhřevnosti. Tento pokles byl způsoben zejména téměř kompletním
rozkladem minoritních složek, které jinak k výhřevnosti plynu významně přispívají. Lze říci, že obecně jsou změny
výhřevnosti závislé na experimentálních podmínkách, neboť v literatuře byl na vrstvě katalyzátoru zaznamenán
nárůst [12] i pokles [13] výhřevnosti.
/ 108 /
Brno 2008
Písek
7.0
Písek + Dolomit
3.4
-1
Výtěžek (m kg )
3.2
-3
Výhřevnost (MJ m )
6.5
6.0
3
3.0
5.5
2.8
5.0
2.6
4.5
2.4
4.0
3.5
2.2
0:00
3:00
6:00
9:00
12:00
15:00
18:00
21:00
Čas (hh:mm)
Výhřevnost in
Výhřevnost out
Výtěžek in
Výtěžek out
Obr. 4: Závislost obsahu výhřevnosti a výtěžku plynu na čase experimentu.
U výtěžku plynu byl zaznamenán jeho výrazný nárůst, který je důsledkem reakce parního reformingu. Tato
reakce vede k nárůstu počtu molů v plynné fázi.
Obsah dehtu
10000
6182
5419
-3
Koncentrace dehtu (mg m )
Obsah dehtu v plynu je zaznamenán na Obr. 5.
1777
1741
1361
1273
1000
96
100
28
22
29
21
28
10
1
1:40-2:30
5:15-6:00
8:40-9:30
13:10-14:00
17:40-18:35
21:15-22:05
Čas odběru (hh:mm)
Dehet in
Dehet out
Obr. 5: Obsah dehtu na vstupu a výstupu z katalyzátoru.
Jak je patrné z Obr. 5, katalyzátor projevil vysokou aktivitu k reformingu dehtů. Výstupní koncentrace dehtu
za katalyzátorem byly po celou dobu 22h experimentu převážně pod 30 mg m–3, čemuž odpovídají konverze
dehtu více než 97 %. Tyto hodnoty byly navíc získány za nízkého molárního poměru H2O/C, který není optimální
pro provoz reformingového katalyzátoru. V realizovaných experimentech byla hodnota poměru H2O/C převážně
pod 1,8, zatímco v literatuře je doporučována vyšší hodnota. Např. Twigg [14] doporučuje při reformingu ropných
frakcí minimální poměr H2O/C o hodnotě 2,2, lépe však v rozsahu 3,5–4,5.
Předpokládá se, že za vhodně zvolených experimentálních podmínek by mohlo být dosaženo obsahu dehtu
pod 10 mg m–3.
ZÁVĚR
Hlavní závěry z provedené experimentální práce mohou být shrnuty do následujících bodů:
•
•
Vybraný niklový katalyzátor dosáhl vysoké aktivity k vyšším uhlovodíkům včetně dehtu.
Byly dosaženy nízké výstupní koncentrace dehtu převážně pod 30 mg m–3 s výhledem dosažení méně než
/ 109 /
•
•
Brno 2008
10 mg m–3 při teplotě ve vrstvě katalyzátoru okolo 500 °C.
Reforming uhlovodíků vede k nárůstu výtěžku plynu s H2 a CO2 jako hlavními produkty.
Po provedeném experimentu byly zaznamenány pouze omezené známky deaktivace katalyzátoru, když
došlo k omezené tvorbě uhlíkatých úsad.
PODĚKOVÁNÍ
Tato práce vznikla díky finanční podpoře Grantové agentury České republiky, projekt číslo 104/07/0977 a
díky podpoře Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy, projekt číslo 2B08048.
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
STEVENS, D.J.: Hot Gas Conditioning: Recent Progress With Larger-Scale Biomass Gasification Systems,
National Energy Laboratory Report No. NREL/SR-510-29952, USA, 2001, 103 p.
TORRES, W., PANSARE, S.S., GOODWIN, J.G: Hot Gas Removal of Tars, Ammonia, and Hydrogen
Sulfide from Biomass Gasification Gas, Catal. Rev.-Sci. Eng., 2007, 49, 407–456.
ROSTRUP-NIELSEN, J.R. Catalytic steam reforming. Berlin : Springer, 1984, Vol.5., 130 p. ISBN 3–540–
12665–1.
SIMELL, P.A.; HEPOLA, J.O.; KRAUSE, A.O.I. Effects of gasification gas components on tar and ammonia
decomposition over hot gas cleanup catalysts. Fuel, 1997, 76, 1117–1127.
COLL, R.; SALVADO, J.; FARRIOL, X.; MONTANE, D. Steam reforming model compounds of biomass
gasification tars: conversions at different operating conditions and tendency towards coke formation. Fuel
Process. Technol., 2001, 74, 19–31.
NACKEN, M.; MA, L.; ENGELEN, K.; HEIDENREICH, S.; BARON, G.V. Development of a Tar Reforming
Catalysts for Integration in a Ceramic Filter Element and Use in Hot Gas Cleaning. Ind. Eng. Chem. Res.,
2007, 46, 1945–1951.
