UTREDNING AV

Examensarbete, 30 hp

Civilingenjörsprogrammet i Energiteknik, 300 hp Vt 2017

EN 1736

UTREDNING AV

VERKNINGSGRAD OCH DRIFTPARAMETRAR HOS

EN BIOBRÄNSLEELDAD ROSTERPANNA

Panna 6 Ålidhems värmeverk

Michaela Wallin

Sammanfattning

Panna 6 på Ålidhems värmeverk drivs av Umeå Energi AB och används som spetslast i deras fjärrvärmeproduktion. Det är en rosterpanna med en installerad effekt på 32 MW som eldas på fin stamvedsflis och har så gjorts under det senaste decenniet. Pannan har under en längre tid haft problem med några driftparametrar som inte fungerat optimalt, däribland höga halter av kolmonoxid (CO) i rökgaserna och höga halter oförbränt i askan. Då pannan inte körs kontinuerligt under året så har det varit svårt att identifiera när samt varför detta uppstår.

I dagsläget beräknas pannans verkningsgrad med den direkta metoden på månadsbasis, men då pannan kan eldas upp och ned ett flertal gånger under en månad har en mer noggrann utredning av verkningsgraden gjorts med hjälp av den indirekta metoden. Syftet med arbetet har därför varit att beräkna pannverkningsgraden med den indirekta metoden vid olika driftfall samt utreda och undersöka de driftparametrar som kan optimeras.

För att beräkna pannverkningsgraden initierades en provtagning under tre olika drifttillfäl- len. Bränsle- och askprover togs för vardera tillfälle, och samtidigt mättes yttemperaturen på pannkroppen och lufthastigheten intill pannan. Proverna analyserades och pannverknings- graden beräknades för de olika tillfällena. Därefter studerades de driftparametrar som kunde förbättras, där viss grund kunde tas från beräkningarna av pannverkningsgraden.

Resultatet visade att pannverkningsgraden är hög, ca 92-93 % för de olika driftfallen. Utred- ningarna kring driftparametrarna visade att det går att spara upp till ca 55 000 SEK per år genom att minska andelen oförbränt i askan med 85 %. Denna höga andel kommer mest troligt från någon form av genomfall från inmatningen eller rosten. Det visade också att det finns ett samband mellan CO-halten i rökgaserna och pannans effekt. Då pannan körs på maxlast så hinner bränslet mest troligt inte förbrännas färdigt, och höga halter CO bildas i rökgaserna.

Sambandet mellan CO-halterna och sekundärluften undersöktes också, och resultatet visade att ingen negativ påverkan mellan dessa finns.

Slutsatsen med arbetet är att pannan överlag fungerar väldigt bra, men att det finns några för-

bättringsåtgärder kring de höga halterna CO i rökgaserna och oförbränt i askan. Vidare föreslås

ett fortsatt arbete kring att utreda sambandet mellan CO-halten och effekten, samt identifiera

den kritiska effektgräns där pannans drift- och emissionsparametrar stabiliseras.

Michaela Wallin

Abstract

Boiler 6 is one of Umeå Energy’s heating boilers that are placed at Ålidhem’s heat plant and it is used for top heat production during the winter season. It is a grate fired biomass boiler with an installed effect of 32 MW and it is fed with fine wood chips. During the past few years, the boiler have had problems with some of the parameters that does not work the way they should.

For example, the content of carbon monoxide (CO) in the flue gases are extreamly high at sometimes and it is a high amount of unburnt organic material in the the ash. Since the boiler is not continuously in use, it is difficult to identify the reason to this unwanted conditions.

The efficiency of the boiler is calculated with the input-output method every month, but a more thorough determination is demanded from Umeå Energy. Therefore, the efficiency has been calculated with the heat loss method in this work together with an investigation of the non-optimal parameters.

Samples from three different times when the conditions of the boiler was different was taken and sent of for analysis. Samples from the fuel and the ashes were taken and the surface temperature and wind flow close to the boiler was determined. After the sampling and calculation was done, the investigation of the parameters started and some help could be taken from the efficiency determination.

The result showed that the efficiency is high, between 92-93 % depending on the conditions.

The investigation showed that it is possible to save up to 55 000 SEK per year by reduce the amount of unburnt material in the ash with 85 %. It also showed a relation between the high amount of CO in the flus gases and the heat output of the boiler. When the boiler is on maximal operation, the fuel is most likely not fully combusted. That is therefore the reason for the high amount of CO when the boiler is at its maximal operation. The result also showed that the secondary air supply does not have any relation to the CO amount, which it was assumed to have in the first place.

The conclusion of the work is that the boiler works well overall, but there are some improv-

ments of the parameters that could be done and further investigated. It is recommended to

further look at the relation between the CO and heat output to determine its occurrence and

aslso determine the new maximum heat output for the boiler to work in a more stable and

environmental way.

Förord

Detta examensarbete avser 30 hp och har genomförts i samarbete med Umeå Energi AB och affärsområdet Värme under vårterminen 2017. Arbetet är den avslutande delen på Civilingen- jörsprogrammet i Energiteknik vid Umeå Universitet och Institutionen för tillämpad fysik och elektronik.

Jag skulle vilja tacka min handledare på Umeå Energi, Erik Torshage, samt Åsa Benckert för all hjälp kring mitt arbete. Jag vill också tacka driftteknikerna för all hjälp vid provtagnings- tillfällena samt all övrig personal för gott bemötande och för att Ni alltid varit hjälpsamma vid frågor och funderingar.

Slutligen vill jag tacka min handledare på Universitetet, Robert Eklund, samt mina studie- kamrater som gjort studietiden så mycket roligare.

Michaela Wallin

Umeå, Maj 2017

Innehåll

1 Inledning 1

1.1 Bakgrund . . . . 2

1.2 Syfte och mål . . . . 3

1.3 Tidigare arbeten . . . . 3

2 Systembeskrivning 4 2.1 Bränsle . . . . 4

2.2 Pannan . . . . 5

2.3 Luft- och vattensystem . . . . 6

2.4 Rökgashantering . . . . 6

2.5 Askutmatning . . . . 7

3 Förbränning 8 3.1 Luftbehov och rökgaser . . . . 10

4 Verkningsgradsberäkningar 13 4.1 Direkt metod . . . . 14

4.2 Indirekt metod . . . . 15

4.2.1 Rökgasförluster . . . . 15

4.2.2 Oförbränt i gasfas . . . . 16

4.2.3 Oförbränt i fast rest . . . . 16

4.2.4 Strålning- och konvektionsförluster . . . . 16

4.2.4.1 Grafisk lösning . . . . 16

4.2.4.2 Experimentell lösning . . . . 18

4.2.5 Övriga förluster . . . . 20

5 Provtagningar 21 5.1 Förberedelser . . . . 21

5.2 Utförande . . . . 21

5.3 Analys . . . . 24

5.3.1 Bränsleanalys . . . . 24

5.3.2 Askanalys . . . . 24

5.3.3 Luft- och rökgasanalys . . . . 24

5.4 Beräkningar . . . . 25

5.5 Känslighetsanalys . . . . 25

6 Utredning av driftparametrar 26 6.1 Oförbränt i askan . . . . 26

6.1.1 Utmatningsskruv under bränsleinmatningen . . . . 26

6.1.2 Rostergenomfall . . . . 27

6.2 CO-halt i rökgasen . . . . 28

7 Resultat 29

7.4 Driftparametrar . . . . 34 7.4.1 Oförbränt i askan . . . . 34 7.4.2 CO-halt i rökgasen . . . . 34

8 Diskussion 38

8.1 Provtagningar och beräkningar . . . . 38 8.2 Driftparametrar . . . . 39 8.3 Förslag till fortsatt arbete . . . . 41

9 Slutsatser 42

Referenser 43

Appendix I

A Analyser I

A.1 Bränsleanalys . . . . I A.2 Askanalys . . . . II A.3 Mätosäkerhet . . . III

B Beräkningar IV

C Mollierdiagram VII

D Värmekamera VIII

Figurlista

1 Tillförd energi till fjärrvärmesektorn år 2015. Den största andelen är återvunnen energi, följd av förnybara bränslen. . . . 1 2 Principskiss över panna 6. . . . 4 3 Processbild över pannan som bland annat inkluderar inmatningen, rosten och

luftzoner. . . . . 5 4 Förhållandet mellan CO, CO ₂ och O ₂ i rökgaserna vid förbränning. Den verti-

kala streckade linjen visar det stökiometriska fallet då exakt mängd syre finns tillgängligt. . . . 8 5 En översiktlig principskiss över systemet kring panna 6. Systemgränsen för verk-

