Kraftwerkstechnik: Zur Nutzung Fossiler, Nuklearer Und Regenerativer Energiequellen

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Author: Karl Strauß

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Karl Strauß Kraftwerkstechnik

Karl Strauß

Kraftwerkstechnik zur Nutzung fossiler, nuklearer und regenerativer Energiequellen

5., völlig aktualisierte und egänzte Auﬂage mit 230 Abbildungen

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Professor Dr.-Ing. Karl Strauß Universität Dortmund Fachbereich Bio- und Chemieingenieurwesen Emil-Figge-Str. 68 44221 Dortmund [email protected]

Bibliograﬁsche Information der Deutschen Bibliothek Die Deutsche Bibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliograﬁe; detaillierte bibliograﬁsche Daten sind im Internet über http://dnb.ddb.de abrufbar.

ISBN–10 3-540-29666-2 Berlin Heidelberg New York ISBN–13 978-3-540-29666-9 Berlin Heidelberg New York Dieses Werk ist urheberrechtlich geschützt. Die dadurch begründeten Rechte, insbesondere die der Übersetzung, des Nachdrucks, des Vortrags, der Entnahme von Abbildungen und Tabellen, der Funksendung, der Mikroverﬁlmung oder Vervielfältigung auf anderen Wegen und der Speicherung in Datenverarbeitungsanlagen, bleiben, auch bei nur auszugsweiser Verwertung, vorbehalten. Eine Vervielfältigung dieses Werkes oder von Teilen dieses Werkes ist auch im Einzelfall nur in den Grenzen der gesetzlichen Bestimmungen des Urheberrechtsgesetzes der Bundesrepublik Deutschland vom 9. September 1965 in der jeweils geltenden Fassung zulässig. Sie ist grundsätzlich vergütungspﬂichtig. Zuwiderhandlungen unterliegen den Strafbestimmungen des Urheberrechtsgesetzes. Springer ist ein Unternehmen von Springer Science+Business Media springer.de © Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2006 Printed in Germany Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Handelsnamen, Warenbezeichnungen usw. in diesem Buch berechtigt auch ohne besondere Kennzeichnung nicht zu der Annahme, dass solche Namen im Sinne der Warenzeichen- und Markenschutz-Gesetzgebung als frei zu betrachten wären und daher von jedermann benutzt werden dürften. Sollte in diesem Werk direkt oder indirekt auf Gesetze, Vorschriften oder Richtlinien (z. B. DIN, VDI, VDE) Bezug genommen oder aus ihnen zitiert worden sein, so kann der Verlag keine Gewähr für die Richtigkeit, Vollständigkeit oder Aktualität übernehmen. Es empﬁehlt sich, gegebenenfalls für die eigenen Arbeiten die vollständigen Vorschriften oder Richtlinien in der jeweils gültigen Fassung hinzuzuziehen. Umschlaggestaltung: medionet AG, Berlin Satz: Digitale Druckvorlagen des Autors Gedruckt auf säurefreiem Papier

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Meinen Enkeln Tim, Tadeus und Florian

Vorwort Motor des technischen Fortschritts und der Entwicklung des Wohlstandes in den Industriel¨ andern ist die elektrische Energie. Seit etwa 110 Jahren wird sie durch Energiewandlung in Kraftwerken zur allgemeinen Verwendung bereitgestellt. Der technische Fortschritt in dieser Zeitspanne kann wohl am deutlichsten anhand der Entwicklung des thermischen Kraftwerks dargestellt werden. Bei der ersten Anlage, die mit geringem Wirkungsgrad in New York einen Straßenblock mit elektrischem Licht versorgte, handelte es sich um einen kohlebefeuerten Kessel mit einer Dampfmaschine und einem Generator. Der Stand der Technik wird dagegen durch Kernkraftwerke mit einer Bruttoleistung von 1 300 MW charakterisiert, die durch die Ausnutzung aller physikalischen M¨ oglichkeiten der Energieumwandlung Strom in ein großes Verbundnetz liefern. Trotz des dadurch gekennzeichneten technischen Fortschritts ist die Ingenieurwissenschaft von der Energieumwandlung keineswegs konsolidiert. In der Folge großer Anstrengungen in Forschung und technischer Entwicklung ist das Fachgebiet vielmehr durch einen fortlaufenden Wandel gekennzeichnet. So wurden in den letzten 25 Jahren neuartige technische L¨osungen f¨ ur die Nutzung fossiler, nuklearer und auch regenerativer Energiequellen entwickelt. Als Beispiele sind zu nennen: die Wirbelschichtfeuerungen, die Kombikraftwerke mit Kohlevergasung, die Brennstoﬀzellen, die Solarzellen und gegenw¨artig die Renaissance der kohlegefeuerten Kraftwerke mit CO2 –Sequestrierung und das ITER Projekt f¨ ur den Fusionsreaktor. Das vorliegende Buch behandelt den heutigen Stand der Technik und weist auch auf zuk¨ unftige Entwicklungsm¨oglichkeiten hin. Zu diesem Zweck werden folgende Aspekte behandelt: • • • •

