BERGINS, Christian (Auf der Heide 3, Datteln, 45711, DE)
KLAUKE, Friedrich (Am kleinen Rahm 74, Ratingen, 40878, DE)
EHMANN, Martin (Am Alten Graben 42, Rheinberg, 47495, DE)
BUDDENBERG, Thorsten (Filderstr. 141, Moers, 47447, DE)
VOLLMER, Bernd (Am Badezentrum 7, Krefeld, 47800, DE)
KRAUSE, Thomas (Metzgerstrasse 19, Oberhausen, 46049, DE)
GWOSDZ, Alfred (Tellstrasse 6, Mülheim an der Ruhr, 45472, DE)
ROHDE, Andreas (Albert-Schweitzer-Ring 12, Weisswasser, 02943, DE)
BERGINS, Christian (Auf der Heide 3, Datteln, 45711, DE)
KLAUKE, Friedrich (Am kleinen Rahm 74, Ratingen, 40878, DE)
EHMANN, Martin (Am Alten Graben 42, Rheinberg, 47495, DE)
BUDDENBERG, Thorsten (Filderstr. 141, Moers, 47447, DE)
VOLLMER, Bernd (Am Badezentrum 7, Krefeld, 47800, DE)
KRAUSE, Thomas (Metzgerstrasse 19, Oberhausen, 46049, DE)
GWOSDZ, Alfred (Tellstrasse 6, Mülheim an der Ruhr, 45472, DE)
Patentansprüche
1. Verfahren zum Betrieb und zur Steuerung/Regelung eines einen kohlebefeuerten Dampferzeuger (11) umfassenden Kraftwerks, dessen Dampferzeuger (11) für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampferzeuger (11) durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist, dadurch gekennzeichnet, dass in dem Dampferzeuger (11) eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffes nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O 2 enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch CO 2 -haltigem Rauchgas derart durchgeführt wird, dass die Massenströme aller den kohlebefeuerten Brennern (10) und dem Dampferzeuger (11) zugeführter Brennstoffströme sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt werden, dass die im Dampferzeuger (11) durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf- /Wasserkreislauf des Dampferzeugers (11) im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt zumindest im Wesentlichen gleich gehalten wird, insbesondere die gleichen Dampfparameter erhalten werden.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass behandeltes und/oder unbehandeltes Rauchgas rezirkulierend zum Dampferzeuger (11) rückgeführt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass ein bestehendes, insbesondere ein so genanntes 600 °C - Kraftwerk mit dem Verfahren nach Anspruch 1 oder 2 nachgerüstet wird.
4. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Rezirkulationsrate des
Rauchgases 65 % bis 80 %, insbesondere 74 % bis 78 %, beträgt.
5. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Rauchgas hinter einer
Entschwefelung (14) oder einer
Rauchgasentschwefelungsanlage (15) oder einem, insbesondere zusätzlich und/oder nachträglich installierten, Rauchgaskühler (16) zur Rezirkulation abgezogen wird.
6. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Rauchgas in Strömungsrichtung hinter einem Rauchgaskondensationstrockner (27) abgezogen wird.
7. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass in der Rauchgasentschwefelungsanlage (15) als Absorbens Brandkalk (CaO) verwendet wird.
8. Kraftwerk mit einem kohlebefeuerten Dampferzeuger (11), der für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampferzeuger (11) durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare
Dampfparameter ausgelegt ist, dadurch gekennzeichnet, dass in dem Dampferzeuger (11) eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffes nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O 2 enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, CO 2 -haltigem Rauchgas derart erfolgt, dass die Massenströme aller den kohlebefeuerten Brennern und dem Dampferzeuger (11) zugeführter Brennstoffströme sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt sind, dass die im Dampferzeuger (11) durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf des Dampferzeugers (11) im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich bleibt, insbesondere die erhaltenen Dampfparameter gleich sind.
9. Kraftwerk nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass zwischen einem Saugzug (17) und einer Entschwefelung (14) oder einer Entschwefelungsanlage (15) ein Wärmeverschiebesystem (16) installiert ist.
10. Kraftwerk nach Anspruch 8 oder 9, dadurch gekennzeichnet, dass der Rauchgaskanal (42) in Strömungsrichtung nach einer Entstickungseinrichtung (12), eine insbesondere parallel zu einem Luftvorwärmer (LUVO) geführte Bypass- Leitung (34) mit darin angeordnetem Gas-Gas-Wärmetauscher (19, 33) aufweist. |
Kohlekraftwerk und Verfahren zum Betrieb des Kohlekraftwerkes
Die Erfindung richtet sich auf ein Verfahren zum Betrieb und zur Steuerung/Regelung eines einen kohlebefeuerten Dampferzeuger umfassenden Kraftwerks, dessen Dampferzeuger für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampferzeuger durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist.
Weiterhin richtet sich die Erfindung auf ein Kohlekraftwerk mit einem kohlebefeuerten Dampferzeuger, dessen Dampferzeuger für bei mit Verbrennungsluft erfolgender Kohleverbrennung im Dampferzeuger durch die Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom erreichbare Dampfparameter ausgelegt ist.
Um zukünftig die CO 2 - Emissionen bei der Erzeugung von Strom aus fossilen Brennstoffen stark reduzieren zu können, werden derzeit die zwei nachstehend aufgeführten Konzepte entwickelt, welche in konventionell ausgelegten kohlenstaubgefeuerten Kohlekraftwerken (Steinkohle und Braunkohle) mit Großdampferzeuger eingesetzt werden können und die für zukünftige Kraftwerksgenerationen kommerziell verfügbar sein sollen:
1. Post-Combustion CO 2 Capture durch nachgeschaltete CO 2 Rauchgaswäsche
Hierbei wird das in geringer Konzentration (~13 Vol.-%) im Rauchgas vorliegende CO 2 mit Waschlösungen in einer
Füllkörperkolonne unter Energiefreisetzung absorbiert und in einer zweiten Kolonne unter Energiezufuhr desorbiert. Die für die Desorption notwendige zusätzliche Energiezufuhr (meist in
Form von Anzapfdampf aus der Mitteldruckturbine zugeführte Energie) führt zu Wirkungsgradeinbußen von 10-12 %-Punkten
gegenüber Kraftwerken ohne eine solche CO 2 -Abscheidung. Vorteil dieser Technologie ist u.a., dass das Verfahren dem Verbrennungsprozess nachgeschaltet wird und keine Rückwirkungen auf den Dampferzeuger hat, was eine Nachrüstung bestehender Kraftwerke ermöglicht. Zu den Nachteilen gehören der hohe Platzbedarf für die Rauchgaswäscher und der hohe Energiebedarf, welcher - bei einer evtl. Nachrüstung - einen hohen änderungsaufwand im Bereich des Dampfkreislaufes sowie der Turbine mit sich bringt.
2. Oxyfuel-Verbrennung mit direkter CO 2 Verdichtung
Bei dem Oxyfuel-Prozess wird die CO 2 Konzentration im Rauchgas dadurch stark erhöht, dass anstelle von Luft zur Verbrennung der Kohle eine Mischung aus zurückgeführtem Rauchgas und fast reinem Sauerstoff verwendet wird. Dabei entscheiden vor allem die Dichtigkeit der - aus Sicherheitsgründen weiter unter leichtem Unterdruck betriebenen - Kraftwerksanlage mit all ihren Komponenten, die Reinheit des aus einer Luftzerlegungsanlage (LZA) bezogenen Sauerstoffes, die Qualität der Rauchgasreinigungsanlagen (Entstickung, Entschwefelung, Entstaubung) sowie die Prozessführung - besonders der Ort der Rauchgasrückführung (z.B. die Stellen/Orte 1-6 in Fig. I)- über die Reinheit des den Prozess nach einer Rauchgastrocknung (Auskondensation des Wassers durch Abkühlung) verlassenden CO 2 . Dabei sollte die CO 2 Konzentration in jedem Fall so hoch und die Belastung mit Schadstoffen so niedrig sein, dass das CO 2 direkt verdichtet und einer Speicherung zugeführt werden kann. Der Vorteil dieses Konzeptes besteht darin, dass sich sowohl Dampferzeuger als auch Dampfkreislauf und Turbinendesign, die für einen konventionellen Luftbetrieb ausgelegt sind, grundsätzlich nicht von solchen unterscheiden, die für den Oxyfuel-Betrieb ausgelegt sind. Außerdem ist die Wirkungsgradeinbuße dieses Prozesses gegenüber Kraftwerken
ohne CC>2-Abscheidung mit 8-10 Prozentpunkten geringer als bei einer nachgeschalteten CO 2 -Rauchgaswäsche. Maßgeblich tragen zu dieser Einbuße der elektrischen Eigenbedarf der zu installierenden Luftzerlegungsanlage (>60% der Einbuße) sowie die zusätzliche Rauchgasverdichtung (>25% der Einbuße) bei. Der Anteil der anderen gegenüber konventionellen Kohlekraftwerken notwendigen Aggregate am zusätzlichen Energiebedarf ist <15%.
Um nun die Wertbeständigkeit bereits getätigter Investitionen in Kraftwerksneubauten von Kohlekraftwerken mit größtmöglicher Flexibilität im Hinblick auf zukünftige Entwicklungen im Zusammenhang mit einer gegebenenfalls noch nachzurüstenden Cθ 2 ~Abscheidung auszustatten, ist es erforderlich, dass aktuelle Kraftwerksneubauten sich in Zukunft durch eine Umrüstung auf den Oxyfuel-Betrieb auch als CO 2 arme Kraftwerke (weiter) betreiben lassen. Es ist aber auch angestrebt, ältere, bereits bestehende Kohlekraftwerke kostengünstig, d. h. mit möglichst geringem Investitionsaufwand und möglichst geringem Wirkungsgradverlust, mit einer Cθ 2 -Abscheidung ausstatten und auf einen Oxyfuel-Betrieb mit Cθ 2 ~Abscheidung umrüsten zu können .
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, eine Lösung zu schaffen, die es ermöglicht, für einen Luftbetrieb ausgelegte Kohlekraftwerke mit einer nach dem Oxyfuel-Prozess erfolgenden Verbrennung des Brennstoffs im Feuerungsraum des Dampferzeugers des Kohlekraftwerks zu betreiben.
Bei einem Verfahren der eingangs bezeichneten Art wird diese Aufgabe erfindungsgemäß dadurch gelöst, dass in dem Dampferzeuger eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffs nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O 2 enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch
Cθ 2 -haltigem Rauchgas derart durchgeführt wird, dass die Massenströme aller den kohlenbefeuerten Brennern und dem Dampferzeuger zugeführter Brennstoffströme sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt werden, dass die im Dampferzeuger durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasser- kreislauf des Dampferzeugers im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich gehalten wird, insbesondere die gleichen Dampfparameter erhalten werden.
Bei einem Kraftwerk der eingangs näher bezeichneten Art wird die vorstehende Aufgabe erfindungsgemäß in analoger Weise dadurch gelöst, dass in dem Dampferzeuger eine Verbrennung des kohlehaltigen Brennstoffes nach dem Oxyfuel-Prozess mit annähernd reinem, mehr als 95 Vol.-% O 2 enthaltendem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch Cθ 2 ~haltigem Rauchgas derart erfolgt, dass die Massenströme aller den kohlebefeuerten Brennern und dem Dampferzeuger zugeführter Brennstoffströme sowie Verbrennungsgas-, Fördergas- und Prozessgasströme aus Verbrennungssauerstoff und/oder rezirkuliertem Rauchgas in ihrem jeweiligen Zusammensetzungsverhältnis an Sauerstoff und/oder Rauchgas derart ausgebildet und aufeinander abgestimmt sind, dass die im Dampferzeuger durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf des Dampferzeugers im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt gleich bleibt, insbesondere die erhaltenen Dampfparameter gleich sind.
Vorteilhafte Weiterbildungen und zweckmäßige Ausgestaltungen der Erfindung ergeben sich aus den jeweiligen Unteransprüchen .
Durch die Erfindung wird erreicht, dass ein für die Verbrennung mit Luft ausgelegtes kohlebefeuertes Kraftwerk auch als nach dem Oxyfuel-Prozess mit rezirkuliertem Rauchgas arbeitendes Cθ2~freies oder Cθ 2 ~armes Kraftwerk problemlos betreibbar sowie auf den Oxyfuel-Prozess oder Oxyfuel-Betrieb umrüst- oder nachrüstbar ist. Bei einem solchen Kraftwerk werden die Brenner dann mit einer Zufuhr von reinem Sauerstoff > 95 Vol.-% O 2 oder einer Mischung aus reinem Sauerstoff und rezirkuliertem, hoch CO 2 -haltigem Rauchgas betrieben.