ningsgradsberäkningarna motsvaras av det streckade området. . . . 13 6 Strålnings- och konvektionsförluster som funktion av pannans maximala nyttiga

effekt. Reproducerad från [23]. . . . 17 7 Provtagningsschema för att underlätta provtagningarna. De gråa rutorna visar

förslag då proverna kan tas med rätt intervall. . . . 21 8 Provtagningsplatsen och en hink fylld med grundbränslet, dvs träflis. . . . 22 9 Provtagningsplatsen för askprov och en hink fylld med askmixen. . . . 23 10 Principskiss över bränsleinmatningen och hanteringen av aska och slagg på pan-

na 6. . . . 26 11 En närmare bild från askprovet där pilarna visar stora oförbrända flisbitar. . . 27 12 Sankeydiagram som visar energiförlusterna för vardera provtagningstillfälle. . . 31 13 Stapeldiagrammet visar pannverkningsgraden beräknad med den direkta meto-

den på månadsbasis. De skuggade staplarna visar borträknade månader. . . . . 32 14 Tornadodiagrammet visar känsligheten hos ett antal parametrar. Rökgastem-

peraturen är den parameter som är mest känslig och CO-halten i rökgaserna är minst känslig. . . . 33 15 Grafen visar ett samband mellan effekten och CO-halten i rökgaserna under det

tredje provtagningstillfället. . . . 35 16 Grafen visar ett samband mellan effekten och CO-halten i rökgaserna under det

första provtagningstillfället. . . . 35 17 Grafen visar ett samband mellan sekundärluften och CO-halten i rökgaserna

under det första provtagningstillfället. . . . 36 18 Grafen visar ett samband mellan öppningsgraden på ett av ROFA spjällen och

CO-halten i rökgaserna under det första provtagningstillfället. . . . 37 A1 Fullständig bränsleanalys från Bränslelaboratoriet i Umeå. . . . I A2 Fullständig askanalys från Bränslelaboratoriet i Umeå. . . . II A3 Mätosäkerhet och mätområde för de genomförda ask- och bränsleanalyserna. . . III A4 Bränslemallen för det första provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var

ca 28 MW. . . . IV A5 Bränslemallen för det andra provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var

ca 29 MW. . . . . V A6 Bränslemallen för det tredje provtagningstillfället då pannans nyttiga effekt var

ca 22 MW. . . . VI

peratur. . . .VIII A9 Kamerabild från värmekameran som användes vid bestämning av pannans yttem-

peratur. . . .VIII

Tabellista

1 Förhållandet mellan de vanligaste ämnena i torr luft [21]. . . . . 10 2 Ett urval av resultaten från bränsleanalysen för respektive provtagningstillfälle. 29 3 Resultatet från askanalysen. Tabellen visar andelen oförbränt i den fasta resten

för respektive provtagningstillfälle. . . . 29 4 Luft- och rökgasanalysen. . . . 30 5 Förlustfaktorerna för respektive tillfälle samt pannverkningsgrad och massflöde. 30 6 Resultatet av de två olika metoderna för beräkningen av strålnings- och kon-

vektionsförluster. . . . 30 7 Potentiell årlig besparing i SEK och MWh om andelen oförbränt i askan skulle

kunna minskas till 5 %. . . . . 34

Inledning Michaela Wallin

1 Inledning

Att miljön och klimatet påverkas negativt av oss människor idag råder det inga tvivel kring.

Under det senaste århundradet har jordens medeltemperatur ökat med nästan 1 ^◦ C vilket på- verkar bland annat haven, isarna och luften. Enligt FNs klimatpanel IPCC ligger människorna bakom merparten av den globala temperaturökningen sedan mitten på 1900-talet [1]. Ett steg i att förändra detta är FNs klimatavtal COP21 där länderna enades om ett nytt globalt kli- matavtal gällande en global temperaturökning väl under 2 ^◦ C under 2000 talet från och med år 2020. För att nå det målet krävs en trendbrytning för den globala temperaturökningen så fort som möjligt. Två viktiga steg i omställningen är bland annat minskade koldioxidutsläpp och ökad användning av förnybara energikällor [1, 2].

Sverige har kommit en bra bit på vägen i och med fjärrvärmesektorns utbyggnad under de se- naste årtiondena. Under 1970-talet då fjärrvärmen expanderade kraftigt i Sverige kan en tydlig korrelation ses med minskade utsläpp och luftföroreningar. Genom att flytta värmeproduktio- nen till en större anläggning gavs möjlighet till en mer kontrollerad och effektiv produktion med större möjlighet till rökgasrening än vad enskild värmeproduktion med exempelvis olje- pannor i fastigheterna har möjlighet till [3].

Enligt Svensk Fjärrvärme bidrar fjärrvärmen till ett hållbart samhälle genom att hushålla med jordens egna resurser och använda energiåtervinning i största möjliga mån. Förbudet mot att lägga brännbart avfall på deponi i Sverige gör att fjärrvärmesektorn kan återvinna den energin på ett kontrollerat sätt i kraftvärmeanläggningar. Även biobränsle och skogsav- fall är en stor energikälla för fjärrvärmeproduktion. Andelen fossilt i kraftvärmeanläggningar har minskat stadigt sedan 1980 talet och trenden fortsätter. Den totala tillförda energin för fjärrvärmeproduktionen under år 2015 kan ses i Fig.(1) [4].

Fig. 1 – Tillförd energi till fjärrvärmesektorn år 2015. Den största andelen är återvunnen

energi, följd av förnybara bränslen.

Statistik från Energiföretagen som är en branschorganisation bildat av Svensk Fjärrvärme och Svensk Energi, visar att ca 90 % av Sveriges flerbostadshus värms upp med fjärrvärme och en nästan lika stor andel lokaler. Genom distributionsnät finns möjlighet att nå ut till många kunder och en stor del av tätorterna. I takt med att städerna växer finns stor potential för fjärrvärmebranschen att växa och bidra till ett bättre klimat samt mer hållbara samhällen [3, 5].

Fjärrvärmen i Sverige ligger långt fram i utvecklingen och många andra länder har mycket att lära och ta efter. Sverige är bäst i världen på att använda industriell spillvärme, både primär spillvärme som kan ledas direkt ut på fjärrvärmenätet och sekundär spillvärme där temperaturen höjs med hjälp av värmepumpar innan den distribueras vidare [6]. Fortfarande finns mycket värme från industrier och framställningsprocesser som kan tas till vara på mer effektiva sätt [3].

1.1 Bakgrund

Umeå Energi är det lokala el- och fjärrvärmeföretaget i Umeå och är helägt av Umeå kommun- företag, ett dotterbolag till Umeå Kommun. De är uppdelade på fyra affärsområden; elnät, elhandel, värme och bredband, och har ca 390 anställda totalt. Dåvanmyrans kraftvärmeverk utgör grunden i Umeå Energis värmeproduktion med en installerad värmeeffekt på 130 MW fördelat på en avfallseldad rosterpanna (55 MW) och en biobränsleeldad fluidbädd (75 MW).

Vid kalla vinterdagar eller då det av annan anledning behövs mer effekt på fjärrvärmenätet finns ett antal pannor för spetslast runt om i kommunen [7].

Ålidhems värmeverk består av sex stycken spetslastpannor, varav två stycken drivs på biobräns- le. Dessa pannor, panna 6 (P6) och panna 7 (P7) tas i drift vid temperaturer under ca -5 ^◦ C eller då det av annan anledning behövs mer effekt på fjärrvärmenätet. Utöver dessa finns tre oljepannor och en elpanna som snabbt kan tas i drift vid oförutsägbara händelser eller kallare väder.

Panna 6 på Ålidhems värmeverk eldas idag på fin och torr stamvedsflis men kontinuerliga mätningar har visat på några oönskade driftegenskaper. Problemen har främst varit att det är väldigt höga nivåer av kolmonoxid (CO) i rökgaserna samt en stor andel oförbränt i askan.

I dagsläget beräknas pannans verkningsgrad på månadsbasis med den direkta metoden för verkningsgradsberäkningar, men eftersom den inte är i drift kontinuerligt kan verkningsgraden variera stort från månad till månad. Detta gör det svårt att identifiera varifrån dessa oönskade driftegenskaper kommer. För att få en noggrannare bild av pannans verkningsgrad vid olika laster har verkningsgradsberäkningar med den indirekta metoden genomförts vid olika lastfall.

Vidare har de kända driftproblemen utretts där resultaten från verkningsgradsberäkningarna

använts som stöd.