¨ Ubersicht u ugbaren Energiequellen, ¨ber die verf¨ Prinzipien zur Umwandlung der jeweiligen Prim¨arenergie in Strom, aus der Energieumwandlung resultierende Umweltbelastungen, Aussagen u ugbarkeit und Kosten. ¨ber Wirkungsgrade, Anlagenverf¨

Von anderen B¨ uchern unterscheidet sich das vorliegende insofern, als die Grundlagen zur Nutzung aller wesentlichen Energiequellen vorgestellt werden. Gem¨ aß der dominierenden Bedeutung fossiler Brennstoﬀe f¨ ur die Energiewirtschaft nimmt deren Nutzung allerdings einen großen Teil des Buches ein, aber auch hier wird der Gesamtprozeß der Energieumwandlung dargestellt. In den Text sind zahlreiche Beispiele nebst L¨ osungen eingearbeitet. Der Leser soll damit in den Stand versetzt werden, die Gr¨ oßenordnung von Energie- und Stoﬀstr¨ omen sowie die Abmessungen von Komponenten und Bauteilen abzusch¨ atzen. Ziel des Buches ist es, den Leser in die Lage zu versetzen, die M¨oglichkeitenen f¨ ur die Nutzung der verschiedenen Energiequellen zu beurteilen, den daf¨ ur notwendigen Aufwand abzusch¨ atzen und eventuell damit verbundene Risiken zu erkennen. Folglich wendet es sich haupts¨achlich an Studenten und

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in der Praxis t¨ atige Ingenieure der Energie- und Kraftwerkstechnik. Es ist aber auch f¨ ur technisch und naturwissenschaftlich vorgebildete Leser gedacht, ¨ die sich einen Uberblick u oglichkeiten der Energiebereitstellung mit ¨ber die M¨ Kraftwerken verschaﬀen wollen. In das Buch sind zahlreiche Erfahrungen eingegangen, die ich w¨ahrend meiner T¨ atigkeit in der Kraftwerksindustrie und durch die Zusammenarbeit mit Fachkollegen sammeln konnte. Mein Dank gilt in diesem Zusammenhang Herrn Rudolf Pich, der mir als Gesch¨ aftsf¨ uhrer der EVT (Energie- und Verfahrenstechnik GmbH) Gelegenheit gegeben hat, an interessanten Entwicklungen mitzuarbeiten und all meinen ehemaligen Kollegen, insbesondere den Herren Peter Fr¨ ohlich (EVT), Fritz L¨ aubli (Sulzer AG) und Joe Singer (Combustion Engineering Inc.). F¨ ur die vorliegende f¨ unfte Auﬂage wurden bekannt gewordene sachliche Unstimmigkeiten berichtigt und der gesamte Text aktualisiert. Weiter wurde der Abschnitt u ¨ber regenerative Energiequellen neu gestaltet und ein Abugt. schnitt u ¨ber die CO2 –Sequestrierung eingef¨ Bei der viel Sorgfalt erfordernden Bearbeitung des Buches wurde ich von meinen Mitarbeitern auf das Wirksamste unterst¨ utzt. Mein Dank gilt an erster Stelle Herrn Dr.-Ing. Christian Bergins, der bei der Fertigstellung der druckfertigen Vorlage eine große Hilfe war. Mein Dank geht an meine Frau Ursula Strauß, an Frau Dipl.-Ing. Bettina W¨ alter und an Frau Dipl.-Ing. Kerstin Heinen, die einen Großteil der Korrekturen gelesen haben. Ich weiß, wie sehr ich von Anregungen und Kommentaren meiner Mitarbeiter proﬁtiert habe; f¨ ur verbliebene Schw¨ achen bin ich aber selbst verantwortlich. Gerne werde ich Vorschl¨ age von interessierter Seite bei zuk¨ unftigen Auflagen ber¨ ucksichtigen. Dortmund, im Fr¨ uhjahr 2006