Um ein für den Luftbetrieb ausgelegtes konventionelles Kraftwerk im Oxyfuel-Betrieb betreiben zu können, wird beim Verbrennungsprozess entstehendes Rauchgas in die Brenner und den Brenner- oder Feuerraum zurückgeführt, d.h. rezirkuliert. Um beim Oxyfuel-Betrieb die gleichen Dampfparameter wie beim Luftbetrieb zu erreichen, kann gemäß Ausgestaltung der Erfindung behandeltes und/oder unbehandeltes Rauchgas rezirkulierend zum Dampferzeuger rückgeführt werden. Unter „unbehandeltem" Rauchgas wird solches verstanden, das im Rauchgasweg nach dem Dampferzeuger zur Rezirkulation abgezweigt wird, bevor im Rauchgasweg eine Rauchgasbehandlung wie beispielsweise durch einen Elektrofilter, eine Rauchgasentschwefelungsanlage oder einen Rauchgastrockner erfolgt. Das Durchlaufen von Wärmeverschiebesystemen oder Elementen, mit welchen dem Rauchgas lediglich Energie entzogen wird, führt nicht dazu, dass das Rauchgas dann als behandelt anzusehen ist. Im in Fig. 1 dargestellten Ausführungsbeispiel sind mögliche Stellen und Orte für eine Abzweigung von unbehandeltem Rauchgas mit den Bezugszeichen 1, 2 und 3 versehen. Unter dem Begriff „behandeltes" Rauchgas
wird eine Behandlung verstanden, die die RauchgasZusammensetzung verändert. Mögliche Stellen oder Orte für eine Abzweigung von behandeltem Rauchgas zur Rezirkulation sind in der Fig. 1 mit den Bezugszeichen 4, 5 und 6 gekennzeichnet.
Da insbesondere moderne Kraftwerke zweckmäßigerweise für eine nachträgliche Umstellung auf den Oxyfuel-Betrieb vorgesehen werden sollen, sieht die Erfindung weiterhin vor, dass ein bestehendes, insbesondere ein sogenanntes 600 0 C - Kraftwerk mit dem Verfahren nach Anspruch 1 oder 2 nachgerüstet wird.
Um beim Oxyfuel-Betrieb die gleichen Dampfparameter wie beim Luftbetrieb zu erzielen, ist es gemäß weiterer Ausgestaltung der Erfindung zweckmäßig, dass die Rezirkulationsrate des Rauchgases 65 % bis 80 %, insbesondere 74 % bis 78 %, beträgt .
Mit einem besonders geringen Umbau- oder Umrüstaufwand lässt sich ein für den Luftbetrieb ausgelegtes Kraftwerk dann im Oxyfuel-Betrieb betreiben, wenn das Rauchgas hinter einer Entschwefelung oder Rauchgasentschwefelungsanlage oder einem, insbesondere zusätzlich und/oder nachträglich installierten, Rauchgaskühler zur Rezirkulation abgezogen wird, was die Erfindung ebenfalls vorsieht.
Von besonderem Vorteil ist es gemäß Ausgestaltung der Erfindung dann weiterhin, wenn das Rauchgas in Strömungsrichtung hinter einem Rauchgaskondensationstrockner abgezogen wird.
Aufgrund des hohen Cθ 2 ~Anteils im Rauchgas ist es beim
Oxyfuel-Betrieb weiterhin zweckmäßig, wenn in der
Rauchgasentschwefelungsanlage als Absorbens Brandkalk (CaO) verwendet wird.
In Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Kraftwerkes sieht die Erfindung vor, dass zwischen einem Saugzug und einer Entschwefelung oder einer Entschwefelungsanlage ein Wärmeverschiebesystem installiert ist. Hierdurch lässt sich die Wärmebilanz des rezirkulierenden Rauchgasstromes sowie die Temperatur des rezirkulierten Rauchgases durch Energieabfuhr beeinflussen.
Um eine Temperaturbeeinflussung des Rauchgases, aber auch des dem Dampferzeuger nach einer Luftzerlegung in einer Luftzerlegeanlage zugeführten Sauerstoffs, in vorteilhafter Weise durchführen zu können, zeichnet sich das erfindungsgemäße Kraftwerk schließlich dadurch aus, dass der Rauchgaskanal in Strömungsrichtung nach einer Entstickungseinrichtung, eine insbesondere parallel zu einem Luftvorwärmer (LUVO) geführte Bypassleitung mit darin angeordnetem Gas-Gas-Wärmetauscher aufweist.
Es versteht sich, dass die vorstehend genannten und nachstehend noch zu erläuternden Merkmale nicht nur in der jeweils angegebenen Kombination, sondern auch in anderen Kombinationen verwendbar sind. Der Rahmen der Erfindung ist nur durch die Ansprüche definiert.
Die Erfindung ist nachstehend anhand einer Zeichnung näher erläutert. Diese zeigt in
Fig. 1 in schematischer Darstellung ein Verfahrens- und Anlagenschema der Gas- und Feuerseite eines
Dampferzeugers ,
Fig. 2 in schematischer Prinzipdarstellung ein Verfahrensschema der Gas- und Feuerseite eines Dampferzeugers,
Fig. 3 in schematischer Prinzipdarstellung eine weitere Ausführungsform eines gas- und feuerseitigen Verfahrensschemas eines Dampferzeugers,
Fig. 4 in schematischer Prinzip- und Schnittdarstellung den Aufbau eines Dampferzeugers,
Fig. 5 einen Vergleich des Temperaturverlaufes über der Ofenhöhe im Strahlungsteil eines Dampferzeugers im
Vergleich zwischen Luft-Betrieb und Oxyfuel- Betrieb,
Fig. 6 einen Vergleich des Temperaturverlaufs im Konvektivteil eines Dampferzeugers im Vergleich zwischen Luft- und Oxyfuel-Betrieb,
Fig. 7 den Temperaturverlauf des Wasser/Dampf-Systems im Konvektivteil eines Dampferzeugers im Vergleich zwischen Luft-Betrieb und Oxyfuel-Betrieb,
Fig. 8 in tabellarischer Darstellung den Unterschied verschiedener Kennwerte im Vergleich zwischen Oxyfuel- und Luftbetrieb, einmal in metrischen Einheiten und einmal in Prozentangaben,
Fig. 9 in tabellarischer Darstellung den Unterschied in der Rauchgaszusammensetzung hinter dem Elektrofilter im Vergleich zwischen dem Luft- Betrieb und dem Oxyfuel-Prozess,
Fig. 10 in tabellarischer Tabellenform einen Vergleich zwischen dem Luft-Betrieb und dem Oxyfuel-Betrieb hinsichtlich verschiedener Stoffwerte und in
Fig. 11 eine der Fig. 2 entsprechende Darstellung mit zusätzlicher Angabe der Gastemperaturen in °C und der Massenströme in kg/s.
Im Folgenden werden anhand der Fig. 1 - 3 die Anlagenergänzungen und Modifikationen beschrieben mit denen eine Umrüstung eines konventionellen Kohle-Kraftwerks auf den Oxyfuel-Betrieb erfolgen kann. Außerdem wird ein Verfahren beschrieben nach dem der Oxyfuel-Betrieb dann in optimaler Weise durchgeführt werden kann. Besonderheit der Umrüstung und des Verfahrens ist, dass auch nach der Umrüstung ein normaler Luftbetrieb weiter möglich ist. So kann die Anlage sicher im Luftbetrieb angefahren, auf den Oxyfuel-Betrieb umgeschaltet und vor dem Abschalten oder im Falle von Betriebsstörungen oder Unterbrechung der dem Kraftwerk nachgeschalteten Cθ 2 -Speichermöglichkeit auf den leichter zu beherrschenden Luftbetrieb (mit höherem Wirkungsgrad) mit Cθ 2 -Ausstoß umgeschaltet werden.
Die Fig. 2 zeigt ein Verfahrensschema der Gasseite eines Kohlekraftwerkes, nach und mit welchem das Kohlekraftwerk brennerseitig sowohl im Luft-Betrieb als auch im Oxyfuel- Betrieb betrieben werden kann. Hierbei wird beim Luftbetrieb der Anlage die Verbrennungsluft nach Ansaugung durch den Frischlüfter 7 in einem evtl. vorhandenen Wärmeverschubsystem (WVS) 35 (Wü3) vorgewärmt. Dies ist jedoch heutzutage nicht in allen Kraftwerken realisiert. Nach weiterer Aufheizung im Luftvorwärmer (LUVO) 8 wird die Luft in Tragluft, sonstige Brennerluft, Oberluft und - falls vorhanden - in einen Mühlenkreislaufström aufgeteilt. Die Tragluft wird vor der Mühle einem weiteren Gebläse (Primärlüfter) 9 zugeführt, durch dessen Druckerhöhung die Austragung der Kohle zu den Brennern 10 gewährleistet ist.
Der Mühlenkreislaufström wird zur Wärmeverschiebung (Wü1 und Wü2) vom Abgas in die Speisewasservorwärmstrecke genutzt. Das wirkt sich positiv auf den Gesamtwirkungsgrad der Anlage aus, weil ein größerer Wärmestrom des Abgases genutzt und damit die Abgasverluste gesenkt werden. Außerdem kann Anzapfdampf für die Speisewasservorwärmung eingespart werden.
Nach der Verbrennung im Dampferzeuger 11 erfährt das Rauchgas neben dem Wärmetausch mit der Verbrennungsluft (LUVO) des Weiteren zur Einhaltung der jeweiligen Emissionsgrenzwerte eine katalytische Entstickung 12 zur Reduzierung der NOx Emissionen, eine Entstaubung 13 und eine Entschwefelung 14.
Im Bereich des Dampferzeugers 11 erfolgt im Feuerraum die Verbrennung der Kohle und ein Teil der Wärmeübertragung auf das Arbeitsmedium Dampf/Wasser in den Wandheizflächen des
Dampferzeugers (hauptsächlich durch Strahlung) . In den anschließenden Konvektivheizflachen erfolgt eine konvektive
Wärmeübertragung in/an überhitzer-, Zwischenüberhitzer- und Economizerheizflachen.
Beim Betrieb einer solchen Anlage entsprechend dem Oxyfuel- Prozess wäre nun eine Verwendung von Rezirkulationsgas (Rauchgas) auf hohem Temperaturniveau und vor Abschluss der Rauchgasreinigung beispielsweise an den Stellen 1 - 4 gemäß Fig. 1 entnommenes und dem Dampferzeuger 11 rückgeführtes Rauchgas aufgrund hoher Staub- und/oder SO 2 /SO 3 - Gehalte problematisch. Das im Vergleich zur Auslegung der Anlage für den Luftbetrieb erhöhte Temperaturniveau, der höhere Staub- und SO 2 /SO 3 - Gehalt und die daraus resultierende Erosions- /Korrosionsgefahr von Rauchgas- und Luftkanälen, Saugzuggebläse, eventuell vorhandenen Mühlenluftgebläse und Mühlenluftwärmetauscher, Mühlen, Brennereinbauten und Kesselwerkstoffen würde einen kompletten Ersatz dieser Aggregate aufgrund erhöhter Verschleißgefahr notwendig
machen. Zudem müsste auch die Wärmetechnik/Verschaltung der Wärmetauscher aufgrund der geänderten Temperaturniveaus bis zum Brenner komplett überarbeitet werden. Eine solche Umrüstung ist zwar prinzipiell möglich, würde aber danach ohne weitere änderungen/Ergänzungen keinen (einfachen) Luftbetrieb der Anlage mehr zulassen. Die Realisierung beider Betriebsarten und die Erstellung/Errichtung aller in diesem Fall erforderlichen Aggregate sowie Luft- und Rezirkulationskanäle ist für den Nachrüstfall aufgrund des mangelnden Platzangebotes in heutigen Kraftwerken aber fast ausgeschlossen oder aber in jedem Fall mit sehr hohem technischem und finanziellem Aufwand verbunden. Die Gefahr erhöhter SO3 Bildung im Rauchgas bei entsprechender Anreicherung und mehrmaligem Kontakt mit katalytisch aktiven Oberflächen im DeNOx-Reaktor (Entstickungsreaktor) 12 und LUVO (Luftvorwärmer) 8 wäre nicht zu vermeiden.