Inledning Michaela Wallin

1.2 Syfte och mål

Syftet med detta arbete är att hjälpa Umeå Energi att få en bättre överblick över driften på panna 6 samt att förbättra dess bränsleekonomi och driftparametrar. Målet är att genom verkningsgradsberäkningar identifiera och undersöka de driftparametrar som i dagsläget inte är optimala, samt ge förslag på eventuella åtgärder. De uppsatta målen för projektet kan sammanfattas till att

• Beräkna pannverkningsgraden för olika bränslen och lastfall.

• Identifiera och undersöka orsaken till de höga nivåerna av CO i rökgaserna samt den stora andelen oförbränt i askan.

• Utreda och ge eventuella åtgärdsförslag.

1.3 Tidigare arbeten

Tidigare studier och examensarbeten har gjorts i samarbete med Umeå Energi för att utreda och optimera driften på deras anläggningar. Exempelvis har tidigare examensarbeten gjorts där verkningsgraden har bestämts för andra pannor på Umeå Energis anläggningar [8, 9]. En utredning kring lönsamheten med att installera en gemensam rökgaskondensering för panna 6 och panna 7 på Ålidhems värmeverk har också gjorts vid ett tidigare examensarbete [10].

Resultatet visade att det inte var lönsamt med tanke på pannornas låga årliga drifttider, och

därför kommer det alternativet inte att utredas i detta arbete.

2 Systembeskrivning

På Ålidhems värmeverk finns som tidigare nämnt två biobränslepannor, tre oljepannor och en elpanna. Tillsammans har dessa en installerad effekt på ca 200 MW och är således Umeå Energis största anläggning sett till installerad effekt. Panna 6 är en hetvattenpanna, vilket betyder att ingen turbin för elproduktion finns installerad, och den har en maximal nyttig effekt vid biobränsleeldning på 32 MW och vid oljeeldning på 35 MW. Pannans olika delsystem kommer att förklaras i detta avsnitt för att få en bättre överblick och förståelse för hela systemet. En översiktlig principskiss över pannan kan ses i Fig.(2) och den är hämtad från Umeå Energis interna dokument.

Fig. 2 – Principskiss över panna 6.

2.1 Bränsle

Pannan körs idag på fin och torr flis som bränsle. Stamved flisas ner till mindre homogena

bitar som sedan lagras på Umeå Energis bränslelager på Dåvamyran innan det transporteras till

Ålidhems värmeverk. Pannan konstruerades år 1982 som en oljepanna, men byggdes sedan om

för biobränsleeldning år 1993. Under årens gång har ett antal olika bränslen testats i pannan,

bland annat kördes pannan på torv under en period, men resultatet var inte helt lyckat. Därför

togs beslut om att enbart köra pannan på fint flisad stamved i slutet på 2000-talet.

Systembeskrivning Michaela Wallin

På Ålidhems värmeverk lastas bränslet av i två tippfickor i den så kallade flisladan. Sedan transporteras det via matarskruvar till ett transportband där en elevator fördelar bränslet i två lagringssilo. Därifrån finns ytterligare transportband för vidare transport in till pannhuset vid panna 6. Det finns också möjlighet att transportera bränslet vidare till panna 7 på ytterligare ett transportband via en omfördelare. Bränslet som ska till panna 6 lagras sedan i en buffertsilo för fastbränsleinmatning precis intill pannan. Via matarskruvar fördelas bränslet sedan jämt till pannan genom ett bränslestup.

2.2 Pannan

Rosten är den anordning som bär bränslet och där primärluft kan passera underifrån. Den är uppbyggd av flera järnstavar med små hålrum mellan varandra för att klara höga temperaturer och för att släppa igenom primärluften. Det finns flera olika typer av roster, både fasta och rörliga. En av den vanligaste modellen är snedrost, vilken är den installerade rosten i panna 6. Bränslet förs nedåt längs rosten eftersom det förbränns genom att stavarna flyttar bränslet framåt på rosten. Bränslet matas in via ett bränslestup, och en matarfunktion, så kallad pusher, för bränslet framåt. För att förhindra att eldstaden sprider sig till bränsleinmatningen finns också en avskiljare i form av ett spjäll i bränslestupet. Rosten består av tre stycken zoner;

första zonen där bränslet torkas, andra zonen där bränslet förgasas och flyktiga ämnen avgår i gasfas, och tredje zonen där största delen av förbränningen sker. En processbild över pannan kan ses i Fig.(3).

Fig. 3 – Processbild över pannan som bland annat inkluderar inmatningen, rosten och luftzoner.

Eftersom anläggningen ligger centralt och väldigt nära ett bostadsområde så fanns stora krav

på anläggningens storlek då den byggdes. Byggnaden fick endast vara fyra våningar hög,

vilket också begränsade måtten på eldstaden. Eftersom den först konstruerades för oljeeldning

var detta inte något stort problem, då oljepannor generellt inte behöver vara lika stora som

fastbränslepannor till ytan. När den sedan byggdes om för biobränsle är inte pannans mått optimala för att få en tillräcklig uppehållstid i pannan och säkerställa att alla partiklar hinner brinna färdigt innan de träffar en kall yta.

Vid uppstart av pannan eldas olja i två stycken oljebrännare. Det bränsle som då används är E01 som är en lättolja med låga ask- och svavelhalter, och det pumpas till brännarna från en oljecistern [11]. E01 används för att få upp ett drifttryck i domen och i pannsystemet samt för att få upp drifttemperaturen. När dessa värden har stabiliserats kan pannan börja matas med biobränsle.

2.3 Luft- och vattensystem

Luften till pannan förvärms i en luftförvärmare där den värmeväxlas med matarvattnet innan den tillförs pannan. Primärluften tillförs pannan underifrån genom kammare och behållare under rosten, och går att reglera för de olika zonerna. Sekundär- och tertiärluft tillförs pannan på olika ställen ovanför rosten. Detta är för att få en bra omblandning av bränslet och luften och på så sätt säkerställa en god förbränning.

Rökgasrecirkulering installerades på 90-talet då pannan kördes på torv. Syftet med detta var framförallt att minska utsläppen av NO _x och andelen oförbränt i rökgaserna. Då en del av rökgaserna återförs till pannan så kan temperaturen reduceras, och på så sätt kan NO _x ut- släppen minskas [12]. Samtidigt installerades också en ammoniakinsprutning (SNCR) och nya don för tillförsel av sekundärluft. Dessa var konstruerade för att skapa en virvel på luften som fördelade ammoniaken jämt över hela rosten. Varken rökgasrecirkuleringen eller ammoniakin- sprutningen används idag, men virvelkonstruktionen på sekundärluften är installerad och i bruk.

Alla pannor utom elpannan har ett gemensamt matarvattensystem och en gemensam matar- vattentank. Det gör att matarvattnet håller de andra pannorna varma så länge en av dem är i drift, vilket medför en snabbare uppstart. Vattnet på primärsidan, pannvattnet, cirkulerar genom pannan där det värms upp innan det värmeväxlas ut på fjärrvärmenätet dvs sekun- därsidan. Ovanför pannan sitter en ångdom där ånga som bildats i panntuberna kan avskiljas från vattnet. Detta görs för att ingen ånga ska finnas i vattnet på primärsidan då det passerar värmeväxlaren.

Den inkommande returledningen på sekundärsidan förvärms i ekonomisern och förs sedan tillbaka till returledningen innan det värmeväxlas mot pannvattnet. Innan pannvattnet vär- meväxlas mot sekundärkretsen så värmeväxlas det som tidigare nämnts mot luften i luftför- värmaren.

2.4 Rökgashantering

Den befintliga rökgasreningen på panna 6 består av ett elfilter. Ett elektriskt spänningsfält

skapas i filtret och rökgasen leds in mellan två elektroder. En negativ likspänning mellan

elektroderna joniserar partiklarna i rökgaserna och de fastnar på de positivt laddade utfäll-

ningselektroderna. Dessa kan sedan renas genom att skakas och stoftet samlas upp i behållare

under filtret [13]. Eftersom bränslet innehåller relativt lite svavel och halten svaveldioxid ligger

långt under gränsvärdet så behövs ingen våtskrubber för rening av svavelföreningar [14].

Systembeskrivning Michaela Wallin

Som tidigare nämnts i avsnitt 1.3 kring tidigare arbeten så finns ingen rökgaskondensering installerad på anläggningen.