Karl Strauß

Inhaltsverzeichnis

Teil I Grundlagen 1

Einf¨ uhrung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1 Erscheinungsformen von Energie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2 Energiestr¨ ome auf der Erde . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.2 Das Energiesystem Erde . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.3 Kohlendioxidemission, Auswirkungen auf das Klima . . . 1.3 Kraftwerke und Umwelt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.4 Energieumwandlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.5 Energieverbrauch bei der Energiegewinnung . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.6 Das Verbundnetz, Anforderungen an Kraftwerke . . . . . . . . . . . . . 1.7 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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Energiequellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.1 Energiequellen und deren Bewertung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2 Fossile Brennstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.2 Kohlen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.3 Erd¨ ol . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.4 Erdgas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.5 Umweltbelastung durch die Nutzung fossiler Brennstoﬀe 2.3 Nukleare Brennstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.2 Ressourcen an Kernbrennstoﬀen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.3 Brennstoﬀkreislauf f¨ ur Leichtwasserreaktoren . . . . . . . . . 2.3.4 Umweltbelastungen durch die Nutzung der Kernenergie 2.4 Geothermie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.1 Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.2 Umweltbelastungen durch die Nutzung der Erdw¨arme . .

31 31 34 34 35 40 42 43 47 47 47 49 51 51 51 55

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Inhaltsverzeichnis

2.5 Sonnenenergie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.1 Sonnenenergie und umgewandelte Energieformen . . . . . . 2.5.2 Umweltbelastungen durch die Nutzung von Wind und Sonne . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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Umwandlung von W¨ arme in Arbeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2 Der Dampfkraftprozeß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.1 Der ideale Clausius-Rankine-Prozeß . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.2 Irreversible Zustands¨ anderungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3 Maßnahmen zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades 3.3.1 Grunds¨ atzliche Gesichtspunkte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.2 Erh¨ ohung des Frischdampfzustandes . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.3 Zwischen¨ uberhitzung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.4 Regenerative Speisewasservorw¨armung . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.5 Einﬂuß des Kondensatordruckes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.6 Kraft-W¨ arme-Kopplung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4 Kreisprozesse mit homogenen Medien – Gasturbinenprozeß . . . 3.4.1 Der Joule-Prozeß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4.2 Verbesserungsm¨ oglichkeiten f¨ ur den Joule-Prozeß . . . . . . 3.4.3 Sonderformen des Gasturbinenprozesses . . . . . . . . . . . . . . 3.5 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

63 63 67 67 71 74 74 74 75 79 83 84 85 85 88 92 93 94

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Teil II Nutzung fossiler Brennstoﬀe 4

Dampfkraftwerke . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97 4.1 Bedeutung und Entwicklung der Dampfkraftwerke . . . . . . . . . . . 97 4.2 Stoﬀ- und Energiestr¨ ome in einem Dampfkraftwerk . . . . . . . . . . 99 4.3 Aufbau eines Kraftwerksblocks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101 4.3.1 Aufgabenstellung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101 4.3.2 Gesamtanordnung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102 4.3.3 Ausf¨ uhrungsbeispiel eines Dampfkraftprozesses . . . . . . . . 104 4.4 Realisierung und Kosten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106 4.5 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

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Grundlagen der Verbrennungstechnik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111 5.1 Begriﬀe und Deﬁnitionen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111 5.2 Energiebilanz der Verbrennung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113 5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113 5.3.1 Elementare Verbrennungsrechnung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

Inhaltsverzeichnis

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5.3.2 Statistische Verbrennungsrechnung . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118 5.3.3 Rauchgaszusammensetzung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120 5.3.4 Stoﬀdaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 5.4 Anmerkungen zum Verbrennungsablauf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125 5.5 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130 6

Feuerungssysteme und -anlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131 6.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131 6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133 6.2.1 Rostfeuerungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133 6.2.2 Staubfeuerungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139 6.2.3 Wirbelschichtfeuerungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169 ¨ und Gas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179 6.3 Feuerungssysteme f¨ ur Ol 6.3.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179 6.3.2 Zerst¨ aubung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 180 ¨ und Gasfeuerungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181 6.3.3 Brenner f¨ ur Ol6.4 Verluste bei der Verbrennung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182 6.5 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184