BAKER, E.G.; MUDGE, L.K.; BROWN, M.D. Steam Gasification of Biomass with Nickel Secondary
Catalysts. Ind. Eng. Chem. Res., 1987, 26, 1335–1339.
BAIN, R.L.; DAYTON, D.C.; CARPENTER, D.L.; CZERNIK, S.R.; FEIK, C.J.; FRENCH, R.J.; MAGRINIBAIR, K.A.; PHILLIPS, S.D. Evaluation of Catalyst Deactivation during Catalytic Steam Reforming of
Biomass-Derived Syngas. Ind. Eng. Chem. Res., 2005, 44, 7945–7956.
PFEIFER, C.; HOFBAUER, H. Development of catalytic tar decomposition downstream from a dual fluidized
bed biomass steam gasifier. Powder Technol., 2008, 180, 9–16.
ARENA, F. Basic Relationships in the Pre-Reforming of n-Hexane in Ni/MgO Catalyst. AIChE J., 2006, 52
(8), 2823–2831.
CHEN, Y.; XU, H.; JIN, X.; XIONG, G.; Integration of gasoline prereforming into autothermal reforming for
hydrogen production. Catal. Today, 2006, 116, 334–340.
CORELLA, J.; ORIO, A.; AZNAR, P. Biomass Gasification with Air in Fludized Bed: Reforming of the Gas
Composition with Commercial Steam Reforming Catalysts. Ind. Eng. Chem. Res., 1998, 37, 4617–4624.
WANG, W.; PADBAN, N.; YE, Z.; OLOFSSON, G.; ANDERSSON, A.; BJERLE, I. Catalytic Hot Gas
Cleaning of Fuel Gas from an Air-Blown Pressurized Fluidized-Bed Gasifier, Ind. Eng. Chem. Res., 2000,
39, 4075–4081.
TWIGG, M.V. Catalyst Handbook. 2nd ed. London : Manson Publishing. 1996, 608 p.ISBN 1–874545–36–7.
/ 110 /
Brno 2008
AN EXPERIMENTAL STUDY TO IMPROVE TAR REMOVAL IN BIOMASS GASIFICATION
Ing.Sausan Salem Kadam, M.Sc.
An Experimental Study
to improve Tar Removal in Biomass Gasification
By: PhD Student
Ing. Sausan Salem Kadam, M.Sc.
The Energy Institute
Department of Mechanical Engineering
University of Technology
Brno - Czech Republic
2008
A paper submitted to: The conference (Energy From Biomass) held from 19 - 20.Nov.2008
1
Introduction
The essence of gasification process is:
The conversion of :
solid carbon fuels
carbon monoxide
by
Thermochemical process.
The gasification of solid fuel is accomplished in:
air sealed, closed chamber,
under pressure
relative to ambient pressure.
2
Ing.Sausan Salem Kadam, M.Sc: Vysoké učení technické v Brně, Technická 2, 61669 [email protected]
/ 111 /
Brno 2008
Gasification :
Using : heat, pressure, and steam to convert:
feedstock that contains
carbon
synthesis gas
a gaseous mixture composed primarily of:
carbon monoxide (CO)
and
hydrogen (H2).
There are five main advantages of gasification technology:
Product flexibility
Near-zero emissions
Feedstock flexibility
High efficiency
Energy security
3
Biomass Gasification:
Aims to supply:
14 %
38 %
world’s primary energy consumption.
of the primary energy in developing countries.
15 %
in Sweden and Austria of their primary energy
consumption is covered by biomass.
4 % of the U.S.A total energy from Biomass (nearly as much as it
derives from nuclear power).
4
Biochemical composition of wood:
Plants consist of about:
75% carbohydrates or sugars
25% lignin
5
/ 112 /
Brno 2008
Biomass fuels are characterized by :
"Proximate and Ultimate analyses".
The Proximate
analysis
gives
The Ultimate analysis
moisture content, volatile content.
gives the composition of the biomass in
wt% of :
carbon, hydrogen and oxygen (the major components).
as well as sulfur and nitrogen (if any).
6
Types of biomass gasification:
There are three
types of biomass gasification process:
• pyrolysis
• partial oxidation
•steam reforming.
Pyrolysis Process
7
Using cellulose as a representative feedstock:
C6H1005 + O2
C+O2
5CO + CO2 + 5H2
CO 2 + 406 [MJ/ kmol]
Steam reforming:
C6H1005 + H2O
H2+½O2
CO + 6H2
H 2 O + 242 [MJ/kmol]
Boudouardy reaction
CO 2 + C
2CO - 172.6 [MJ/kmol]
C + H2 O
CO + H 2 - 131.4 [MJ/kmol]
Water-gas reaction
CO 2 + H 2
CO + H 2 O + 41.2 [MJ/kmol] Water shift reaction
C + 2H 2
CH 4 + 75 [MJ/kmol] Methane production reaction
8
/ 113 /
Brno 2008
Producer Gas Composition:
SYN GAS
H2 O
8-10%
CO2
12-17%
CO
13-15%100
N2
42-44%
H2
18%19%
CH4
2%
Allowable concentration
Syngas conversion options
Tar =
HCl =
S (H2S + SO2) =
Na =
K=
Other materials =
For
gas
turbines
5 mg/m³
< 0.5 ppm
1 ppm
< 1 ppm
< 1 ppm
< 1 ppm
For
gas
engine
Tar =
< 100 mg/ m³
Particles = < 50 mg/m³
9
Environmental Considerations:
Gasification, the conversion of biomaterial into energy, offers
an:
Environmentally Sound.