Aus den geschilderten Gründen wird bei dem hier beschriebenen erfindungsgemäßen Verfahren des Oxyfuel-Betriebs das Rauchgas, welches als Rezirkulationsgas mit Sauerstoff angereichert wird und als Ersatz für die Verbrennungsluft verwendet wird, daher in einer bevorzugten Ausführungsform hinter der Entschwefelung 14, 15 an der Stelle 5 oder hinter einem zusätzlich zu installierendem Rauchgaskühler 16 an der Stelle 6 abgezogen, wobei hierbei natürlich auch Beimischungen von an den Stellen 1 bis 4 oder 1 bis 5 oder einer dieser Stellen rückgeführtem Rauchgas möglich sind. An diesen Stellen 5 und 6 hat das Rauchgas eine sehr hohe Reinheit (hinsichtlich Staub, SO 2 /SO 3 -Gehalt ) sowie eine ausreichend niedrige Temperatur. Dadurch ist sichergestellt, dass bei einer Umstellung auf den Oxyfuel-Betrieb alle vorhandenen Aggregate und Luft-/Rauchgaskanäle weiter verwendet werden können. Einzig der Rauchgasrücksaugkanal 22, 23 muss an die Frischluftansaugung 7 angeschlossen werden sowie eine möglichst dichte Klappe zur Umschaltung zwischen
Oxyfuel- und Luftbetrieb installiert werden. Es lassen sich dann beim Oxyfuel-Betrieb die Dampfparameter des Luftbetriebs erreichen, wie dies den Figuren 5 bis 7 zu entnehmen ist. Die Fig. 5 zeigt, dass die Temperaturverlaufskurve 43 für den Oxyfuel-Betrieb 43 gut mit der Kurve 44 für den Luftbetrieb übereinstimmt. Auch zeigt die Fig. 6 bei einem Vergleich des im linken Teilbild dargestellten Ergebnisses bei einem Oxyfuel-Betrieb mit dem im rechten Teilbild dargestellten Luft-Betrieb ebenfalls, dass sich beim Oxyfuel-Betrieb im Wesentlichen die gleichen Temperaturen sowohl feuerraumseitig als auch dampfseitig einstellen lassen, wie die jeweils angegebenen Temperaturwerte über die Höhe eines Dampferzeugers 11 zeigen. Damit zeigt sich, dass die im Dampferzeuger 11 durch Flammenstrahlung, Gasstrahlung und Konvektion erfolgende Wärmeübertragung auf den Dampfmassenstrom im Dampf-/Wasserkreislauf des Dampferzeugers im Vergleich zur Luftverbrennung insgesamt zumindest im Wesentlichen gleich gehalten wird, insbesondere die gleichen Dampfparameter erhalten werden. Dies zeigt auch noch die Fig. 7, woraus sich ergibt, dass die Kurve 45 für den Luftbetrieb und die Kurve 46 für den Oxyfuel-Betrieb, die jeweils den Wärmeübergang ins Wasser/Dampf-System über die Höhe des Verdampfers und damit den Wärmeübergang im Konvektionsweg darstellen, im Wesentlichen denselben Temperaturverlauf über die Höhe des Dampferzeugers 11 wiedergeben.
Eventuell muss - falls in der Anlage nicht schon vorhanden - bei der Umrüstung ein Wärmeverschubsystem (WVS) 16, 35 zwischen Saugzug 17 und Entschwefelung 14, 15 installiert werden. Weitere änderungen betreffen den Bereich der Oxidation in der Entschwefelungsanlage 15 und in der Entstickung 12, die Sauerstoffvorwärmung 19, und das Mühlensperrgas 40.
Um größere Eingriffe in die Wärmetechnik des Kraftwerkes zu vermeiden, wird sichergestellt, dass die Wärmeübertragung im Bereich des Feuerraumes 18 und im Bereich der nachgeschalteten Konvektivheizflachen entsprechend der Auslegung für die Verbrennung mit Luft auch im Oxyfuel- Betrieb gewährleistet ist. Dies wird bei dem erfindungsgemäßen Verfahren dadurch erreicht, dass bei gleicher Feuerraumendtemperatur die Rauchgasmenge, welche die Konvektivheizflachen durchströmt, so bestimmt wird, dass trotz der aufgrund der Verbrennung von O 2 mit rückgeführtem CO 2 -haltigem Rauchgas geänderten Wärmeübergangsbedingungen (Dichte, Rauchgastemperaturverlauf, Strömungsgeschwindigkeit und Wärmeübergangskoeffizient) nahezu die gleichen Wärmemengen auf das Arbeitsmedium Dampf übertragen werden.
Aufgrund der geänderten Rauchgaseigenschaften sowohl bezüglich des Wärmeinhaltes (Dichte, Wärmekapazität) als auch des Wärmeüberganges (geänderte Strömungsgeschwindigkeiten, Wärmeübergangskoeffizienten) wird die Feuerungsseite, d. h. die Rauchgas/Gasseite des Dampferzeugers 11 angepasst. Der Wasser/Dampf-Kreislauf soll zumindest im Wesentlichen unverändert bleiben.
Im Fall des Oxyfuel-Betriebs (Oxyfuel-Fall) entstehen durch die Größe der gesamten Rezirkulationsmenge des Rauchgases, die Aufteilung auf unterschiedliche Verbrennungsgas-,
Fördergas- und Prozessgasströme (Brenner"luft", Mühlen"luft",
Ausbrand"luft", Schleier"luft" ) sowie die Sauerstoffgehalte dieser Gasströme und den gesamten Sauerstoffüberschuss neue Freiheitsgrade, welche für die Anpassung der Feuerung genutzt werden.
Zunächst wird die gesamte Rezirkulationsgasmenge derart bestimmt, dass die Wärmeübertragung in den Konvektivheizflachen den alten Auslegungsdaten entspricht.
Wie Fig. 8 zeigt, die in Mittelwerten die die Wärmeübertragung in den Konvektivheizflachen charakterisierende Größen auflistet, gelingt dies im Oxyfuel- FaIl mit einer Rezirkulationsgasmenge, die eine gegenüber dem Luft-Betrieb 38,5% höhere Rauchgasdichte, eine höhere Wärmeübertragung (alpha) durch Strahlung (+23%) und Konvektion (+6,8%), einen um 7,8 % erhöhten Rauchgasmassenstrom und eine Absenkung der mittleren logarithmischen Temperaturdifferenz um 11,2% bewirkt oder mit sich bringt. In diesem Fall beträgt die Rezirkulationsrate des Rauchgases 75,7%. Dieser Wert ist jedoch abhängig von den genauen Brennstoffeigenschaften und der Grundauslegung des Kraftwerkes und kann Werte zwischen 65 und 80% annehmen. Unter Rezirkulationsrate wird der Anteil des rezirkulierten Rauchgases an der Gesamtrauchgasmenge verstanden.
Kraftwerke sind heutzutage als primäre Maßnahme gegen Stickoxidemissionen mit NOx-armen Brennern und Feuerungssystemen ausgerüstet, welche neben der den Brennstoff transportierenden Trag"luft" zumindest eine meist verdrallte - Sekundär"luft" und beim Drallstufen- Brenner zudem einen äußeren Tertiär"luft" und einen inneren Kern"luft"strom aufweisen. Durch die entsprechende Wahl von Verdrallung und Impulsen/Impulsverhältnissen der einzelnen Ströme ist eine optimale Steuerung des Abbrandes der Kohle und der NOx-Emission durch die Kontrolle über Sauerstoffreiche und sauerstoffarme Zonen in der Flamme möglich. Ein solcher Brenner ist deshalb auch in der Lage, mit verschiedenen Gaszusammensetzungen zu arbeiten und bietet damit die Möglichkeit, Abbrand und Temperaturverlauf in geeigneter Weise im Oxyfuel-Betrieb so einzustellen, dass dem Luftbetrieb analoge Wärmemengen in der Brennkammer übertragen werden und zudem eine Schadstoffarme Verbrennung stattfindet.
Weiterhin wird im Oxyfuel-Betrieb aufgrund des weitestgehend stickstofffreien Rauchgases so gut wie kein thermisches NO x gebildet, so dass geringere NO x -Emission (im Vergleich zum Luftbetrieb) auftreten.
Der Anteil des rezirkulierten Rauchgases, welches im Oxyfuel- Betrieb für die Brenner erforderlich ist, ergibt sich in erster Näherung aus der Forderung nach Beibehaltung der Impulsströme an den Brennern bei den unterschiedlichen Fahrweisen.
Für den Impulsstrom gilt Gl. 1
^ PG, SG ~ m PG,SG ' W PG,SG Gl . 1
mit
/ PG,SG Impulsstrom des Primär- bzw. Sekundärgases m PG,SG Massenstrom des Primär- bzw. Sekundärgases
W PG SG Strömungsgeschwindigkeit des Primär- bzw.
Sekundärgases .
Bei konstantem Querschnitt und unverändertem Impulsstrom ist
mit
m PG ,s G Massenstrom des Primär- bzw. Sekundärgases im
Oxyfuel-Betrieb m PL ,s L Massenstrom des Primär- bzw. Sekundärgases im Luftbetrieb
P PL , SL Dichte der Primär- und Sekundärluft
PPG,SG Dichte des rezirkulierten Rauchgases in Abhängigkeit von der Zusammensetzung des Primärbzw. Sekundärgases
Der Anteil 47 der Brenner"luft" , der als Teilstrom des Verbrennungsgases verwendet wird, um die Kohle aus der Mühle 36 auszutragen (Traggas) , muss auch entsprechend der Gleichheit der auf die Kohlepartikel wirkenden Impulskräfte bestimmt werden.
Ob mit der Impulsstromerhaltung am Brenner das Traggas in der Lage ist, die Kohle aus der Mühle 36 auszutragen, hängt vom Strömungswiderstand (Gl. 3), der Auftriebskraft (Gl. 4), und der Gewichtskraft (Gl. 5) ab.
Fs = ■
g - Ps - V s
61. 4
mit
F 3 W ~ Strömungskraft c w - Strömungswiderstandsbeiwert eines Staubkorns w - Strömungsgeschwindigkeit des Fluids F 3 - Gewichtskraft des Staubkorns
A 3 , V 3 - Oberfläche, Volumen des Staubkorns p F , ps - Dichte des Fluids, des Staubkorns g - Erdbeschleunigung
Die Gewichtskräfte sind in beiden Fällen gleichgroß und entfallen bei weiterer Betrachtung. Die Auftriebskraft ist vernachlässigbar klein, da der Dichteunterschied zwischen Rauchgas und Staubkorn sehr groß ist. Es folgt, dass allein die Strömungskraft verglichen werden muss.
C W - A S - PF I * ' Wü * 2 = C W - A 5 . PF *> ' W °* Gl . 6
Damit gilt Gl. 2 der Impulsstromerhaltung und es ist sichergestellt, dass die Kohle ausgetragen wird.
Der Sauerstoffgehalt der Brennergasströme 38 oder der Brenner"lüfte" wird so eingestellt, dass die adiabate Verbrennungstemperatur nahezu konstant bleibt.
Da die Stöchiometrie im Brennerbereich bei modernen Kraftwerken zum einen nach oben durch die dann erhöhte Bildung von NOx zum anderen nach unten durch die Gefahr der Bildung von Strähnen reduzierender Atmosphäre im Feuerraum 18 mit der Folge möglicherweise erhöhter Wandkorrosion beschränkt ist, muss auch im Oxyfuel-Fall der Auslegungswert für die Stöchiometrie der Verbrennung in etwa eingehalten werden. Da die Gefahr der Bildung thermischen Stickoxides durch das Fehlen des Luftstickstoffes gemindert ist, können zur Einstellung des Niveaus der Feuerraumtemperaturen aber auch leicht erhöhte Stöchiometrien verwendet werden.
In Abhängigkeit von den Brennstoffeigenschaften, insbesondere der Zündfähigkeit der Kohle, sollten sich zudem die Sauerstoffgehalte von Transportgas und den anderen Gasströmen um bis zu 15 Massen-%-Punkte unterscheiden. Hierdurch kann die Ausbrandgeschwindigkeit in der Flamme gesteuert werden, um auch die Temperaturverläufe in der Brennkammer 25 des Dampferzeugers 11 denen der Luftverbrennung ähnlich zu gestalten.
Temperaturverlauf und Temperaturniveau sind schließlich verantwortlich für die im Feuerraum 18 des Dampferzeugers 11 dominierende Wärmeübertragung durch Strahlung in diesem Bereich, welche das maßgebliche Auslegungskriterium ist, um
die geforderte Brennkammerendtemperatur bzw. die auf das Arbeitsmedium Wasser in den Brennkammerwänden übertragene Wärmemenge einzuhalten.