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Dampferzeuger . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185 7.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185 7.2 Dampferzeugersysteme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 186 7.2.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 186 7.2.2 Naturumlauf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 186 7.2.3 Zwangumlauf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193 7.2.4 Zwangdurchlauf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194 7.2.5 Zwangdurchlauf mit Vollastumw¨alzung . . . . . . . . . . . . . . . 199 7.3 Der Verdampfungsprozeß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200 7.3.1 Str¨ omungsformen und W¨ arme¨ ubergang in den Verdampferrohren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200 7.3.2 Durchﬂuß und Massenstromdichte im Verdampfer . . . . . 205 7.3.3 Wasser/Dampftrennung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 207 7.4 Konvektivheizﬂ¨ achen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212 7.4.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212 7.4.2 W¨ arme¨ ubergang . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 213 7.4.3 Rohrwandtemperaturen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 215 ¨ 7.4.4 Uberhitzer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 216 7.4.5 Zwischen¨ uberhitzer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 219 ¨ 7.5 Uberhitzeranordnung und Kesselbauart . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 221 7.6 Wirkungsgrad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 224 7.6.1 Begriﬀsbestimmungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 225 7.6.2 W¨ armetechnische Auslegung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 229 7.7 Regelung von Dampferzeugeranlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 230

XII

Inhaltsverzeichnis

7.7.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 230 7.7.2 Das Mehrgr¨ oßensystem Zwangdurchlaufdampferzeuger . 231 7.7.3 Dampftemperaturregelung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 235 7.7.4 Besonderheiten beim Trommelkessel . . . . . . . . . . . . . . . . . 237 7.7.5 Andere Dampferzeuger-Regelkreise . . . . . . . . . . . . . . . . . . 238 7.8 Festigkeitsberechnung von Druckteilen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 238 7.8.1 Werkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 238 7.8.2 Festigkeitsnachweis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 241 7.8.3 W¨ armespannungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 243 7.9 Speisewasser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 248 7.10 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 251 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 252 8

Dampfturbinen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 255 8.1 Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 255 8.2 Elementare Theorie axialer Str¨ omungsmaschinen . . . . . . . . . . . . 257 8.3 Optimale Geschwindigkeitsverh¨ altnisse, Stufenzahl . . . . . . . . . . . 264 8.4 Verluste und Wirkungsgrad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 266 8.5 Betriebsweise und Regelung von Dampfturbinen . . . . . . . . . . . . . 267 8.5.1 Festdruckbetrieb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 268 8.5.2 Gleitdruckbetrieb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 270 8.5.3 Modiﬁzierter Gleitdruck . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 270 8.6 Aufbau einer Dampfturbine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 270 8.7 Sicherheitseinrichtungen, Umleitstation, Anfahren . . . . . . . . . . . 273 8.8 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 276 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 276

9

K¨ uhlsystem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 277 9.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 277 9.2 Systemaufbau einer Kondensatoranlage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 278 9.3 Kondensatorbauarten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 279 9.3.1 Mischkondensatoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 279 9.3.2 Oberﬂ¨ achenkondensatoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 281 9.4 R¨ uckk¨ uhlanlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284 9.4.1 Ablaufk¨ uhlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284 9.4.2 Kreislaufk¨ uhlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 288 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 289

10 Speisewasserversorgung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 291 10.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 291 10.2 Mischvorw¨ armer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 293 10.2.1 Speisewasserbeh¨ alter und Entgaser . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294 10.3 Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294 10.4 Speisepumpen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 296 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 297