2.5 Askutmatning

Den kvarvarande bottenaskan, även kallat slagg, efter den sista förbränningszonen matas ut

i ett vätskefyllt tråg, där det kyls för att eliminera risken för bränder i askutmatningen. Det

händer också att aska och partiklar faller ned i hålrummen mellan rosterstavarna, och dessa

samlas också upp i asktråget. Stoft och större partiklar som följer med rökgaserna avskiljs från

rökgasen och blandas i samma asktråg. Även de mindre partiklar som avskiljs i elfiltret blandas

med slagget och leds till samma utmatning. Utmatningen sker med transportskruvar som kyls

med vatten för att förhindra överhettning och eliminera brandrisker. Askmixen samlas upp i

en container innan den transporteras med lastbil till deponi.

3 Förbränning

Vid förbränning sker ett antal exoterma reaktioner, där värme avges när ett bränsle reagerar med syre och bildar en förbränningsprodukt. Det är alltså en oxidationsprocess där kemisk energi omvandlas till värme [15]. De vanligaste reaktionerna är att kolväten reagerar med syre och bildar i första hand koldioxid och vatten [16],

C + O ₂ → CO ₂

H 2 + ¹ / 2 O 2 → H ₂ O. (I)

Beroende på vilket bränsle som förbränns reagerar också andra ämnen med syre. Vid för- bränning av biobränslen reagerar svavel och kväve från bränslet med syre och bildar primärt svaveldioxid och kvävedioxid [16]. Detta sker enligt

S + O 2 → SO ₂

N ₂ + 2O ₂ → 2N O ₂ . (II)

Då det finns för lite syre i förbränningsluften bildas istället kolmonoxid enligt följande reaktion [17],

C + ¹ / 2 O 2 → CO. (III)

Sambandet mellan kolmonoxid, koldioxid och syre i rökgaserna kan ses i Fig.(4).

Fig. 4 – Förhållandet mellan CO, CO ₂ och O ₂ i rökgaserna vid förbränning. Den vertikala

streckade linjen visar det stökiometriska fallet då exakt mängd syre finns tillgängligt.

Förbränning Michaela Wallin

Reaktionerna som sker i (I),(II) och (III) är alla exoterma och avger värme vid förbränningspro- cessen. Förbränningsreaktionerna är alla beroende på temperaturen och den termodynamiska jämvikten, dvs entaplin hos reaktionen. Fig.(4) visar att i det stökiometriska fallet inte bildas någon kolmonoxid och att inget syre finns i rökgaserna. Höga halter av CO medför en ofull- ständig förbränning vilket betyder att ett maximalt energiutbyte inte kan uppnås. I reaktion (I) då koldioxid bildas så frigörs 35 % mer energi än vid reaktion (III) då det är inte finns tillräckligt med syre och kolmonoxid istället bildas [18]. I förbränningsprocesser är det därför viktigt med lufttillförsel för att säkerställa en god förbränning [19].

För att uppnå en god förbränning finns tre viktiga parametrar som behöver vara uppfyllda;

tid, temperatur och turbulens. För att bränslet ska hinna förbrännas fullständigt måste uppe- hållstiden i pannan vara tillräckligt lång. Om den inte är tillräckligt lång så kommer partiklar inte att hinna brinna färdigt innan de träffar en kallare yta, och oförbränt material kommer att matas ut ur pannan. Detta kan i sin tur medföra stora bränsleförluster [19].

Temperaturen i pannan är också viktig för att uppnå en god förbränning. Beroende på vilket bränsle som eldas så bör temperaturen i pannan vara inom ett specifikt intervall. Det finns nackdelar både med att ha en för hög och för låg temperatur. Vid låga temperaturer bildas dioxiner, som är väldigt miljö- och hälsoskadliga och det finns risk för ofullständig förbränning.

Höga temperaturer kan ge höga halter NO _x , så kallat termiskt NO _x . Det är ett miljöbeskattat ämne som bidrar till försurade miljöer och det finns tydliga riktlinjer från naturvårdsverket angående NO _x utsläpp. Korrosion är ett annat problem som kan uppstå vid för höga tempe- raturer. Vid förbränning av biobränsle kan askans smälttemperatur vara relativt låg, vilket medför en risk för smältor som fastar på pannväggarna och bildar korrosion [19].

Den tredje parametern är turbulens, dvs lufttillförsel och omblandning. I en rosterpanna tillförs oftast tre olika luftflöden, primärluft under rosten, sekundär- och tetriärluft ovanför rosten.

Stökiometrisk förbränning innebär en fullständig förbränning där lufttillförseln exakt motsva- rar den teoretiska mängden som krävs. För stökiometrisk förbränning ska luftfaktorn, m, vara exakt ett. Det betyder att all syre i luften oxideras i förbränningen och inget syre finns i rök- gaserna. Detta är aldrig fallet i verkligheten, då det kräver en optimal omblandning av luften och bränslet i pannan. Därför ligger luftfaktorn alltid strax över ett, och en viss mängd syre finns i rökgaserna. Ett för stort överskott av syre i rökgaserna är inte önskvärt då överflödet av syre inte oxideras, utan endast värms upp och orsakar värmeförluster. Det är också viktigt att ha en bra omblandning och rätt mängd syre i pannan för att alla partiklar behöver tillgång till syre för att förbrännas. Under förbränningen så bildar askan ett lager runt en partikel och för att bränslet innanför ska förbrännas krävs att syre kan nå in genom detta lager [19].

En annan viktig parameter vid förbränning är bränslets värmevärde. Det beskriver hur mycket

energi bränslet innehåller per kilo och det kan bestämmas på olika sätt beroende på om man

inkluderar den energi som kan utvinnas från fukten i bränslet, dvs kondenseringsvärmet. Det

effektiva värmevärdet är det som oftast används i Europa och då inkluderas inte kondense-

ringsvärmet. Det kalorimetriska värmevärdet däremot innefattar också den värme som kan

utvinnas genom kondensering av fukten i bränslet. Kondenseringsvärmet tas tillvara på då

anläggningen har en installerad rökgaskondensering, och ju högre fuktinnehållet i bränslet är,

desto mer kondenseringsvärme går att utvinna [20].

3.1 Luftbehov och rökgaser

För att beräkna pannverkningsgraden så behöver det stökiometriska luftbehovet bestämmas.

Dessa beräkningar kan med fördel göras i ett Excelark. För att beräkna hur många mol syre som behövs för att fullständigt förbränna ett bränsle så används luftens sammansättning och de reaktionsformler som sker vid förbränning av biobränsle, reaktionerna (I) och (II), som förklarades i det tidigare avsnittet om förbränning, se avsnitt 3. Luftens sammansättning kan ses i Tabell (1).

Tabell 1 – Förhållandet mellan de vanligaste ämnena i torr luft [21].

N ₂ O ₂ Ar CO ₂

Volymprocent [%] 78,09 20,95 0,93 0,03

För att tillsätta tillräckligt med syre till förbränningen så måste förhållandet mellan syret och övriga ämnen i luften vara känt. Luften antags vara en ideal gas, vilket betyder att volym- procent och molprocent är detsamma. Från Tabell (1) kan det då beräknas att på 1 mol O ₂ så tillkommer 3,77 mol av de övriga komponenterna i luften. Detta betyder att det behöver tillsättas 4,77 mol torr luft till förbränningen för att den ska innehålla 1 mol O ₂ . Med detta känt så kan det totala torra stökiometriska luftbehovet beskrivas enligt

l ot,T S =

 C

12, 01 + H

2 · 2, 02 − O 32 + S

32, 06



| {z }

Bränsle

· 

1 + 78, 09

20, 95 + 0, 93

20, 95 + 0, 03 20, 95



| {z }

Luft

, (1)

där den första parentesen representerar bränslets syrebehov vid stökiometrisk förbränning och den andra representerar förbränningsluftens andel som alltså kan ersättas med 4,77 [16].

C,H,O,S symboliserar de olika ämnenas massor (i gram) baserat på 1 kg torrt bränsle, och talen i nämnaren är molmassan för respektive ämne. Index o står för stökiometriskt, t står för torr luft och TS betyder att beräkningarna baseras på 1 kilo torrsubstans.

Den totala mängden torra rökgaser som bildas vid stökiometrisk förbränning kan beräknas på liknande sätt som luftbehovet, fast med produkterna från förbränningsreaktionerna inklude- rade,

g _{ot,T S} =  C

12, 01 + N

28, 01 + S 32, 06



+  C

12, 01 + H

2 · 2, 02 − O 32 + S

32, 06

 · 3, 77. (2)

I detta fall har den sista parentesen som representerar förbränningsluften ersatts med 3,77 eftersom att i det stökiometriska fallet inte finns något syre i rökgaserna utan allt har oxiderats vid förbränningen [16].