Nicht dargestellt ist in der Fig. 2 die so genannte Schleieroder Seitengaseindüsung, die in manchen Kraftwerken verwendet wird, um die Gefahr von reduzierenden Bereichen in der Nähe der Brennkammerwände zu verringern und die Gefahr erhöhter Wandkorrosion zu vermeiden. Ihr Anteil an der gesamten im Bereich der Brenner 10 zugeführten Gas- oder „Luft"-menge bleibt im Ausführungsbeispiel unverändert gering, um weiterhin den für die Eindringtiefe und eine Bedeckung der ganzen Wand notwendigen Impulsstrom bereitzustellen. Ihr Sauerstoffgehalt wird im Oxyfuel-Betrieb jedoch gegenüber dem reinen Luftbetrieb um bis zu 20 Prozentpunkte erhöht, um effektiv gegen die aufgrund des Boudouard-Gleichgewichtes und der hohen CO 2 -Gehalte vorliegenden höheren CO-Gehalte (in diesem Teil des Feuerraumes) zu schützen.
Der Anteil des rezirkulierten Rauchgases welcher als Ausbrandgas (ABL) oder Over Fire Air (OFA) 37 im oberen Teil der Brennkammer 25 des Dampferzeugers 11 hinzugegeben wird, wird durch die Festlegung der anderen Gasströme bestimmt. Der in der Ausbrandluft (ABL) eingestellte Sauerstoffgehalt bestimmt sich aus der Gesamtstöchiometrie, d.h. aus dem insgesamt zur sicheren Verbrennung aller Kohlebestandteile und Minimierung des CO-Gehaltes notwendigen Sauerstoffüberschuss - im Ausführungsbeispiel beträgt der Stöchiometriefaktor 1.17. Er kann jedoch je nach Auslegungsbasis des Kraftwerkes für den Luftbetrieb Werte zwischen 1.1 und 1.25 annehmen, sollte jedoch im Oxyfuel-Fall möglichst gering sein, um eine weitere Verdünnung des CO 2 durch überschuss-Sauerstoff zu vermeiden.
Damit ist die übertragung der Verfahrensparameter vom Luftbetrieb auf den Oxyfuel-Betrieb im Wesentlichen abgeschlossen. In Ergänzung zu der dargestellten Analogie der Strömungsimpulse kann eine weitere wärmetechnische Optimierung der Verbrennung für den Oxyfuel-Betrieb durch die Einbeziehung detaillierter CFD (Computational Fluid Dynamics) Ergebnisse und experimenteller Ergebnisse für spezielle Kohlen erfolgen, die aber die Größe der eingestellten Verfahrensparameter nur geringfügig beeinflussen. In jedem Fall - also auch bei einer anderen Aufteilung der Rezirkulationsgasströme und abweichenden Sauerstoffgehalten - ist durch die dargestellte Vorgehensweise und die Berücksichtigung der verfügbaren Freiheitsgrade beim Oxyfuel- Betrieb eine Durchführung sowohl des konventionellen Luftbetriebs als auch eines Oxyfuel-Betriebs mit einer dermaßen modifizierten Kraftwerksanlage möglich. Es lassen sich dadurch dann beim Oxyfuel-Betrieb die zumindest im Wesentlichen gleichen Dampfparameter im Dampferzeuger 11 einstellen.
Das heute in/an rotierenden Teilen der dem Kraftwerk zugeordneten Kohlemühlen 36 gebräuchliche Spül- und/oder Sperrgas 40 Luft wird bei der Umrüstung auf den Oxyfuel- Betrieb durch CO 2 ersetzt.
Wie Fig. 2 zeigt, bleibt der LUVO (Luftvorwärmer) 8 in dem dargestellten Ausführungsbeispiel erforderlich. Die zurückgeführte rezirkulierte Rauchgasmenge kann aufgrund des noch fehlenden Sauerstoffes allerdings nicht die gesamte notwendige Wärmemenge aufnehmen, da der Sauerstoff nicht vor dem LUVO 8 in das Rauchgas eingemischt wird. Dies ist allerdings auch nicht erwünscht, da übliche regenerative Luftvorwärmer im Auslegungsfall für einen Luftbetrieb zwischen den beiden in entgegengesetzte Richtungen strömenden Gasströmen (Abgas und rezirkuliertes Rauchgas) eine
unvermeidbare Leckage in Richtung des Rauchgases aufweisen. Deshalb wäre im Oxyfuel-Betrieb mit Sauerstoffverlusten (und höherem Energieaufwand) sowie mit einer geringeren CO 2 Reinheit zu rechnen. Aus diesem Grunde wird für den Oxyfuel- Betrieb im Bypass zum LUVO 8 ein Gas-Gas Wärmetauscher 19 zur Vorwärmung des Sauerstoffes zusammen mit einer Regelklappe zur Aufteilung des abzukühlenden Rauchgases installiert. Somit kann im reinen Luftbetrieb durch Abschaltung des Sauerstoffvorwärmers durch Verschließen des Bypasses durch Schließen der Regelklappe der alte Betriebszustand immer noch eingestellt werden.
Je nach Bauart des LUVOS 8 (d.h. mit rotierender Speichermasse oder mit rotierenden Hauben) ist mit mehr oder weniger Aufwand die Abdichtung gegen die Umgebung zu verbessern, da an dieser Stelle auf der Rauchgasseite noch Unterdruck herrscht.
Damit im Bereich des Trichters 41 des Dampferzeugers 11 keine erhöhten Einbrüche von Umgebungsluft in den Dampferzeuger 11 erfolgen, ist es bei einer Umrüstung in jedem Fall von
Vorteil, dass eine Nassentaschung des Dampferzeugers 11 nachgerüstet wird, falls in der bestehenden Anlage eine
Trockenentaschung installiert ist. Bei der Nassentaschung ist durch die Abdichtung der wassergefüllten Wanne gegen die
Dampferzeugerwände in jedem Fall eine ausreichende
Dichtigkeit gewährleistet.
Im Bereich des Elektrofilters 13 müssen keine wesentlichen Veränderungen vorgenommen werden. Es ist allerdings darauf zu achten, dass die Absperrorgane zu dem Entaschungssystem des
Elektrofilters 13 gasdicht ausgeführt werden (z.B. gasdichte
Zellenradschleusen) . Um diesen Leckagestrom an Falschluft im
System gänzlich zu vermeiden, sollten die Absperrorgane mit CO 2 als Abdichtsperrgas beaufschlagt werden.
Ebenso muss in der Entstickungsanlage (SCR = Selective Catalytic Reduction) 12 baulich keine wesentliche Veränderung vorgenommen werden. Mischgasströme, für welche im Normalbetrieb Luft verwendet wird, werden im Oxyfuel-Betrieb durch CO 2 (siehe Pfeil in Fig. 2) ersetzt, welches nach oder in einer Zwischenstufe der Verdichtung entnommen werden kann. Prinzipiell können als Reagenz sowohl Ammoniak als auch Ammoniakwasser weiterverwendet werden.
Da die chemischen Reaktionen innerhalb der Rauchgasentschwefelungsanlage (REA) 15 im Oxyfuel-Betrieb unter einer hauptsächlich aus CO 2 bestehenden Atmosphäre ablaufen, sollte das Absorbens von Kalkstein (CaCO3) auf Brandkalk (CaO) umgestellt werden, da die zur Lösung des Kalksteins notwendige Cθ 2 ~Freisetztung des Lösungsprozesses durch die Sättigung der Waschsuspension mit CO 2 behindert wird. Hierzu sind die Anlagen der Absorbensanmischung entsprechend zu modifizieren. Da bei der Rauchgas- entschwefelung nach dem heutzutage üblicherweise eingesetzten Verfahren das in der Lösung entstehende Kalziumsulfid durch Lufteindüsung zu Kalziumsulfat aufoxidiert wird, wird bei der Umstellung/Umrüstung auf den Oxyfuel-Betrieb auch dieser Verfahrensschritt modifiziert. Da in einer für den Luftbetrieb ausgelegten Anlage die Aufoxidation aus Kostengründen durch Eindüsung von Luft in den Sumpf eines Sprühturms geschieht, würde man ohne apparative änderung im Oxyfuel-Betrieb bei der Verwendung von Luft wieder nicht erwünschten Stickstoff eintragen. Die Eindüsung reinen Sauerstoffes verbietet sich, da zum einen die Herstellung dieses Sauerstoffes einen entsprechend größeren Energiebedarf der Luftzerlegungsanlage (LZA) 20 nach sich ziehen würde. Zum anderen führt die Notwendigkeit eines Sauerstoffüberschusses zu einer geringeren Reinheit des für die Lagerung vorgesehenen CO 2 . Aus diesem Grunde wird beim Ausführungs-
beispiel die Entschwefelung durch den Zubau eines externen Rührbehälters 39 (Fig. 3) auf eine externe Oxidation umgestellt, wodurch ein N 2 - und (^-Eintrag in das System vermieden wird.
Da die heute in Deutschland nach den geltenden Gesetzen ausgelegten Entschwefelungsanlagen einen SO 2 -Wert von <200mg/Nm 3 (Trocken, bei aktuellem Sauerstoffgehalt) erreichen, ist eine Verbesserung der Entschwefelung notwendig, um Korrosionsprobleme in nachgeschalteten Prozessschritten (Verdichtung, Transport zur Lagerstätte) zu vermeiden. Zudem sind bei einer Umrüstung/Umstellung auf Oxyfuel-Betrieb auch das Frischluftgebläse 7 und die Brennstoff/Luftkanäle nicht für erhöhte SO 2 /SO 3 -Gehalte ausgelegt. Eine Erhöhung der Abscheidung ist auf zwei Wegen möglich. Zum einen kann in Grenzen die vorhandene Entschwefelung durch die Erhöhung des Verhältnisses von Flüssigkeitsumwälzung zu Rauchgasstrom verbessert werden, zum anderen ist bei entsprechend vorhandenem Platz im Kopfbereich des Sprühturms die Nachrüstung einer weiteren Sprühebene möglich. Die Nachrüstung eines Trays oder das Zusetzen von lösungsfordernden Säuren verbessert ebenfalls die Entschwefelung .
Hiermit sind hohe Entschwefelungsgrade erreichbar und SO 2 /SO 3 -Werte von 20-40 200mg/Nm 3 (Trocken, bei aktuellem Sauerstoffgehalt) . Eine weitere Reinigung erfolgt vor der Verdichtung und nach der Rauchgasrezirkulation um nur den notwendigen Rauchgasstrom auf die durch die Verdichtung geforderten Reingaswerte reinigen zu müssen.
Zur Trocknung der Rauchgase nach dem REA Prozess ist ein
Rauchgaskondensationstrockner 21 der REA 15 nachgeschaltet.
Dieser kühlt die Rauchgase weiter ab, um die geforderten Wassergehalte von < 3% (für die Rezirkulation) zu erreichen.
Hierfür wird neben auch notwendigem Kühlwasser - wenn als Produkt vorhanden - auch der Flüssigstickstoff der Luftzerlegungsanlage 20 verwendet. Nach der Trocknung wird der Rauchgasstrom aufgeteilt und zum größeren Anteil rezirkuliert 22, 23. Der Teilstrom, der der Verdichtung 24 zugeführt werden soll, wird einer weiteren Purifikation zugeleitet.
Vor der Cθ 2 ~Verdichterstation 24 sollten korrosive Anteile der Rauchgase und Wasser weitestgehend entfernt werden.
Hierfür wird ein NaOH-Wäscher mit eine Kühlung des
Rezirkulationsstroms eingesetzt. Während die NaOH-Wäsche eine weitere deutliche Absenkung der korrosiven Rauchgasanteile bewirkt (SO 2 /SO 3 « 5 mg, HCl « 1 mg, HF « 1 mg, Staub « 1 mg) , sorgt die Kühlung der Umlaufflüssigkeit für eine weitere
Herabsetzung des Wassergehaltes. Optional wird ein weiterer, nachgeschalteter Kondensationskühler eingesetzt.
Die so gereinigten Rauchgase werden der Verdichterstation 24 zugeführt. Nach der Verdichtung werden die Reste von O 2 und N 2 , welche noch im Gasstrom vorhanden sind, dem verflüssigten CO 2 durch einen Phasentrenner entzogen, da diese Gase bei diesen Bedingungen nicht verflüssigen. Nun steht das CO 2 zur Lagerung und Weitertransport zur Verfügung.