Inhaltsverzeichnis

XIII

11 Rauchgasreinigung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299 11.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299 11.2 Entstaubung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299 11.2.1 Kennzeichnung des Flugstaubes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299 11.2.2 Entstaubungssysteme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 300 11.3 Entschwefelung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 304 11.4 Stickoxidreduktion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 308 11.5 Entsorgung der R¨ uckst¨ ande . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 310 11.6 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 310 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 310 12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken . . . . . . . 311 12.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 311 12.2 Modellbildung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 313 12.2.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 313 12.2.2 κD -Theorie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 313 12.2.3 Kesselmodelle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 318 12.2.4 Modell des Dampferzeugers mit Turbogruppe . . . . . . . . . 325 12.3 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 328 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 329 13 Das letzte Problem fossil gefeuerter Kraftwerke: CO2 – Sequestrierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 331 13.1 Die neue Aufgabe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 331 13.2 CO2 –Abscheidung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 332 13.2.1 Abscheideanlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 332 13.2.2 Verbrennung in O2 /CO2 –Atmosph¨are . . . . . . . . . . . . . . . . 334 13.2.3 Brennstoﬀumwandlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 335 13.3 Transport, Speicherung, Risiken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 336 13.4 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 337 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 338 14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 339 14.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 339 14.1.1 Kohlevergasung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 340 14.1.2 Aufbau einer Gasturbine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 345 14.2 Kombinierte Kraftwerksprozesse mit Gas- und Dampfturbinen 349 14.2.1 Gas- und Dampfturbinenprozeß mit nichtbefeuertem Abhitzekessel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 349 14.3 Kombikraftwerke mit aufgeladener Feuerung und Heißgasreinigung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 357 14.3.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 357 14.3.2 Anlagen mit aufgeladener Wirbelschicht . . . . . . . . . . . . . . 359 14.3.3 Anlagen mit aufgeladenen Staubfeuerungen . . . . . . . . . . . 359

XIV

Inhaltsverzeichnis

14.4 Andere Vorschaltprozesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 361 14.4.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 361 14.4.2 Zweistoﬀ-Kraftwerksprozesse mit Kalium und Wasser . . 361 14.5 Energiespeicherung mit Luftspeicher-Gasturbinenkraftwerken . 363 14.6 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 365 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 365 15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe . . . . . 367 15.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 367 15.2 Brennstoﬀzellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 367 15.2.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 367 15.2.2 Thermodynamik der Brennstoﬀzelle . . . . . . . . . . . . . . . . . 369 15.2.3 Typenvielfalt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 374 15.2.4 Aufbau eines Brennstoﬀzellenkraftwerks . . . . . . . . . . . . . . 378 15.2.5 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 379 15.3 Magnetohydrodynamische Energiewandler . . . . . . . . . . . . . . . . . . 380 15.3.1 Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 380 15.3.2 MHD-Kraftwerke . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 385 15.3.3 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 387 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 388 Teil III Nutzung nuklearer und regenerativer Energien 16 Kernspaltung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 391 16.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 391 16.2 Physikalische Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 391 16.2.1 Kettenreaktion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 397 16.2.2 Spaltreaktionen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 398 16.2.3 Nachw¨ arme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 407 16.2.4 Konversion und Br¨ uten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 408 16.3 Aufbau von Kernreaktoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 409 16.3.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 409 16.3.2 Klassiﬁzierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 410 16.4 Grundz¨ uge der Reaktorw¨ armetechnik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 412 16.4.1 Leistungsdichte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 412 16.4.2 Druckwasserreaktor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 416 16.4.3 Siedewasserreaktor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 418 16.4.4 Brutreaktoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 420 16.4.5 Hochtemperaturreaktoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 422 16.5 Entsorgung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 424 16.6 Sicherheit und Risiken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 425 16.6.1 Vorbemerkung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 425 16.6.2 Reaktorsicherheit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 425 16.7 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 429

Inhaltsverzeichnis

XV

Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 430 17 Kernfusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 431 17.1 Vorbemerkung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 431 17.2 Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 431 17.3 Fusionsreaktoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 434 17.3.1 Magnetischer Einschluß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 435 17.3.2 Tr¨ agheitseinschluß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 441 17.4 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 442 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 442 18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 445 18.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 445 18.2 Wasserkraft . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 446 18.2.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 446 18.2.2 Laufwasserkraftwerke und Speicherkraftwerke . . . . . . . . . 447 18.2.3 Gezeitenkraftwerke . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 452 18.2.4 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 455 18.3 Sonnenenergie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 456 18.3.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 456 18.3.2 W¨ armetransport durch Strahlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 461 18.3.3 Technische Nutzung der Sonnenenergie . . . . . . . . . . . . . . . 464 18.3.4 Thermische Solarkraftwerke . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 469 18.3.5 Photovoltaische Energieumwandlung . . . . . . . . . . . . . . . . . 472 18.3.6 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 480 18.4 Windenergie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 481 18.4.1 Allgemeines . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 481 18.4.2 Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 482 18.4.3 Windenergienutzung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 485 18.4.4 Betrieb von Windanlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 489 18.4.5 Aufwindkraftwerk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 490 18.4.6 Fazit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 492 18.5 Folgerungen f¨ ur die Nutzung regenerativer Energiequellen . . . . 493 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 493 Teil IV Zukunftsperspektiven 19 Status unserer Energieversorgung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 497 19.1 Gegenw¨ artiger Stand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 497 19.1.1 Bev¨ olkerungsexplosion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 499 19.1.2 Warum verbrauchen moderne Gesellschaften soviel Energie? . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 499 19.1.3 Die fossilen Energiequellen gehen ihrer Ersch¨opfung entgegen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 501