I det verkliga fallet är inte förbränningsluften helt torr, utan den innehåller en del vattenånga.

För att beräkna hur stor mängd fuktig luft som måste tillföras så kan fuktkvoten användas.

Förbränning Michaela Wallin

Den beskriver kvoten mellan fukten och de torra komponenterna i luften, och kan bestäm- mas utifrån luftens temperatur och relativa fuktighet. Det totala fuktiga luftbehovet kan då beräknas genom att multiplicera Ekv.(1) med fuktkvoten enligt

l _{o,T S} = l _{ot,T S} · (1 + Φ), (3)

där Φ motsvarar fuktkvoten [16].

Detsamma gäller för rökgasmängden, genom att multiplicera Ekv.(2) med fuktkvoten på lik- nande sätt som för luftmängden fås den totala mängden fuktiga rökgaser,

go, T S = C

12, 01 + N

28, 01 + S

32, 06 + H 2, 02

!

+ C

12, 01 + H 2 · 2, 02 − O

32 + S 32, 06

!

·3, 77·(1+Φ) (4)

I verkligheten går det dock inte att få exakt rätt mängd syre till pannan, utan ett visst överskott behövs för att säkerställa en fullständig förbränning [19]. Hur stort detta luftöverskott är kan bestämmas genom luftfaktorn, m, som definieras enligt kvoten mellan det verkliga luftbehovet och det teoretiska,

m = l T S

l o,T S

. (5)

Då det verkliga luftbehovet inte kan bestämmas såvida inte luftfaktorn är känd så behövs ett annat sätt för att beräkna denna. Vid stökiometrisk förbränning ska inget syreöverskott finnas i rökgaserna och genom att mäta halten syre i rökgaserna och jämföra med det stökiometriska fallet kan luftfaktorn beräknas. När extra luft tillsätts kommer rökgaserna att bli ’utspädda’

och luft som inte reagerat med något ämne under förbränningen kommer att passera rökgaska- nalen ut till skorstenen där den fortfarande innehåller ca 21 % syre. Ekvationen som beskriver halten O ₂ i rökgaserna lyder

[O 2 ] t = 0, 21 · (m − 1) · l ot

g ot + (m − 1) · l ot

, (6)

där [O ₂ ] t symboliserar halten syrgas i de torra rökgaserna [19]. Genom att lösa ut luftfaktorn ur Ekv.(6) fås följande uttryck

m = 1 + g _ot

l _ot · [O ₂ ] _t

0, 21 − [O ₂ ] _t . (7)

För att sedan bestämma det verkliga luftbehovet när luftöverskottet är känt kan l _{T S} lösas ut

ur Ekv.(5),

l _{T S} = m · l _{o,T S} (8) Den verkliga mängden torra respektive totala rökgaser kan då också bestämmas enligt

g _{t,T S} = g _{ot,T S} + l _{ot,T S} · (m − 1), (9)

respektive

g _{T S} = g _{o,T S} + l _{o,T S} · (m − 1). (10)

Verkningsgradsberäkningar Michaela Wallin

4 Verkningsgradsberäkningar

Verkningsgraden kan beskrivas som förhållandet mellan ett systems tillförda och nyttiggjorda energi [22]. I alla verkliga fall finns förluster mellan dessa, som innebär en sänkning av verk- ningsgraden. I detta fall avses pannverkningsgraden, dvs hur väl pannan kan omvandla den tillförda energin till värme. Ett annat mått är totalverkningsgrad, eller anläggningsverknings- grad, då avses också den nyttiggjorda energin från en eventuell installerad rökgaskondensering.

Då ingen rökgaskondensering finns på anläggningen beräknades endast pannverkningsgraden i detta arbete. En systemgräns för vilka komponenter som inkluderas i beräkningarna för pannverkningsgraden kan ses i Fig.(5)

Fig. 5 – En översiktlig principskiss över systemet kring panna 6. Systemgränsen för verkningsgradsberäkningarna motsvaras av det streckade området.

Som Fig.(5) visar så ingår bränslet, pannan, rökgasrening (elfilter), ekonomiser och skorstenen i systemgränsen. Även förbränningsluften och dess uppvärmning relativt 25 ^◦ C ingår i systemet.

Däremot innefattas inga förluster från värmeväxlaren mellan primär- och sekundärsidan, och

inte heller förluster från luftförvärmningen.

4.1 Direkt metod

Det enklaste sättet att beräkna verkningsgraden är genom den direkta metoden. Genom att jämföra den tillförda effekten med den nyttiga kan pannans direkta verkningsgrad beräknas enligt

η _direkt = Q ˙ _n Q ˙ t

, (11)

där ˙ Q _n är den nyttiga effekten och ˙ Q _t är den tillförda effekten [16]. Den nyttiga effekten kan beräknas enligt

Q ˙ _n = ˙ m _v · c _p,v · (T _ut − T _in ), (12) där det högra ledet avser hetvattnets krets, dvs matarvattnets flöde, specifika värmekapacitet samt temperaturer på vattnet in och ut ur pannan [16]. Den nyttiga effekten beräknas oftast genom interna datasystem på anläggningarna, och loggas med hög tidsupplösning. Den tillförda effekten däremot måste beräknas enligt

Q ˙ _t = ˙ m _{b,T S} ·

H _i,d − [F ] 1 − [F ] · r

!

+ l _{T S} · c _p,l · (T _l − 25)

!

+ P _hj , (13)

där ˙ m _{b,T S} är bränslets massflöde, H _i,d är bränslets effektiva värmevärde på torr basis, [F ] är fukthalten i bränslet, r är ångbildningsentalpin vid 25 ^◦ C, T _l är förbränningsluftens temperatur i ^◦ C och P _hj är hjälpeffekter från pumpar och fläktar [16]. Förbränningsluftens temperatur beräknas relativt 25 ^◦ C för att undvika säsongsvariationer i verkningsgraden [23].

Det kan vara svårt att beräkna verkningsgraden med den direkta metoden för biobränsleeldade pannor, främst på grund av svårigheten att bestämma bränslets massflöde. Även driveffekter från pumpar och fläktar kan vara svåra att uppskatta och mäta, då de oftast har väldigt liten påverkan, och försummas i de flesta fall [19].

Bränslets massflöde kan beräknas genom att kombinera de ovanstående ekvationerna, Ekv.(11), Ekv.(12) och Ekv.(13) enligt

˙

m _{b,T S} = Q ˙ _n

η _panna · 

H _i,d − _{1−[F ]} ^{[F ]} · r 

+ l _{T S} · c _p,l · (T _l − 25)

! + P _hj

. (14)

Verkningsgradsberäkningar Michaela Wallin

4.2 Indirekt metod

Den indirekta metoden för verkningsgradsberäkningar bygger på att bestämma de största förlusterna under förbränningen. Den energi som försvinner i dessa förluster kan sedan subtra- heras från en ideal verkningsgrad på 100 %. Den indirekta metoden kräver lite mer mätningar och analyser, men ger också ett mer noggrant resultat. En fullständig bränsleanalys med vär- mevärde, fukthalt, askhalt och sammansättning krävs, samt andel oförbränt i askan. Utöver det behöver emissionsparametrar i rökgaserna, temperaturer och luftflöden vara kända [19].

Värme kan gå förlorad från processen på många olika sätt, men det största förlusterna kom- mer att presenteras mer ingående i de kommande avsnitten och dessa kan delas in i följande grupper:

• Rökgasförluster

• Strålnings- och konvektionsförluster

• Förluster från oförbränt – Gasfas

– Fast rest

Pannans verkningsgrad med den indirekta metoden beräknas således enligt

η _indirekt = 1 − f _rg − f _{f r} − f _CO 1 + ^{Q ˙} _˙

Q

, (15)

där f _rg , f _{f r} och f _CO representerar förlustfaktorerna i rökgaserna och oförbränt i fast rest respektive gasfas. ˙ Q st är strålnings- och konvektionsförluster uttryckt i MW.

4.2.1 Rökgasförluster

Med rökgasförluster avses den värme som avges med rökgaserna ut ur skorstenen. Detta är nor- malt sett den enskilt största förlusten. Den relativa rökgasförlusten kan beräknas enligt

f rg = Q ˙ rg

Q ˙ _t = m ˙ b,T S · g _{T S} · c _p,rg · (T _rg − 25)

˙ m b,T S ·

H i,d − _{1−[F ]} ^{[F ]} · r

!