Die vorstehend beschriebenen Prozesse der weitergehenden Rauchgasreinigung bedürfen großer Kühlleistungen. Hierzu kann in der LZA (Luftzerlegeanlage) 20 erzeugter Flüssigstickstoff in Kombination mit einem Kühlwasserstrom verwendet werden (falls die Produkte der Luftzerlegung Sauerstoff und Stickstoff flüssig vorliegen) . Verwendung findet der Stickstoff zunächst im Kühlsystem des mehrstufigen CO 2 - Verdichters 24, um den Energiebedarf des Verdichters zu minimieren. Optional wird hiernach die in den „überhitzten" Stickstoff überführte Energie mittels einer Expansionsturbine
teilweise zurückgewonnen, wobei die Temperatur des Stickstoffs erneut sinkt. Des Weiteren wird der Massenstrom des Stickstoffs danach über Kopplungswärmetauscher sowohl zur Kühlung der NaOH-Rezirkulation wie auch zur Kühlung des nach REA 15 angeordneten Rauchgaskondensationstrockners 21 verwendet und dort durch Kühlwasserströme ergänzt. Danach kann der Stickstoff optional wieder über Expansionsturbinen zur Energierückgewinnung geleitet werden und über einen Kamin in die Umwelt zurückgeführt werden.
Die beschriebene Vorgehensweise zur Auslegung der Feuerung eines Oxyfueldampferzeugers kann iterativ auch mit der normalen Auslegung der Konvektivheizflachen eines Dampferzeugers gekoppelt werden und unter Reduzierung der Heizflächengröße bei gleichzeitiger Erhöhung der Rauchgasgeschwindigkeit durch die Verringerung des Querschnitts der Brennkammer zum kostenoptimierten Design einer Neuanlage eingesetzt werden. Hierbei muss dann auf der strömungsmechanischen Seite von einer direkten Analogie der Impulsverhältnisse abgewichen werden: Der Fall der Luftverbrennung kann dann (bei gleicher unter Erosionsgesichtspunkten begrenzender Strömungsgeschwindigkeit) mit entsprechend reduzierter Leistung (Teillast für Anfahr-/Abfahrvorgänge und Betriebsstörungen) ausgelegt werden.
Die nachstehenden Erläuterungen befassen sich ebenfalls mit einem Umrüstkonzept für ein Kohlekraftwerk. Es wird erörtert, welche Ansätze zur Realisierung eines Cθ2~freien Kraftwerks, bei dem das CO 2 abgeschieden und gelagert wird, existieren und welche Vor- und Nachteile bestehen. Knapp wird der Stand der Forschungen zum Oxyfuel-Prozess wiedergegeben. Nach einer Diskussion möglicher Varianten des Oxyfuel-Prozesses werden zwei Varianten ausgewählt. Für diese werden Betrachtungen zu den notwendigen Umrüstmaßnahmen der Kraftwerkskomponenten
Verbrennungsgassystem, Rauchgasreinigungsanlage, Mühlen, Brenner und Dampferzeuger durchgeführt. Wärmetechnische Berechnungen zur Wärmeübertragung im Dampferzeuger zeigen, dass die geforderten Dampfparameter ohne Umbau der Dampferzeugerheizflachen erreicht werden. Anschließende Berechnungen unter Variation des Rezirkulationsmassestroms und des Strahlungsaustauschkoeffizienten der Brennkammerzeigen Möglichkeiten, die Wärmeübertragung im Dampferzeuger zu beeinflussen. Die Beurteilung des Umbauaufwandes für die beiden ausgewählten Prozessvarianten und eine abschließende Abschätzung des Gesamtwirkungsgrades zeigen, welche betrachtete Variante die technisch und ökonomisch vorteilhafteste ist.
Ziel des Oxyfuel-Prozesses ist es, eine möglichst hohe CO 2 - Konzentration im Rauchgas zu erreichen, damit die energieaufwändige CO 2 -Wäsche des „Post combustion-Prozesses" eingespart werden kann. Bei der Verdichtung des CO 2 kann der Energieverbrauch gesenkt werden, wenn das CO 2 eine hohe Konzentration besitzt. Die Verdichterleistung wird dann nur auf das CO 2 verwandt und nicht auch auf die Verunreinigungen. Bei der Verbrennung mit Luft verhindert der Stickstoffanteil von etwa 78 Vol-% eine hohe CO 2 -Anreicherung im Rauchgas. Wird im Gegensatz dazu mit reinem Sauerstoff verbrannt, können wesentlich höhere CO 2 -Gehalte von bis zu 80 Vol-% bei der Verbrennung von Trockenbraunkohle und über 90 Vol-% bei Steinkohle erreicht werden. Diese Werte können je nach Feuerungsbedingungen und Kohlezusammensetzung schwanken. Sie sind dennoch gute Voraussetzungen für eine Abscheidung und Speicherung von CO 2 .
Bei der Verbrennung von Kohle mit reinem Sauerstoff im
Oxyfuel-Betrieb fehlt der Stickstoff, der einerseits als
Wärmeträger für technisch beherrschbare Flammentemperaturen fungiert und andererseits für eine Vergrößerung des
Rauchgasvolumenstromes sorgt. Dieser Rauchgasvolumeήstrom trägt den geforderten Wärmestrom in den konvektiven Teil des Dampferzeugers aus und sorgt dort auch für die zur Wärmeübertragung erforderlichen hohen Strömungsgeschwindigkeiten. Um diesen Volumenstrom bereitzustellen, wird das Rauchgas im Oxyfuel-Betrieb nach der Verbrennung zumindest teilweise rezirkuliert und nach Vermischung mit Sauerstoff erneut dem Dampferzeuger 11 zugeführt. Die Entnahme des Rauchgases kann an verschiedenen Stellen hinter dem Dampferzeuger 11 erfolgen. Durch die Wahl des Rezirkulationsortes 1 bis 6 ergeben sich unterschiedliche Konzentrationen von Staub, SO x und Wasser im Rauchgas.
Die Wärmeübertragung im Dampferzeuger 11 findet konvektiv oder durch Strahlung statt. Für die konvektive Wärmeübertragung ergeben sich bei einer geänderten Rauchgaszusammensetzung geänderte Werte hinsichtlich Wärmekapazität, Viskosität und Wärmeleitfähigkeit sowie Rauchgasdichte, wie Fig. 8 zeigt. Damit verändert sich auch die Strömungsgeschwindigkeit des Rauchgases. Es ist aber möglich, ähnliche Wärmeströme in den Konvektivheizflachen auch mit Oxyfuel-Rauchgas beim Oxyfuel-Betrieb zu erreichen. Die anfängliche Vermutung, dass unter Oxyfuel-Bedingungen größere Heizflächen nötig wären, um die Wärmeströme zu übertragen, bestätigt sich nicht. So wird Braunkohle mit einem Heizwert von 22 MJ/kg (roh) und einem Feuchtegehalt von 19,95 % verfeuert und das Rauchgas wird vor der Rezirkulation getrocknet. Bei gleichem Rauchgasmassestrom und einer um 46 K höheren Feuerraumaustrittstemperatur wird am Austritt der Economizer-Heizflache eine um 4 K geringere Rauchgastemperatur gegenüber dem Luft-Prozess gemessen. Es wird somit im Konvektivteil ein größerer Wärmestrom übertragen. Beim Einsatz des Oxyfuel-Prozesses in bereits bestehenden oder im Bau befindlichen Anlagen, die für den
Luftbetrieb ausgelegt sind, sind somit keine größeren Umbauten an den Konvektivheizflachen notwendig.
Die Wärmeübertragungsverhältnisse lassen sich durch eine Anpassung des molaren Rezirkulationsverhältnisses angleichen.
Es werden optimale molare Rezirkulationsverhältnisse von 3,25 für die feuchte Rückführung des Rauchgases (Entnahme am Ort 5) und 2,6 bei einer Rückführung am Ort 6 nach der Rauchgastrocknung 21 ermittelt. Mit steigendem Rezirkulationsverhältnis sinkt die Wärmeübertragung durch Strahlung aufgrund geringerer Flammentemperaturen.
Die radiative Wärmeübertragung ändert sich vor allem in Abhängigkeit von der Zusammensetzung und der Temperatur des
Gases. Es gibt verschiedene Möglichkeiten zur Einstellung der
Flammen- und Rauchgastemperaturen sowie der
Gaszusammensetzungen. Zu den wichtigsten zählen der
Sauerstoffgehalt im Verbrennungsgas und der Anteil des rezirkulierten Gasmassestroms am insgesamt produzierten
Rauchgasmassestrom.
Die folgenden Rauchgasbestandteile beeinflussen hauptsächlich das Gasstrahlungsverhalten:
■ CO 2 -Gehalt ■ H 2 O-Gehalt
■ Anteil der Feststoffpartikel.
Der hohe Stickstoffanteil im Rauchgas bei der Luftverbrennung wird beim Oxyfuel-Prozess durch CO 2 ersetzt. Je nach Rezirkulationsort 1 bis 6 enthält das Rauchgas noch mehr oder weniger Wasser. CO 2 und H 2 O sind jedoch nicht wie N 2 und O 2 diatherman, sondern absorbieren und emittieren selbst Wärmestrahlung in Abhängigkeit von der Gastemperatur. Daneben verändert die höhere Wärmekapazität des Verbrennungsgases, vor allem durch CO 2 und Wasser hervorgerufen, wichtige Flammeneigenschaften.
Die Emissivität der Flamme beim Oxyfuel-Betrieb und beim Luftbetrieb sind ähnlich. Sie hängt vor allem von der Kohle, der Flugasche, Russpartikeln in der Flamme, aber nicht von der Cθ 2 ~Konzentration ab.
Für den gleichen Sauerstoffgehalt im Verbrennungsgas wird beim Oxyfuel-Prozess verglichen mit einem Luftbetrieb allgemein beobachtet, dass • die Flammenausbreitungsgeschwindigkeit sinkt,
• die Flammentemperaturen sinken und
• der Zündverzug steigt.
Der Zündverzug wird berechnet, indem die Wegstrecke, welche die Kohlepartikel vor der Zündung zurücklegen durch die Partikelgeschwindigkeit geteilt wird. Der Zündverzug steigt bei
• sinkender Temperatur,
• sinkendem Sauerstoffgehalt im Verbrennungsgas,
• steigender Wärmekapazität des Verbrennungsgases, • sinkender Wärmeleitfähigkeit des Verbrennungsgases und
• sinkendem Anteil an flüchtigen Bestandteilen der Kohle.
Die anderen Parameter blieben dabei jeweils konstant. In einer Cθ 2 ~reichen Atmosphäre ist der Zündverzug bei gleichen Sauerstoffgehalten größer als in einer stickstoffreichen Atmosphäre (Luftbetrieb) . Um den gleichen Zündverzug wie bei der Luftverbrennung zu erreichen, muss beim Oxyfuel-Betrieb das Gas zu 30 Vol-% aus Sauerstoff und zu 70 Vol-% aus CO 2 bestehen.
Der Einfluss des molaren Rezirkulationsverhältnisses zeigt
sich auch hier. Bei einer Rezirkulation R R = - -f von mRezi+ mAbgas
0,58, werden beim Oxyfuel-Betrieb neben der im Vergleich zum Luftbetrieb gleichen adiabaten Verbrennungstemperatur auch ähnliche Flammentemperaturprofile und -Stabilitäten beobachtet (R = Rezirkulationsverhältnis, m ReZ i = Massestrom rezirkulierten Rauchgases, m^g as - Massestrom Abgas) .
Wie Fig. 4 zeigt, existieren in einem Dampferzeuger 11 verschiedene Heizflächen, die sich bezüglich der Methode der Wärmeübertragung unterscheiden. In der Brennkammer 25 und in den Strahlungsräumen 26 und 27 ist der Wärmeübergang durch Strahlung dominierend, daher werden sie als Strahlungsheizfläche bezeichnet. Brennkammer 25, Strahlungsräumen 26 und 27 werden zusammen als Feuerraum 18 bezeichnet. Der Wärmeübergang in überhitzerheizflächen 28 und 29 sowie Zwischenüberhitzerheizflächen 30 und 31 sowie der Economizer- Heizfläche 32 erfolgt hauptsächlich konvektiv, so dass diese Heizflächen als Konvektivheizflachen bezeichnet werden. Der Konvektivteil des Dampferzeugers 11 stellt die Gesamtheit aller Konvektivheizflachen dar.
Das Tragrohrschott 49 hat die Besonderheit, als Konvektivheizfläche auch einen großen Strahlungsanteil aufzuweisen. Dies ist durch die Position als erste Bündelheizfläche oberhalb des Feuerraumes 18 zu erklären.
Die Endstufen des HD (Hochdruck)- und MD (Mitteldruck) -Teils sowie der Economizer-Heizflache werden im Sinne eines Gleichströmers durchströmt. Das dient bei den Endstufen dazu, die Korrosionsneigung durch niedrigere Materialtemperaturen zu senken und die Turbine vor Temperaturschwankungen zu schützen. Bei der Economizer-Heizflache 32 soll das Austragen von möglicherweise entstehenden Dampfblasen garantiert sein.