The fossil
creating :
fuels are simply replaced with organic matter as a fuel source,
•Cleaner renewable energy
•Alternative
•Reducing air pollution
10
Gasifier characteristics:
Fluid bed gasifier
Circulating fluid bed (CFB) gasifier
Downdraft Gasifier
11
/ 114 /
Brno 2008
Gasifier Fuel Characteristics:
The gasifier fuel can be classified as good
parameters:
or bad according to the following
•Energy content of the fuel
•Bulk density
•Moisture content
•Dust content
•Ash and slugging characteristic
•Tar content
12
Gas Cleaning and Conditioning:
The combustible gases from the gasifier can be used:
•
Internal combustion engines
•
Direct heat applications and
•
Feedstock for production of chemicals like methanol.
13
Gas contaminants with their problems:
Gases that are formed by gasification will contain some
listed below (with their problems):
or all of the contaminants
Contaminant
Examples
Problems
Particulates
Ash, char, fluidized
bed material
Erosion
Alkali metals
Sodium, potassium
compounds
Hot erosion, Slugging
Fuel-bound nitrogen
Mainly ammonia and
HCN
NOx formation
Tars
Refractive aromatics
Clogs filters Difficult to
burn, Deposits internally
Corrosion
Sulphur,chlorine
HCl, H2S
Corrosion, Emissions
14
/ 115 /
Brno 2008
The main contaminants in gasification product gases and
methods for their removal:
Contaminants
Clean-up method
Ash
Filtration, Scrubbing
Char
Inert
NH3
Scrubbing
HCl
Lime or Dolomite, Scrubbing, Absorption
SO2
Lime or Dolomite, Scrubbing, Absorption
Tar
Tar cracking, Tar removal
Na
Cooling, Condensation, Filtration, Adsorption
K
Other metals
15
Tar content :
The tar formation pathway can be visualized as follows:
When biomass
The smallest
is heated the molecular bonds
molecules
break
gaseous
16
Tar formation Scheme:
17
/ 116 /
Brno 2008
Objective and outline of the Research:
The scientific objectives:
The set up and test of the gas cleaning system adapted to
biomass gasification plant
To:
demonstrate the concept of a biomass air gasification
process
To produce:
fuel gas having a higher heating value with less tar
formation
18
The experiments will:
Investigate:
• The impacts of Parameters Variation such as:
temperature profiles, Pressure and the pressure lost in the reactor.
• The air/biomass ratio on tar formation
•
gas composition.
• Tar content in the produced gas
• Energy transformation Including carbon conversion
19
The research focus:
The research is based on an extensive literature search will
mainly focus on the following:
• Processes of gasification of various kinds of wood biomass.
• Primary methods of tar removal.
• Secondary methods of tar removal
20
/ 117 /
Brno 2008
Using :
1. Activated Carbon
2. The Black coke
3. Char coal.
21
Biomass used as
a fuel
Carbon materials as a tar
removal filter
Tar Sampling:
22
Still waiting for the Tar samples
analysis
Thank you for your
attention
A paper submitted to : The Conference ( Energy from Biomass ) held from 19 – 20 . Nov. 2009 at
The Energy Institute - The Department of Mechanical Engineering University of Technology - Brno - Czech Republic
23
/ 118 /
Brno 2008
/ 119 /
Brno 2008
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. (2006): Úprava plynu produkovaného termickou konverzí biomasy. Sborník příspěvků
ze semináře „Energie z biomasy V“. VUT v Brně. ISBN 80-214-3310-8
[7] A. Rudko, M. Rybníček a kol. Standardizace odběru vzorku plynu pro stanovení obsahu H2S.
Sborník příspěvků ze semináře „Energie z biomasy V“, VUT v Brně, 2006, ISBN 80-214-3310-8
[8] Martínek, S. a Liška, P.: Vývoj spotřeby energie a perspektivy využívání alternativních zdrojů.
Sborník příspěvků ze semináře „Energie z biomasy V“. VUT v Brně (2006). ISBN 80-214-3310-8
/ 120 /
Brno 2008
editoři:
Ing. Jan Bogdálek
Ing. Jiří Moskalík
Publikace neprošla jazykovou úpravou.
ENERGIE Z BIOMASY IX
Sborník příspěvků ze semináře
Vydavatel:
Vysoké učení technické v Brně
Fakulta strojního inženýrství
Tisk:
Tribun EU s.r.o., Gorkého 41, 602 00 BRNO
Vydání:
Rok vydání:
Náklad:
Počet stran:
první
2008
30
122
ISBN 978-80-214-3803-3
/ 121 /

pod tímto odkazem celý sborník - Energetický ústav

Transkript

Podobné dokumenty