+ l T S · c _p,l · (T _l − 25)

! + P hj

, (16)

där effektförlusten från rökgaserna divideras med den tillförda effekten [16]. c _p,rg motsvaras av

rökgasernas specifika värmekapacitet och T _rg är temperaturen på rökgaserna. Bränslets mass-

flöde kan förkortas i denna ekvation, vilket gör det möjligt att beräkna förlustfaktorn utan

att känna till bränslets massflöde. För att undvika att verkningsgraden varierar under olika

årstider bestämdes referenstemperaturen för rökgaserna till 25 ^◦ C enligt den tyska standarden

DIN 1942 [24]. Tidigare användes utomhustemperaturen vid skorstenen som referenstempe-

ratur, men rökgasförlusterna hade då blivit mycket större på vintern jämfört med sommaren

[19].

4.2.2 Oförbränt i gasfas

Förluster från oförbränt bränsle i gasfas uppstår vid ofullständig förbränning. Det kan bero på en för liten tillgång på syre eller en dålig omblandning på luft och bränsle i pannan. Förlusten består främst av CO, men vätgas och andra kolväten kan förekomma i mindre halter, och är normalt sett relativt liten. För att förlusten ska bli betydande stor krävs CO-nivåer på över 1000 ppm, vilket är ca fem gånger högre än naturvårdsverkets riktlinjer för CO-utsläpp [25].

Förlusten från oförbränt i gasfas beräknas endast med CO-halten, och små mängder av andra ämnen försummas därmed. Den relativa förlusten kan skrivas som

f _CO = Q ˙ _CO

Q ˙ _t = m ˙ b,T S · g _{t,T S} · [CO] _t · H _i,CO

˙ m _{b,T S} ·

H _i,d − _{1−[F ]} ^{[F ]} · r

!

+ l T S · c _p,l · (T _l − 25)

! + P _hj

, (17)

där [CO] _t är halten kolmonoxid i rökgaserna och H _i,CO är värmevärdet för kolmonoxid [16].

Även i denna ekvation kan bränslets massflöde förkortas, och den relativa förlusten kan be- stämmas utan att massflödet är känt.

4.2.3 Oförbränt i fast rest

Förluster i fast rest består av oförbränt material i den fasta resten, dvs i bottenaskan, flygaskan och askan som avskiljs i rökgasreningen. En viss del oförbränt material hamnar normalt sett alltid i bottenaskan då det faller genom rosten eller matas ut. I rökgaserna förekommer en del partiklar som inte brunnit färdigt men som slocknar då de träffar en kall yta i rökgaskanalen.

Dessa avskiljs i reningen eller som flygaska och räknas också som oförbränt i fast rest. Beräk- ningarna innefattar den totala askmixen från hela pannan. Förlusten från oförbränt i fast rest kan beräknas enligt

f f r = Q ˙ _{f r}

Q ˙ t

=

˙

m

·[A]

1−[bb] · [bb] · H _i,bb

˙ m _{b,T S} ·

H _i,d − _{1−[F ]} ^{[F ]} · r

!

+ l _{T S} · c _p,l · (T _l − 25)

! + P _hj

, (18)

där [A] _{T S} är askhalten i bränslet, [bb] är andelen oförbränt i askan och H _i,bb är värmevärdet för det brännbara i askan [16]. Bränslemassflödet kan förkortas även i denna ekvation.

4.2.4 Strålning- och konvektionsförluster

Förluster från värmeöverförande ytor kan beräknas på flera olika sätt, däribland grafiskt och ex- perimentellt. Teorin kring dessa metoder kommer att beskrivas i de kommande avsnitten.

4.2.4.1 Grafisk lösning

Enligt de internationella standarder som finns för provtagning av verkningsgrad så rekommen-

deras det att använda en graf som är experimentellt framtagen för bestämning av strålnings-

Verkningsgradsberäkningar Michaela Wallin

och konvektionsförluster [23]. Denna förlust är ofta svår att uppskatta, eftersom pannans värmeläckande area är svår att bestämma. Dessutom kan det vara svårt att uppskatta en medeltemperatur, då skarvar och liknande ofta är mindre täta och mer värme kan tränga igenom. För att underlätta bestämningen av förlusten från ledning och strålning, har en ett antal pannor av olika design och bränsle studerats, och därefter har ett linjärt samband för förlusten tagits fram. Detta gjordes av den tyska standarden DIN 1942, men även den svens- ka/europeiska standarden rekommenderar att använda denna [23, 24]. Ekvationen för denna beskrivs enligt

Q ˙ st = C · ˙ Q max , (19)

där C är en konstant som är beroende på pannans design och bränsle och ˙ Q max är pannans maximala nyttiga effekt.

För att tydliggöra sambanden ytterligare så visas det linjära sambandet i Ekv.(19) med olika värden för konstanten C i Fig.(6).

Fig. 6 – Strålnings- och konvektionsförluster som funktion av pannans maximala nyttiga

effekt. Reproducerad från [23].

De olika linjerna visar vilken modell av panna som avses, linje 1 är för trä-, torv- och brun- kolsförbränning, linje 2 är för stenkolspannor och linje 3 är för olje- och gasbrännare. Det är pannans maximala nyttiga effekt som används för att beräkna strålnings- och konvektionsför- lusterna, oavsett vilken last pannan körs vid. Detta beror på att temperaturen på pannans ytor inte minskar nämnvärt även om pannan körs på dellast [23].

4.2.4.2 Experimentell lösning

Förluster från värmeöverförande ytor kan också beräknas med hjälp av ekvationer för strålning och konvektion om pannans ytarea, yttemperatur och lufthastighet intill pannan är kända.

Strålningsförlusterna från pannan kan då beräknas enligt

Q ˙ _st =  · σ · A _s · (T _s ⁴ − T _∞ ⁴ ), (20) där  är emissivitetskonstanten för materialet, σ är Stefan Boltzmanns konstant, A _s är ytarean och temperaturerna T _s respektive T _∞ är yttemperatur och omgivningstemperatur [26].

För att beräkna förluster via konvektion så måste det vara känt om det är naturlig eller for- cerad konvektion. För att bestämma detta kan kvoten mellan Grashoftalet och Reynoldstalet användas enligt

Naturlig konvektion : ^Gr

/ Re

>> 1 Forcerad konvektion : ^Gr

/ Re

<< 1 Kombinerad konvektion : ^Gr

/ Re

≈ 1.

(21)

Dessa är dimensionslösa parametrar och Grashoftalet beskriver den naturliga konvektionen och Reynoldstalet beskriver den forcerade. Dessa två är båda beroende av vilken geometri och orientering den värmeöverförande ytan har. På grund av detta kan en karaktäristisk längd för vardera geometri bestämmas. För en vertikal yta så är den karaktäristiska längden detsamma som dess höjd, och för en horisontell cylinder är det detsamma som dess diameter. För en horisontell vägg däremot är det densamma som dess ytarea dividerat på dess omkrets,

L _c,h = A s

ρ (22)

där ρ motsvarar omkretsen på den horisontella ytan och index h symboliserar en horison- tell vägg [26]. Grashoftalet och Reynoldstalet för de olika geometrierna beräknas därför en- ligt

Gr L = g · β · (T _s − T ∞ ) · L ³ _c

ν ² , (23)

Verkningsgradsberäkningar Michaela Wallin

där g är gravitationskonstanten, β är volymexpansionskoefficienten, vilken deifineras som (1/T _f ), och ν är den kinematiska viskositeten [26]. Reynoldstalet för de olika geometrierna beräknas enligt

Re _L = V · L _c

ν , (24)

där V är hastigheten på den intilliggande luften [26]. Genom att använda Ekv.(23) och Ekv.(24) i Ekv.(21) för de olika ytorna så kan konvektionstyp bestämmas.

I de flesta fall är naturlig konvektion det vanligaste för relativt stora värmeöverförande ytor.

Naturlig konvektion innebär att luften runt den värmeöverförande ytan inte forceras av någon yttre påverkan så som exempelvis fläktar. Den naturliga konvektionen sker genom att luften rör sig på grund av densitetsskillnader som uppstår då luften närmast ytan blir varm och rör sig uppåt och kall luft fylls på i lagret närmast [26].