Das Ziel ist es, ein für Luftbetrieb ausgelegtes 600 0 C- oder 700°C-Kraftwerk auf den Oxyfuel-Prozess umzurüsten. Das
bedeutet, dass der Dampferzeuger 11 im Luft- und im Oxyfuel- Betrieb in der Lage sein muss, die Turbine mit den geforderten Dampfparametern zu beliefern. Dies soll ohne änderungen an Dampferzeuger-Heizflächen, Mühlen und Brennern gelingen.
Das entscheidende Kriterium für die Wirtschaftlichkeit des Oxyfuel-Prozesses ist das Erreichen eines hohen Cθ 2 ~Gehaltes im Abgas. Nur deutliche Energieeinsparungen bei der CO 2 - Konzentrierung und -Verdichtung rechtfertigen die energieaufwändige Sauerstofferzeugung als Zusatzprozess gegenüber der einfachen Rauchgaswäsche mit einem Waschmittel (z.B. Monoethylamin) . Eindringende Luftleckagen neben zugeführter Spül- und Sperrluft wirken diesem Bestreben entgegen und müssen daher auf ein Minimum reduziert werden.
Wie die Fig. 1 zeigt kann eine Abzweigung vom Rauchgas zur Rauchgaszirkulation an den Stellen
1, vor der Entstickung 12,
2, nach der Entstickung 12,
3, nach dem Regenerativ-Luftvorwärmer 8,
4, nach der Entstaubung 13,
5, nach der Entschwefelung 15 oder 6, nach der Trocknung 21
erfolgen. Auch ist es möglich mehrere dieser Abzweigungsmöglichkeiten zu kombinieren.
Die Rezirkulation des Rauchgases an der Stelle 1 vor der Entstickungsanlage 12, die bei modernen Steinkohlekraftwerken im Leerzug angeordnet ist, hat eine Anreicherung des Rauchgases mit Staub, Schwefeloxiden und Wasser zur Folge. Alle mit Rauchgas in Berührung kommenden Leitungen und Komponenten müssen entsprechend staubverträglich ausgelegt
sein. Das gilt vor allem für das zusätzlich zu installierende Rezirkulationsgebläse 48, 48a, 48b. Durch die höhere Konzentration von Wasser und Schwefeloxiden ergibt sich eine Erhöhung des Schwefelsäuretaupunktes.
Weder vorhandene Regenerativ-Luftvorwärmer 8 noch ein Wärmeverschubsystem 16 vor der Rauchgasentschwefelungsanlage 14, 15 sind im Oxyfuel-Betrieb notwendig, da bei einer Abzweigung eines großen Teiles des Rauchgases vor dem LUVO 8 der abzukühlende und der aufzuheizende Stoffstrom fehlen. Ein bestehender E-Filter 13 und die Rauchgasentschwefelungsanlage 15 sind für den Oxyfuel-Betrieb dann überdimensioniert. Eventuell lassen sich durch Stilllegung einzelner E-Filter- Gassen bzw. Wäscherebenen die Strömungsverhältnisse für eine optimale Staubabscheidung bzw. Entschwefelungsrate anpassen. Der nur für den Oxyfuel-Betrieb vorgesehene Trockner 21 kann in diesem Fall für kleine Volumenströme ausgelegt werden. Die Aufwärmung des SauerstoffStroms erfolgt dann in einem zusätzlichen Wärmeübertrager 33, der vor dem E-Filter 13angeordnet ist. Dort hat das Rauchgas eine Temperatur von etwa 380 0 C.
Bei einer Rezirkulation des Rauchgases von der Stelle 2 erhöht sich demgegenüber nur die Konversionsrate von SO 2 zu SO 3 , da das Rauchgs den Bereich der katalytischen Oberflächen der DeNO x -Anlage 12 durchläuft und sich daher eine höhere Taupunkttemperatur der Schwefelsäure einstellt.
Bei einer Abzweigung von Rauchgas am Rezirkulationsort 3 wird nun noch der LUVO 8 genutzt, um das Rauchgas abzukühlen. Die
Rauchgastemperatur hinter dem LUVO 8 liegt dann oberhalb des
Schwefelsäuretaupunktes. Die Temperatur des Rauchgases nach dem LUVO 8 wird durch die Eintrittstemperatur des aufzuheizenden, im Gegenstrom geführten Mediums geregelt. Hier besteht jedoch das Problem, dass durch die Aufheizung
des rezirkulierten Rauchgases im Rezirkulationsgebläse der aufzuheizende Massestrom am LUVO-Wiedereintritt heißer ist als der abzukühlende Massestrom am Austritt. Gelöst werden kann dieses Problem mit dem Einbau einer Wärmesenke in Form eines Wärmeübertragers. Die Diskrepanz zwischen Rauchgasmassestrom auf der abkühlenden und der aufheizenden Seite des LUVO wird durch einen LUVO-Bypass 34 mit Sauerstoffvorwärmung 33 gelöst.
Bei einer Rezirkulation des Rauchgases von der Stelle 4, hinter dem Elektrofilter 13 aus, reichert sich das Rauchgas mit Schwefeloxiden und Wasser an. Die Staubbelastung für Rauchgaskanäle und -gebläse sinkt deutlich. Der E-Filter 13 ist dann sowohl für den Luft- als auch den Oxyfuel-Betrieb einsetzbar ausgebildet und ausgelegt.
Bei einer Rezirkulation des Rauchgases von der Stelle 5, hinter der Entschwefelung 14, 15 aus, reichert sich das Rauchgas nur noch weiter mit Wasser an, da der Schwefel in der Rauchgasentschwefelungsanlage 14,15 zu großen Teilen entfernt wird. Dadurch sinkt die Gefahr der Korrosion durch Schwefelsäure. Der Quencheffekt in der REA 15 kühlt das Rauchgas durch Teilverdampfung der Absorbersuspension. Dabei stellen sich der Wassergehalt und die Austrittstemperatur des Rauchgases in Abhängigkeit von der Sättigungstemperatur ein.
Bei einer Rezirkulation des Rauchgases von der Stelle 6, hinter dem Trockner 21 aus, wird das Rauchgas voll entstaubt, entschwefelt und getrocknet rückgesaugt oder rückgeführt (rezirkuliert) . Bei dieser Qualität des Rauchgases kann der Frischlüfter als Rezirkulationsgebläse verwendet werden. Alle im Luftbetrieb verwendeten Wärmeübertrager und Rauchgasbehandlungskomponenten können beim Oxyfuel-Betrieb im Vergleich zum Luftbetrieb unverändert betrieben werden. Allerdings wird der gesamte Rauchgasmassestrom über den
Trockner 21 geleitet, so dass dieser entsprechend groß ausgelegt sein muss, um große Wärmeströme abführen zu können.
Durch die Rezirkulation bestimmter Rauchgasteilströme an verschiedenen der Stellen 1 - 6, lassen sich Vor- und Nachteile der jeweiligen Rezirkulationsorte kombinieren.
Ein durch alle Rauchgasbehandlungskomponenten geleiteter Teilstrom ist entsprechend gereinigt, wodurch sich die Konzentrationen an Schadstoffen wie Staub, Wasser und Schwefeloxide verringert. Ein zweiter Teilstrom kann dann sehr nah am Dampferzeuger 11, beispielsweise an der Stelle 1, auf einem hohen energetischen Niveau rezirkuliert werden. Dadurch erübrigen sich das Abkühlen und spätere Wiederaufwärmen dieses Rauchgasteilstromes.
Bei einer späteren Rezirkulation, d.h. wenn vom Gesamtrauchgasmassestrom zunehmend mehr Komponenten der Rauchgasbehandlung längs des Rauchgasweges nach Austritt aus der Economizer-Heizflache durchströmt werden, ergibt sich von den Stellen 1 bis 6 aufsteigend eine zunehmend
• geringere Anreicherung des Rauchgases mit Wasser, Staub und Schwefeloxiden,
• bessere Verwendbarkeit der originären Komponenten und Bauteile dieses Teils des Kohlekraftwerkes im
Luft- und Oxyfuel-Betrieb und
• geringere Notwendigkeit diverse zusätzliche Komponenten und/oder Anlagenbauteil einzufügen oder zu installieren.
Mit der Umrüstung oder die Umstellung auf den Oxyfuel-Prozess ändert sich der Rezirkulationsmassestrom, der zusammen mit dem eingemischten Sauerstoffmassestrom bei unverändertem Rauchgas-Temperaturprofil primär die Strömungsgeschwindigkeiten in und an den Heizflächen
beeinflusst. Durch die höhere Dichte von CO 2 (Oxyfuel- Betrieb) gegenüber dem N 2 (Luftbetrieb) ergibt sich bei gleichem Massestrom eine langsamere Strömung. Die Strömungsgeschwindigkeit des Rauchgases spielt neben Stoffwerten wie Viskosität, Wärmeleitfähigkeit und Wärmekapazität eine wichtige Rolle beim Wärmeübergang vom Rauchgas auf die Heizfläche. Trotz der veränderten Wärmeübergangsbedingungen werden die geforderten Dampfparameter erreicht. Bei Dampferzeugern nach dem Benson- Prinzip wird von der Regelung soviel und solange Brennstoff eingebracht, bis der Hochdruck (HD) -Austrittsmassestrom, die Temperatur wird durch die Enthalpieregelung und Einspritzung geregelt, erreicht wird. Einfluss auf die Mitteldruck (MD)- Austrittstemperatur kann über die Höhe, also die Menge, des Rezirkulationsmassestroms, der für günstige Strömungsgeschwindigkeiten zur Wärmeübertragung sorgt, genommen werden. Unter dem Sauerstoffüberschuss λ 02 wird das Verhältnis des zugeführten SauerstoffStroms m O2 zum stöchiometrisch benötigten Sauerstoffström m O 2,min verstanden. Bei der Verbrennung von Luft wird daraus der benötigte
100 , Verbrennungsluftmassestrom m Luft nach m Lufl =m o 2 , mm λ ?2
errechnet. Der Luftüberschuss entspricht dann dem Sauerstoffüberschuss .
Beim Oxyfuel-Prozess ist die Verwendung eines Luftüberschusses oder die Herstellung eines Bezuges zum Brennergas nicht sinnvoll. Es ist möglich, beinahe beliebige Sauerstoffgehalte in Brennergas und Rauchgas zu erreichen. Daher wird auf den ursprünglichen Begriff Sauerstoffüberschuss, der sich auf den Brennstoffmassestrom bezieht, zurückgegangen. Dieser berechnet sich bei der Oxyfuel-Verbrennung nach
3 _ m LZA ' X 02,LZA + m FL ' X O2,FL + 777 Re-I ' X 02,Rezi λo2 : mO2,mm mit rh LZA - Massestrom aus Luftzerlegungsanlage
X O2,LZA ~ Sauerstoffgehalt nach Luftzerlegungsanlage rh FL - Falschluftmassestrom
X O2,FL ~ Sauerstoffgehalt der Falschluft 7 77 Re- , ~ Rezirkulationsmassestrom xo 2,Rtz , ~ Sauerstoffgehalt des rezikulierten
Rauchgases
/77 o 2,m i n ~ s töchiometriseher Sauerstoffström.
Im Zähler stehen dabei alle der Verbrennung zugeführten Sauerstoffmasseströme (Verbrennungsgas, Fördergas, Prozessgas) . Im Nenner steht der stöchiometrische Sauerstoffbedarf, der sich aus Reaktion der Kohlebestandteile C, H, 0 und S zu CO 2 , H 2 O und SO 2 errechnet.
Ein Vergleich der sich einstellenden Rauchgaszusammensetzungen zwischen dem Luftbetrieb und dem Oxyfuel-Betrieb mit Rauchgaszirkulation hinter dem E-Filter 13 an der Stelle 4 und hinter dem Trockner 21 an der Stelle 6 zeigt die Fig. 9.
Mit geänderter Gaszusammensetzung ergeben sich auch unterschiedliche Stoffwerte. Die Fig. 10 zeigt die höhere Dichte des Rauchgases beim Oxyfuel-Prozess (+23,9 %, + 33,3 %). Wärmekapazität, dynamische Viskosität und Wärmeleitfähigkeit der Rauchgase ändern sich bei Entnahme an der Stelle 6 gegenüber dem Luftbetrieb nur wenig. Beim Oxyfuel-Prozess sind die höhere Wärmekapazität und die höhere Wärmeleitfähigkeit an der Stelle 4 gegenüber der Stelle 6 auf den dort noch höheren Wassergehalt des Rauchgases zurückzuführen.