Nusselttalet beskriver hur effektiv konvektionen är och kan definieras som ökningen av kon- vektiv värmeöverföring relativt konduktiv vid samma punkt [26]. Detta betyder att ett högre värde på Nusselttalet innebär mer effektiv konvektion. Nusselttalet är beroende på geometri och orientering, dvs den karaktäristiska längden, och Rayleightalet som i sin tur beskriver för- hållandet mellan densitetsskillnaderna och viskositetsskillnaderna. Rayleightalet kan beräknas genom att multiplicera Ekv.(23) med Prandtltalet enligt

Ra L = Gr L · P r = g · β · (T s − T ∞ ) · L ³ _c

ν ² · P r (25)

Då storleksordningen på Rayleightalet har bestämts med Ekv.(25) så kan Nusselttalet för respektive geometri bestämmas,

N u v = (

0, 852 + 0, 387 · Ra ^1/6 _L [1 + (0, 492/P r) ^9/16 ] ^8/27

) 2

N u _c = (

0, 6 + 0, 387 · Ra ^1/6 _L [1 + (0, 559/P r) ^9/16 ] ^8/27

) 2

N u _h,ovan = 0, 1 · Ra ^1/3 _L N u h,under = 0, 27 · Ra ^1/4 _L .

(26)

Index v representerar en vertikal vägg, c representerar en cylinderformad yta och h represen- terar en horisontell vägg ovan- och underifrån [26]. Då Nusseltalen är bestämda med Ekv.(26) så kan värmeövergångskoefficienten för respektive geometri bestämmas enligt

h = N u · k

L _c , (27)

där k är den termiska konduktiviteten. Slutligen beräknas konvektionsförlusterna med hjälp av Ekv.(27), ytarean samt de kända temperaturerna enligt

Q ˙ konv = h · A s · (T _s − T _∞ ). (28) 4.2.5 Övriga förluster

Andra förluster som kan vara av intresse är värmeförluster från slaggutmatning, förluster från bildning av NO _x eller SO _x , och förluster från kylning av olika komponenter. Vid slaggutmat- ningen sker alltid en viss förlust, då temperaturen på det utmatade slagget inte tas till vara på.

Denna förlust är störst i fluidbäddar, men finns till en viss del i biobränsleeldade rosterpannor också. Dock är den svår att beräkna då massflöde och temperatur på slagget är nödvändigt, och oftast är väldigt liten i förhållande till de övriga förlustfaktorerna. Detta gör att denna förlust så gott som alltid försummas [19].

På samma sätt som att reaktionen då CO bildas är en exoterm reaktion så är också reaktio- nerna då NO _x och SO _x bildas exoterma, se reaktion (II) och (III). Nivåerna av dessa ämnen är dock väldigt små i de flesta biobränsleeldade pannor idag, vilket gör att den också kan försummas [19].

Många komponenter kring pannan utsätts för väldigt höga temperaturer och brukar därför kylas med något köldmedium. Värmen från detta medium skulle kunna tas till vara på genom värmeväxling mot tex matarvattnet. Om detta inte görs så kan denna värme också ses som en förlust. Denna beräkning skulle kräva att väldigt många temperaturer och flöden bestämdes, och dessa är så gott som omöjliga att mäta. Storleksordningen på denna förlust är också väldigt liten jämfört med tex rökgasförlusten, vilket gör att även denna försummas [19].

På Ålidhems värmeverk tillämpas varmhållning som konserveringsmetod av pannorna då minst

en av pannorna med gemensamt matarvattensystem är i drift, se avsnitt 2.3. Det betyder att

ånga från pannan tas ut från domen och komprimeras innan den varmhåller de andra pannor-

na. Detta är möjligt på grund av det gemensamma matarvattensystemet med öppningsbara

ventiler. Detta medför också en energiförlust, då det krävs ett arbete för att komprimera

ångan. Denna förlust är väldigt svår att bestämma då inget flöde på ångan mäts, och varm-

hållningen inte sker kontinuerligt. Det finns möjlighet att med hjälp av antaganden uppskatta

energiförlusten från varmhållning, men i detta arbete har denna förlust försummats.

Provtagningar Michaela Wallin

5 Provtagningar

5.1 Förberedelser

För att eliminera så många risker som möjligt med provtagningarna gjordes en omfattande studie kring förberedelserna. Den svenska/europeiska standarden för verkningsgradsberäkning- ar i vattenrörspannor, SS-EN 12952-15, låg till grund för provtagningarna, och den tyska (DIN 1942) samt amerikanska standarden (ASME PTC 4-2008) användes som komplement. Tidigare liknande examensarbeten vid Umeå Energi har också används som stöd vid provtagningspla- neringen [8, 9].

Dessa standarder var eniga i att pannan bör ha nått jämviktsläge före och under provtagningar- na för att uppnå ett så säkert resultat som möjligt. Det innebär att de betydande parametrarna inte ska variera mer än ± 5 % av medelvärdet. Provtagningarna bör ha en varaktighet på minst fyra timmar för en rosterpanna för att få ett så pålitligt resultat som möjligt. Antalet prov- tagningar samt provtagningsintervall ska väljas så att ett representativt totalprov fås. Utifrån de riktlinjer som gavs i de standarder som låg till grund för provtagningen upprättades ett provtagningsschema, se Fig.(7) [23, 27].

Fig. 7 – Provtagningsschema för att underlätta provtagningarna. De gråa rutorna visar förslag då proverna kan tas med rätt intervall.

Bränsleproverna planerades att starta ungefär en och en halv timme innan askproverna. Detta valdes för att säkerställa att bränslet hinner passera genom systemet så att ett representativt askprov kunde tas. Tiden kan variera beroende på vilken effekt pannan körs vid, och var därför inte helt tidsbestämd innan. Det planerades att ta ca sex bränsle- respektive askprov samt mätningar av yttemperatur och luftflöde tre gånger per provtagningstillfälle. Tidsintervallet för provtagningarna planerades till 30 minuter.

En annan del i förberedelserna var att besöka anläggningen innan provtagningsdagarna för att få en bättre förståelse samt att titta vart de olika provtagningarna skulle ske. Provtagnings- luckor för bränsle- och askprover lokaliserades innan provtagningarna startade och lämpliga ställen för temperaturmätningar på pannväggarna valdes ut.

5.2 Utförande

Provtagningarna genomfördes under tre dagar då pannan kördes på olika laster och olika bräns-

len. Detta gjordes för att undersöka om det var någon skillnad på verkningsgraden då pannan

kördes på olika laster och olika bränslen, samt undersöka de driftparametrar som var av intres-

se för pannans drift och bränsleekonomi. Förutsättningarna vid de tre provtagningstillfällena

var följande:

1. Pannan kördes med en medeleffekt på ca 28 MW och träflis som bränsle.

2. Pannan kördes med en medeleffekt på ca 29 MW och träflis som grundbränsle med torvinblandning.

3. Pannan kördes med en medeleffekt på ca 22 MW och träflis som bränsle.

Bränsleprovtagningen startade först genom att ta ett prov vid fastbränsleinmatningen ur en buffertsilo dit bränslet transporteras från flisladan via ett transportband. Från denna silo matas bränslet direkt in i pannan. Genom att manuellt stoppa inmatningen kunde ett prov om ca 0,5-1 liter bränsle tas från silon med hjälp av en skyffel. Denna provtagningsplats valdes för att få en blandning av bränsle från de båda bränslebunkrarna i ladan. Detta upprepades ca fyra gånger för varje provtagning. Delproven samlades i en 5L hink som förslöts med lock för att förhindra avdunstning och föroreningar. En bild på provtagningsplatsen och träflisen kan ses i Fig.(8).

Fig. 8 – Provtagningsplatsen och en hink fylld med grundbränslet, dvs träflis.

Ungefär en och en halv timme efter det att provtagningen startade så togs det första askprovet.

En blandning av slagg, stoft och aska från elfiltret togs via en manöverlucka som var placerad

ovanför en container där askmixen tillslut samlades upp. Askan matades upp med hjälp av

en skraptransportör och även här användes en skyffel för att samla upp ca 0,5 liter aska

per tillfälle, och detta upprepades ca tre till fyra gånger per provtagningstillfälle. Delproven

samlades sedan upp i en 5L hink som förslöts med lock för att undvika att föroreningar och

fukt påverkade proverna. En bild på detta kan ses i Fig.(9).

Provtagningar Michaela Wallin

Fig. 9 – Provtagningsplatsen för askprov och en hink fylld med askmixen.

Tre gånger under varje provtagningstillfälle mättes yttemperaturen och lufthastigheten på och intill pannväggarna. Detta gjordes genom att använda en värmekamera och en anemometer.