Um die Dampfparameter vor der Turbine auch beim Oxyfuel- Prozess zu erreichen, werden der Brennstoffmassestrom und der Rezirkulationsmassestrom angepasst. Aufgrund der höheren Dichte des Rauchgases beim Oxyfuel-Prozess verlangsamt sich trotz höheren Rauchgasmassestroms die Strömung im Konvektivteil .
Die Stoffwerte aus Fig. 10 gehen in die Reynolds- und die Prandtl-Zahl ein, die wiederum zur Nußelt-Zahl führen.
λ Rr ■
Nu außen, konvektiv » a außen ~ ® außen. konvektiv "
* "
& außen. Strahlung
Q = k- A-AT
mit
1 - charakteristische Abmessung (z.B. Rohrdurchmesser)
Nu - Nußelt-Zahl δ n - Schichtdicke λ n - Wärmeleitkoeffizient der Schicht (z.B. Rohr)
A - Wärmeübertragerfläche
Bemerkenswert ist der verbesserte Wärmeübergang durch Strahlung im Bereich der Konvektivheizflachen um mehr als 39 %. Das ist beim Oxyfuel-Prozess mit Rezirkulation an den Stellen 4 und 6 auf die hohe Cθ 2 ~Konzentration sowie bei der Stelle 4 auf die erhöhte Wasserkonzentration zurückzuführen. Durch den stärkeren Anteil der Strahlung am Wärmeübergang im Konvektivteil ist der Wärmedurchgangskoeffizient k erhöht.
Insgesamt ist der Fig. 10 zu entnehmen, dass der im Konvektivteil übertragene Wärmestrom erhöht ist. Jedoch hängt die Wärmeübertragung im Konvektivteil auch vom Wärmeübergang in den Strahlungsheizflächen ab. Das liegt in den sich bedingenden Rauchgas- und Wasser/Dampftemperaturen begründet. Die Strahlungsheizflächen sind den Konvektivheizflachen 28 bis 32, 49 entlang des Rauchgasweges in der Brennkammer 25 und den Strahlungsräumen 26, 27 vorgelagert. Das Wasser durchströmt mit der Economizer-Heizflache 32 zuerst eine Konvektivheizflache, danach die Strahlungsheizflächen zur Verdampfung und abschließend wieder Konvektivheizflachen zur überhitzung des Dampfes.
Bei insgesamt gleichem übertragenem Wärmestrom im Dampferzeu- ger 11 ist das Rauchgas wegen der höheren Wärmekapazität beim Oxyfuel-Prozess in der Brennkammer 25 deutlich kälter und am Ende vor LUVO etwas heißer als beim Luft-Prozess . Das Erreichen der adiabaten Verbrennungstemperatur des Luftprozesses ist also nicht zwingend notwendig.
Zu beachten ist eine Veränderung der Aufwärmspannen in den
überhitzer und Zwischenüberhitzer-Heizflächen. In allen konvektiven Hochdruck-Heizflächen sind beim Oxyfuel-Prozess mit den Rezirkulationsorten 4 und 6 die Aufwärmspannen höher als beim Luftprozess. Bei den Mitteldruckheizflachen erreicht dagegen nur die Heizfläche 39 eine größere Aufwärmspanne.
Wichtigste Umrüstung auf den Oxyfuel-Betrieb ist die Rückführung eines Teils der Rauchgase. Die Rezirkulationsgase werden hinter dem Saugzug 17 abgezweigt und zurückgeführt. In den Figuren 2 und 11 ist die Rückführung dargestellt, wobei in Fig. 11 zusätzlich die Temperatur- und Massenstromangaben des rückgeführten Rauchgasstromes, des vom Sauerstoffvorwärmer zugeführten Sauerstoffs sowie thermische Energieströme aufgeführt sind. Die gegenüber einem
Luftbetrieb umzubauenden oder hinzuzufügenden Komponenten sind grau hinterlegt. Die nötige Druckerhöhung zur überwindung der Strömungswiderstände und zur Herstellung eines Druckgefälles im LUVO 8 und in den Gaskanälen wird durch ein Rezirkulationsgebläse 48, 48a, 48b bewerkstelligt.
Nach Aufheizung des Rauchgases durch den Saugzug 17 und anschließend durch eines der Rezirkulationsgebläse 48, 48a, 48b ist die Temperatur rezirkulationsseitig in Strömungsrichtung vor dem LUVO 8 höher als rauchgasseitig in Strömungsrichtung hinter dem LUVO 8. Eine Abkühlung des Rauchgases im LUVO 8 vor Eintritt in den E-Filter 13 auf eine niedrigere Temperatur ist daher ohne weitere Maßnahmen nicht möglich. Die rauchgasseitige Abkühlung im LUVO 8 wird daher über den Wärmeübertrager 35 (Wü3) , 16 durch Einstellen einer rezirkulationsseitigen Temperatur vor dem LUVO 8 gesteuert. Weiterhin wird die Wärmeübertragung im LUVO 8 durch die Masseströme bestimmt. Um die gleichen Rauchgastemperaturen am Eintritt der REA 15 wie beim Luftprozess zu erreichen, wird das Rauchgas nach dem Saugzug 17 weiter abgekühlt.
Die für den Luftbetrieb ausgelegte Rauchgasentschwefelungs- anlage 15 ist für den Oxyfuel-Betrieb üblicherweise überdimensioniert und es muss gegebenenfalls eine Anpassung an den verringerten Volumenstrom und die höhere Schwefelkonzentration erfolgen. Möglich ist dies durch eine Bauweise, bei der im Oxyfuel-Betrieb ein größerer Teil des Wäschers stillgelegt werden kann. In dem genutzten kleineren Teil werden dann entsprechende notwendige Strömungsgeschwindigkeiten eingestellt. Im Luft-Betrieb käme die gesamte REA 15 zum Einsatz. Die beim Luftprozess zugeführte Luft zur Reaktionsverbesserung muss beim Oxyfuel- Betrieb durch externe Sauerstoffeindüsung (externe Oxidation) 39 ersetzt werden, damit die Cθ 2 -Konzentration im Rauchgas nicht gesenkt wird. Diese beiden Wärmeübertrager dienen der
Speisewasservorwärmung. Durch die erhöhte Dichte des Rauchgases verringert sich beim Oxyfuel-Betrieb gegenüber dem Luftbetrieb die Strömungsgeschwindigkeit. Zusätzlich verändert sich der rauchgasseitige Wärmeübergang durch geänderte Stoffwerte. Es wird ein kleinerer Wärmestrom übertragen. Um die Zwischentemperaturen der Speisewasservorwärmung möglichst wenig zu verändern, kann der Mühlenkreislaufström um etwa 60 % vergrößert werden. So ergeben sich dann negative Rückkopplungen auf die Anzapfungen der Turbine und eine positive Erhöhung des wärmeaufnehmenden Massestroms im LUVO.
Die zur Kohletrocknung benötigte Temperatur des Heißgases kann ermittelt werden. Zur Regelung dieser Temperatur wird beim Luftprozess Kaltluft vor der Mühle zugemischt. Für eine hohe C0 2 -Konzentration im Abgas wird beim Oxyfuel-Prozess stattdessen rezirkulierte Cθ 2 ~haltiges Rauchgas verwendet. Entsprechend kaltes Rauchgas wird hinter dem Rauchgastrockner und -kondensierer 21 mit etwa 25 0 C abgezweigt. Nach Druckerhöhung und Erwärmung durch ein zusätzliches Gebläse wird es vor den Mühlen 36 mit 30 0 C im erforderlichen Anteil eingemischt .
Das Rauchgas kann die Brennstofffeuchtigkeit aufnehmen und die übliche Sichtertemperatur in den Mühlen 36 von 9O 0 C muss unter dem Gesichtspunkt der Sättigung nicht erhöht werden.
Die Taupunkttemperatur der Schwefelsäure wird in den Mühlen
36 und ebenso im Sauerstoffvorwärmer, in den Wärmeübertragern und dem Mühlenkreislauflüfter sowie den entsprechenden, zugerodneten Gaskanälen unterschritten. Als Gegenmaßnahme können die Oberflächen dieser Komponenten ggf. mit Kunststoff überzogen werden. Diese zusätzliche Schicht hat jedoch die
Nachteile, dass sie den Wärmetransport behindert und kaum
Widerstand gegen Erosion bietet.
Der Rauchgas-Rezirkulationsmassestrom hat einen entscheidenden Einfluss auf die Strömungsgeschwindigkeit der Rauchgase im Konvektivteil des Dampferzeugers und auf die adiabate Verbrennungstemperatur. Eine Senkung des Rauchgasmassestroms am Brenner wirkt sich wie eine Erhöhung des Sauerstoffgehaltes auf die Vorgänge in der Brennkammer 25 und dem Feuerraum 18 aus.
Insgesamt wird durch die Erhöhung des Rezirkulationsmassestromes ein leicht größerer Wärmestrom in den Konvektivheizflachen und ein geringerer in den Strahlungsheizflächen übertragen.
Das Verfahrensschema bei einer Rauchgaszirkulation an der Stelle 6 zeigen die Figuren 1, 2 und 11. Die Rauchgase werden hinter dem Rauchgastrockner 21 abgezweigt und zurückgeführt. Da das Rauchgas im Trockner 21 auf 25°C abkühlt sowie stark entstaubt und entschwefelt ist, kann der Frischlüfter 7 auch als Rezirkulationsgebläse verwendet werden.
Hinter dem Frischlüfter wird das rezirkulierte Rauchgas im Wärmeverschubsystem (Wü3) 35 auf 107 0 C aufgewärmt. Diese Temperatur hat Einfluss auf die Abkühlung des Rauchgases im LUVO 8, die maximal bis oberhalb des Schwefelsäuretaupunktes geschehen sollte. Das Wärmeverschubsystem (Wü3) 35 ist im Oxyfuel-Betrieb nicht mehr als Regenerativ-Wärmeübertrager ausgeführt, weil sich damit die angestrebten Medientemperaturen nicht erreichen ließen. Die Wärmeübertragung im LUVO 8 wird durch die Verteilung des Rauchgasmassestroms auf den LUVO 8 und den LUVO-Bypass 34 gesteuert.
Die Eintrittstemperatur in die REA 14, 15 wird durch den
Wärmestrom vorgegeben, der im Wärmeverschubsystem (Wü3) 35, 16 auf das rezirkulierte Rauchgas übertragen werden kann,
ohne die Abkühlung des Rauchgases im LUVO 8 negativ zu beeinflussen. Das Rauchgas in der REA 14, 15 ist um 12 % wärmer als beim Luftprozess.
Um Möglichkeiten zur Beeinflussung der Wärmeübertragung im Dampferzeuger beim Oxyfuel-Betrieb zu untersuchen, werden die Vorgänge im Dampferzeuger betrachtet. Es wird von einer konstanten Vorwärmung der Verbrennungsgase ausgegangen. Die Einspritzungen im HD- und MD-Teil des Dampferzeugers wird konstant gehalten. Ermittelt werden die Ergebnisse mit dem optimalen Betriebspunkt aus Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmassestrom zum Erreichen der Dampfparameter vor Turbine .
Beim Oxyfuel-Betrieb steigt die adiabate Verbrennungstemperatur, weil ein kleinerer Rauchgasmassestrom am Brenner erwärmt werden muss. Im Verdampfer wird dadurch ein größerer Wärmestrom aufgenommen. Der kleinere Rauchgasmassestrom kühlt sich im Konvektivteil schneller ab, so dass das Rauchgas hinter den Zwischenüberhitzerheizflächen 31 kälter als beim Luftbetrieb ist. Die Dampfaustrittstemperatur im HD-Teil ist um 17 K höher als beim Luftbetrieb. Das liegt vor allem an der erhöhten Wärmeaufnahme im Verdampfer. Der MD-Teil des Dampferzeugers 11, aus reinen Konvektivheizflachen bestehend, erreicht dagegen die erforderliche Aufwärmspanne nicht, so dass die Temperatur vor der Turbine 17 K niedriger als beim Luftbetrieb ist.
Während die Wärmeaufnahme im Dampferzeuger 11 in den konvektiven Heizflächen sinkt, steigt sie in den Strahlungsheizflächen an.
Wird der rezirkulierte Massestrom um 20 % gesenkt, und werden die Bedingungen für Impulserhaltung und Sauerstoffgehalt im Traggas beibehalten, dann reicht der rezirkulierte
Gasmassestrom darüber hinaus nicht zur Impulserhaltung im Sekundärgas. Es wird dann weniger Rauchgas über das Sekundärgas und keines mehr über die Obergasdüsen in den Dampferzeuger geführt.
Der Brennstoffmassestrom wird nun so eingestellt, dass der geforderte HD-Austrittsmassestrom erreicht wird. Daran knüpft sich eine Anpassung des Sauerstoffmassestroms, damit der gewünschte Sauerstoffüberschuss von 1,17 erhalten bleibt. Der zur Kühlung eingespritzte Wassermassestrom vor den Zwischenüberhitzerheizflächen 31 wird zur Regelung der MD- Austrittstemperatur genutzt. Hierdurch wird der Brennstoffmassestrom um 2,5 % gegenüber dem optimalen Zustand beim Luftbetrieb verringert. Dadurch steigt die adiabate Verbrennungstemperatur weniger stark an und es wird von den Strahlungsheizflächen ein etwas geringerer Wärmestrom aufgenommen. Das Rauchgas kühlt aufgrund des kleineren eingebrachten Wärmestromes schneller aus und ist bereits hinter den überhitzerheizflächen 29 kälter als im optimalen Fall beim Luftbetrieb. Das wirkt sich zusammen mit dem geringeren Rauchgasmassestrom auf die Wärmeübertragung im MD- Teil aus. Trotz Reduzierung des eingespritzten Kühlmassestroms um 100 % kann die geforderte Austrittstemperatur an den Zwischenüberhitzerheizflächen 31 nicht erreicht werden.
Wird hingegen der rezirkulierte Rauchgasmassestrom um 20 % erhöht und werden die Bedingungen zur Impulserhaltung und der Sauerstoffgehalt im Traggas und Sekundärgas beibehalten, und leiten ferner die Obergasdüsen überschüssiges rückgesaugtes Rauchgas in den Dampferzeuger, lässt sich die geforderte HD- Austrittsmassestrom durch Anpassen des Brennstoffmassestroms erreichen. Der Sauerstoffüberschuss von 1,17 soll dabei erhalten bleiben. Der zur Kühlung eingespritzte Wasser-
massestrom vor den Zwischenüberhitzerheizflächen 31 wird zur Regelung der MD-Austrittstemperatur genutzt.
In diesem Fall reagiert die Dampferzeugerregelung auf die nicht erreichte Dampftemperatur am Austritt des HD-Teils mit einer Erhöhung des Brennstoffmassestroms um 2,5 %. Das hat zur Folge, dass die adiabate Verbrennungstemperatur steigt und damit auch die Wärmeaufnahme in Brennkammer und Schottheizfläche. Der etwas größere Volumenstrom durch die gestiegenen Rauchgastemperaturen sorgt für eine bessere Wärmeübertragung im Konvektivteil des Dampferzeugers. Der MD- Teil ist davon negativ betroffen. Die Aufwärmspannen der Heizflächen vor der Wassereinspritzung vergrößern sich, was durch Vervierfachung des eingespritzten Wassermassestroms ausgeglichen werden kann.
Wenn der Strahlungsaustauschkoeffizient der Brennkammer 18 um
30 % von 1,636 auf 1,145 gesenkt wird und die Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme konstant gehalten werden, sinkt durch die Senkung des Strahlungsaustauschkoeffizienten die Wärmeaufnahme in der Brennkammer 18. Der Dampf ist am Abscheider um 25 K kälter. Die geringere Wärmeaufnahme im Verdampfer wird durch die Konvektiv- heizflachen des HD-Teils fast vollständig kompensiert. Das geschieht dadurch, dass das Rauchgas die Brennkammer mit einer höheren Temperatur verlässt. Der Wärmeübergangskoeffizient durch Strahlung α Strah i un g ist in den nächsten Heizflächen bis zur Heizfläche 31 erhöht. Die Endheizflächen
31 und 29 zeigen erhöhte Aufwärmspannen. Das führt dazu, dass im MD-Teil die geforderte Austrittstemperatur um 5 K übertroffen wird. Die Auswirkungen sind denen bei einem erhöhten Rezirkulationsmassestrom ähnlich, wenn auch schwächer ausgebildet. In beiden Fällen ist der Wärmeübergang im Konvektivteil verbessert, während er an den Strahlungs- heizflachen geringer ausfällt.
Wenn der Strahlungsaustauschkoeffizient der Brennkammer 18 um 30 % von 1,636 auf 2,127 erhöht wird und die Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme konstant gehalten werden, wird in der Brennkammer 18 ein größerer Wärmestrom aufgenommen, wodurch das Rauchgas die Brennkammer stärker abgekühlt verlässt. Im Konvektivteil wird insgesamt ein geringerer Wärmestrom übertragen. Die Austrittstemperatur des HD-Teils ist etwas zu hoch und die des MD-Teils etwas zu niedrig. Vergleichbar ist dies mit den Auswirkungen bei einer Verringerung des Rezirkulationsmassestroms .
Die Auswirkungen eines veränderten Strahlungsaustauschkoeffizienten C der Brennkammer 18 durch Anpassung der Brennstoff- (HD-Austritt) und Rezirkulationsmasseströme (MD- Austritt) können ausgeglichen werden. Der Sauerstoffüber- schuss wird dabei konstant gehalten.
Ein kleinerer Strahlungsaustauschkoeffizient C kann durch minimale Senkung des Brennstoffmassestroms und Erhöhung des
Rezirkulationsmassestroms ausgeglichen werden. Schwieriger ist der Ausgleich der Auswirkungen eines variierten
Rezirkulationsmassestroms. Umso wichtiger ist also die genaue
Einstellung des Rezirkulationsmassestroms im Dampferzeuger- betrieb.
Die erforderlichen Dampfparameter lassen sich folglich beim Oxyfuel-Prozess ohne änderungen an den Dampferzeuger- Heizflächen zu erreichen. Die Wärmeübertragung kann durch Einstellen der Brennstoff-, Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme angeglichen werden. Eine Erhöhung des Brennstoffmassestroms senkt jedoch den Gesamtwirkungsgrad und sollte daher vermieden werden. Wird hingegen mit variablen Verbrennungsgaszusammensetzungen Einfluss auf die Wärmeübertragung im Dampferzeuger genommen, wirkt sich dies
wesentlich günstiger aus. Durch die Möglichkeit, den Sauerstoff in Primär-, Sekundär- und Obergas einzumischen und dadurch den Sauerstoffanteil beliebig einzustellen, verfügt der Oxyfuel-Prozess über einen zusätzlichen Freiheitsgrad zur Steuerung der Flammentemperaturen. Mit der Verteilung der Sauerstoff- und Rezirkulationsmasseströme auf Brennergase und Obergas kann sowohl Einfluss auf die Strahlungsvorgänge im Verdampfer über die Flammentemperatur als auch auf den konvektiven Wärmeübergang über Rauchgastemperatur und - Strömungsgeschwindigkeit genommen werden. So ist es möglich, eine entsprechende Verteilung der Wärmestromaufnahme zwischen Strahlungsheizflächen und Konvektivheizflachen zu erreichen. Bei gleichem Sauerstoffüberschuss kann die adiabate Verbrennungstemperatur des Luft-Prozesses nicht erreicht werden. Die Auswirkungen, in Form einer geringeren Wärmeaufnahme in der Brennkammer aufgrund des hohen Temperatureinflusses beim Strahlungswärmeübergang, kann im Konvektivteil kompensiert werden, so dass die geforderten Dampfparameter erreicht werden.
Aufgrund der höheren Dichte und Wärmekapazität des Rauchgases sinken beim Oxyfuel-Prozess Strömungsgeschwindigkeit bzw. Rauchgastemperatur bei gleichem in den Dampferzeuger 11 eingebrachtem Wärmestrom. Der daraus resultierende schwächere konvektive Wärmeübergang wird durch die höhere Gasstrahlung, aufgrund des hohen Cθ 2 ~Gehaltes, in den Konvektivheizflachen ausgeglichen.
Diese Entwicklung hat positiven Einfluss auf die Materialtemperaturen des HD-Teils, da diese aufgrund des höheren Wärmeübergangs auf der Innenseite hauptsächlich von den Wasser- bzw. Dampftemperaturen abhängen. Im HD-Teil werden hohe Dampftemperaturen durch die geringere
Wärmeaufnahme im Verdampfer erst spät erreicht, so dass auch die Materialtemperaturen im Vergleich zum Luft-Prozess etwas
niedriger sind. Die leichte Verschiebung der Wärmeübertragung hin zum Konvektivteil bewirkt einen Anstieg der Dampftemperaturen im ersten MD-Teil des Dampferzeugers 11 um maximal 10 K. Wegen der großen Sicherheitsreserven bei der Materialauslegung und den leicht erhöhten Temperaturen ist dies unproblematisch.
Beim Luftprozess wird der Luftüberschusses anhand der CO 2 - und 02~Gehalte im Abgas kontrolliert. Diese Vorgehensweise kann für den Oxyfuel-Betrieb nicht übernommen werden, weil die mit dem Rauchgas rezirkulierten Sauerstoff- und Kohlendioxidmasseströme in die Bilanz aufgenommen werden müssen.
Erhöhte NO x -Konzentrationen entstehen beim ungestuften Luft- Prozess durch den Stickstoff der Luft und hohe Verbrennungstemperaturen. Beim Oxyfuel-Prozess hingegen ist der eingetragene Stickstoffanteil im Verbrennungsgas kleiner als 7 %, wodurch sich fast nur noch Brennstoff-NO x bilden kann. Folglich ist die Entstehung der Stickoxide hauptsächlich abhängig vom verbrannten Kohlemassestrom und dessen Zusammensetzung. Als Konsequenz kann auf eine Luftbzw. Gasstufung in der Brennkammer zur Vermeidung von NO x verzichtet werden. Es können stattdessen Zusammensetzungen und Masseströme der Brennergase und des Obergases verändert werden, um die Wärmeaufnahme in Feuerraum und Konvektivteil des Dampferzeugers optimal an die betrieblichen Gegebenheiten anzupassen. Im Betrieb des Dampferzeugers kann beispielsweise über die Anpassung des Rezirkulationsmassestroms die verminderte Wärmeaufnahme im Verdampfer aufgrund von Verschmutzungen ausgeglichen werden.
Diese Fahrweise führt zu einem erhöhten Mess- und Bilanzierungsaufwand, der sich jedoch mit Hilfe von Kesseldiagnoseprogrammen bewältigen lässt.
Vorteilhaft bei der Abzweigung von Rauchgas zur Rauchgaszirkulation hinter dem E-Filter 13 an der Stelle 4 sind die kürzeren Rauchgasleitungen und die höhere Temperatur, mit der das Rauchgas rezirkuliert wird. Nachteilig wirken sich hingegen die Anreicherung des Rauchgases mit an dieser Stelle noch vorhandenen Schwefelverbindungen und die daraus resultierende Schwefelsäureproblematik aus. Betroffene Wärmeübertrager und Rauchgasleitungen müssen in diesem Fall für den Oxyfuel- Betrieb entsprechend korrosionsfest umgerüstet werden.
Weiterhin werden bei der Rezirkulation hinter dem E-Filter 13 zwei zusätzliche Wärmeübertrager benötigt, um die Temperaturen am LUVO 8 und vor der REA 15 zu erreichen.
Bei der Rezirkulation des Rauchgases an der Stelle 6 hinter dem Trockner 21 werden zwar längere Rauchgaskanäle benötigt, jedoch können die meisten Komponenten der Anlage für Luftbetrieb unverändert weiterverwendet werden. Die änderungen beschränken sich auf die Stilllegung einiger Gassen des E-Filters 13, die Anpassung der REA 15 an höhere Rauchgastemperaturen sowie den Bau des LUVO-Bypasses 34. Letztgenannte Komponente muss als einzige korrosionsfest ausgelegt werden.
Durch Trocknung des gesamten Rauchgasmassestroms im Trockner 21, steigt der Energieaufwand. Trotzdem kann mit niedrigeren Umbaukosten als bei einer Rezirkulation an der Stelle 4 hinter dem E-Filter 13 gerechnet werden. Folglich ist die Variante mit Rezirkulation des Rauchgases an der Stelle 6 hinter dem Rauchgastrockner 21 technisch und ökonomisch vorteilhafter .
Der Wirkungsgrad sinkt bei beiden Varianten durch den zusätzlichen elektrischen Eigenbedarfs der Luftzerlegung 20 und der Cü 2 -Verdichtung 24 um etwa 10 % Prozentpunkte. Im Vergleich zur Rauchgaswäsche (MEA) sind die Wirkungsgradeinbußen jedoch gering.