Värmekameran som användes var en Testo 475 med ett temperaturintervall mellan 10-150 ^◦ C och modellen på anemometern var en Testo 440 med ett mätintervall på 0-10 m/s. Yttem- peraturen mättes genom att rikta kameran mot den valda ytan och läsa av på tillhörande temperaturskala. Kameran använder infraröd strålning för att mäta temperaturen, och det är därför viktigt att emissivitetskoefficienten, , uppskattades på rätt sätt. Enligt Testos egna tabell för värden på emissivitetkoefficienten för olika material och färger så kan den för en matt svartfärgad plåtyta antas vara =0,9, vilket också användes under provtagningarna. Medel- värdet för pannans yttemperatur på pannkroppen samt domen uppskattades till 55 ^◦ C utifrån mätningarna. Detta värde antogs för samtliga provtagningstillfällen, då yttemperaturen inte förändrades nämnvärt vid de olika lastfallen. Bilder från mätningarna med värmekameran kan ses i Appendix D.

Anemometern placerades parallellt med pannväggen då lufthastigheten mättes. Mätningarna gjordes på tre olika ställen intill pannan vid samma tillfällen som temperaturmätningarna och sedan beräknades ett medelvärde för varje provtagningstillfälle. Detta medelvärde uppskatta- des till 0,3 m/s för alla provtagningstillfällen.

Tidpunkterna för de olika provtagningstillfällena noterades för att kunna hämta loggad data

från anläggningen vid samma tidpunkt som provtagningarna genomfördes. Den loggade data

som var av intresse var bland annat rökgastemperatur, CO-halt, O ₂ -halt och pannans nyttiga

effekt under provtagningstillfällena.

5.3 Analys

Då provtagningarna var genomförda skickades bränsle- och askproverna på analys. Data från provtagningstillfällena analyserades också innan vidare beräkningar kunde genomföras. Dessa analyser förklaras mer ingående i kommande avsnitt.

5.3.1 Bränsleanalys

För att vidare kunna beräkna pannverkningsgraden så skickades bränslet på analys. Det som behövde bestämmas var bränslesammansättningen, fukt- och torrhalt samt värmevärde. För dessa analyser anlitades Bränslelaboratoriet AB i Umeå som är ackrediterade att utföra dessa analyser [28]. Bränsleanalysen är sedan nödvändig för vidare beräkningar på luft- och rök- gasmängder som i sin tur ligger till grund för verkningsgradsberäkningarna. De analyser som utfördes av Bränslelaboratoriet var

• Värmevärde (SS-EN 14918)

• Fukt- och torrhalt (SS-EN 14774-2)

• Askhalt (SS-EN 14775)

• Kol, väte och kväve (EN ISO 16948)

• Svavel (EN ISO 16948)

• Syre (Beräknat) 5.3.2 Askanalys

Askproverna skickades också på analys för att bestämma andelen oförbränt i askan. Det finns flera metoder för att bestämma andelen oförbränt, i detta fall bestämdes andelen oförbränt (Loss on Ignition) i askan, och metoden för att bestämma detta finns beskrivet i den svenska standarden SS 187187 [29]. Den oförbrända andelen i askan bestäms genom att låta askprovet hettas upp till 550 ^◦ C under en längre tid för att sedan jämföra viktskillnaderna innan och efter upphettningen [29]. Bränslelaboratoriet är också ackrediterade att utföra detta prov, så de anlitades även för detta.

5.3.3 Luft- och rökgasanalys

Under provtagningarna gjordes inga mätningar av rökgaserna, utan den datan samlades från Umeå Energis interna system som loggar dessa. Det som var av intresse för beräkningarna var diverse emissionsparametrar såsom CO och O ₂ , samt rökgastemperaturen och temperaturen på förbränningsluften. Pannans nyttiga effekt var också av intresse både för att se variationer samt för verkningsgradsberäkningarna. Denna data hade en tidsupplösning på 60 värden per timme, dvs ett värde per minut. Värdena omvandlades sedan till lämplig enhet för att genomföra beräkningarna på ett så enkelt sätt som möjligt. Den loggade data som var nödvändig för beräkningarna var

• Pannans nyttiga effekt, ˙ Q _n [MW]

• Rökgastemperatur [ ^◦ C]

• Temperatur på förbränningsluften [ ^◦ C]

• CO-halt i rökgaserna [ppm]

• O ₂ -halt i rökgaserna [%]

Utomhustemperaturen vid provtagningstillfällena hämtades från Umeå Universitet och Institu-

tionen för tillämpad fysik och elektroniks egen väderstation som finns placerad på campus och

Provtagningar Michaela Wallin

som ligger ca en kilometer från anläggningen. Tillsammans med den relativa luftfuktigheten så kunde luftens absoluta fuktighet, även kallad fuktkvot, bestämmas utifrån ett Mollierdiagram.

Detta finns bifogat i Appendix C . 5.4 Beräkningar

Då alla provtagningar och analyser hade genomförts så påbörjades verkningsgradsberäkning- arna. Till en början beräknades det stökiometriska luftbehovet och rökgasmängden baserat på 1 kg torrsubstans enligt Ekv.(1) och Ekv.(2). Med dessa mängder samt andelen syre i rök- gaserna bestämdes luftfaktorn enligt Ekv.(7). När luftöverskottet var känt så bestämdes det verkliga luftbehovet med Ekv.(8) och den totala och torra rökgasmängden enligt Ekv.(9) och Ekv.(10). Detta utfördes med hjälp av ett excelark designat för sådana beräkningar, och dessa kan ses i detalj för varje provtagningstillfälle i Appendix B.

Verkningsgraden beräknades med hjälp av den indirekta metoden, beskrivet i avsnitt 4.2.

Förlustfaktorerna för rökgasförluster och förluster från oförbränt material beräknades enligt Ekv.(16), Ekv.(17) och Ekv.(18). Pannans strålnings- och konvektionsförluster beräknades på två sätt, både utifrån grafen i Fig.(6) där värdet för pannans maximala effekt är 32 MW, och genom de mätningar som gjordes med värmekamera och lufthastighetsmätare. Genom att beräkna strålnings- och konvektionsförlusterna för respektive värmeöverförande yta med Ekv.(20) och Ekv.(28) och sedan addera detta kunde förlusterna bestämmas. För att beräk- na verkningsgraden med hjälp av den indirekta metoden enligt Ekv.(15) användes det högre värdet för värmestrålningsförlusten, samt de övriga beräknade förlustfaktorerna. Detta uppre- pades sedan för alla tre provtagningstillfällena. Då verkningsgraden hade bestämts så kunde bränsleflödet beräknas med hjälp av Ekv.(14). Även detta upprepades för vardera provtag- ningstillfälle.

5.5 Känslighetsanalys

För att undersöka hur stor påverkan de olika driftparametrarna hade på resultatet så gjordes

en känslighetsanalys. Detta innebar att rökgastemperaturen, andelen oförbränt i askan och

halten CO i rökgaserna varierades med ± 10 % av dess uppmätta värde för att sedan undersöka

hur stor påverkan det gav på slutresultatet, dvs pannverkningsgraden. Då CO-halten tidigare

varit problematisk så valdes den att varieras ytterligare för att få ett större perspektiv på dess

påverkan på pannverkningsgraden. Detta gör det också möjligt att identifiera vilka parametrar

som har störst påverkan på slutresultatet och vilka som behöver undersökas och optimeras

mer.

6 Utredning av driftparametrar

Då provtagningarna var genomförda började utredningen av de driftparametrar som inte har fungerat optimalt. Detta handlade i första hand om halten oförbränt i den fasta resten samt de höga nivåer av CO som uppmätts vid flertalet tillfällen. Tillvägagångssättet för dessa ut- redningar kommer att presenteras i kommande avsnitt.

6.1 Oförbränt i askan

Tidigare askanalyser som har utförts på pannan har visat höga halter av oförbränt i den fasta resten. Anledningen till detta kan bero på flera orsaker. Eftersom askproven vanligtvis tas från slutet av askutmatningen där all typ av aska har blandats så är det svårt att lokalisera orsaken till den höga andelen oförbränt. Några möjliga orsaker har utretts i detta arbete och kommer att presenteras i kommande avsnitt.

6.1.1 Utmatningsskruv under bränsleinmatningen

En trolig orsak till den höga halten oförbränt material är den utmatningsskruv som sitter un- der fastbränsleinmatningen och som matar oförbränd flis som blir kvar på pusherbordet direkt till utmatningstråget. Under pusherbordet sitter en utmatningsskruv som tar bort bränslet som blir kvar på pusherbordet så att pushern kan röra sig fritt. Detta samlas upp i en upp- samlingsficka och via rör och transportskruvar matas det till utmatningstråget. En skiss över bränsleinmatningen och hanteringen av utmatningsprodukterna kan ses i Fig.(10).

Fig. 10 – Principskiss över bränsleinmatningen och hanteringen av aska och slagg på

panna 6.