XVI

Inhaltsverzeichnis

19.1.4 Gibt es Ersatz f¨ ur die fossilen Energiequellen? . . . . . . . . . 502 19.2 M¨ ogliche Entwicklungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 505 Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 508 A

Anhang . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 509 A.1 h,s-Diagramm f¨ ur Wasser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 510 A.2 h,p-Diagramm f¨ ur Wasser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 511 A.3 T ,s-Diagramm f¨ ur Wasser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 512 A.4 Dezimalfaktoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 513 A.5 Physikalische Konstanten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 513 A.6 Einheiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 514 A.6.1 Basiseinheiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 514 A.6.2 Abgeleitete Einheiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 514

Sachverzeichnis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 515

Teil I

Grundlagen

1 Einfu ¨ hrung

1.1 Erscheinungsformen von Energie Energie ist f¨ ur uns ein so vertrautes Wort, daß wir nicht mehr daran denken, wie schwierig es ist, seine Bedeutung zu deﬁnieren. Der Begriﬀ Energie wurde Anfang des 19. Jahrhunderts eingef¨ uhrt, um eine Reihe von scheinbar unzusammenh¨ angenden Erscheinungen einer gemeinsamen Beschreibung und quantitativen Berechnung zug¨ anglich zu machen. Die Gr¨oße Energie ist dabei so konzipiert, daß f¨ ur sie ein Erhaltungssatz gilt: Energie kann weder erzeugt noch vernichtet werden. Dies ist auch der Inhalt des 1. Hauptsatzes der Thermodynamik1 , der wie folgt deﬁniert werden kann: Die Energie eines adiabat abgeschlossenen Systems ist konstant. Unter einem System verstehen wir eine Anordnung von miteinander in Wechselwirkung stehenden Elementen, die mittels stichhaltiger Kriterien eindeutig von ihrer Umgebung abgrenzbar sind und vollst¨andig von einer Fl¨ache umschlossen werden k¨ onnen. Ein System heißt oﬀen, abgeschlossen oder adiabat abgeschlossen, je nachdem ob u ¨ber die Systemgrenzen Materie und Energie, nur Energie oder weder Materie noch Energie str¨omen kann.2 Innerhalb eines adiabat abgeschlossenen Systems kann demnach Energie nur umgewandelt, u ¨bertragen oder ausgetauscht werden. Im Verlauf solcher Umwandlungs- oder Austauschprozesse tritt Energie in unterschiedlichen Formen auf. 1

2

Die Thermodynamik ist die Lehre von den Energieformen und Energieumwandlungen. Sie nahm im 19. Jahrhundert ihren Ausgang von der Frage nach der Existenz prinzipieller Grenzen f¨ ur die Umwandlung von W¨ arme in Arbeit mit W¨ armekraftmaschinen. Die Grundlagen der Thermodynamik werden in diesem Buch als bekannt vorausgesetzt, vgl. [1]. Obwohl Masse (m) und Energie (E) gem¨ aß der von A. Einstein (1897–1955) gefundenen Beziehung E = m c2 , in der c die Lichtgeschwindigkeit ist, ineinander u uhrbar sind, sie also Erscheinungsformen ein und derselben Sache sind, ¨berf¨ wird im Rahmen der ph¨ anomenologischen Thermodynamik zwischen beiden unterschieden.

4

1 Einf¨ uhrung

Als Beispiel sollen die in einem fossil gefeuerten Kraftwerk auftretenden Energieformen und Energieumwandlungen betrachtet werden, vgl. Abb. 1.1. Zun¨ achst wird Energie in Form von chemisch gebundener Energie, n¨amlich als Brennstoﬀ/Luftgemisch, der Feuerung zugef¨ uhrt. In der Feuerungsanlage ﬁndet eine chemische Reaktion statt: Der Brennstoﬀ und der Sauerstoﬀ der Luft reagieren miteinander, und es entstehen heiße Rauchgase. Im Dampferzeuger wird der gr¨ oßte Teil der Rauchgasw¨ arme dazu verwendet, hochgespannten Dampf zu erzeugen und zu u ¨berhitzen. Die Energie des hochgespannten Dampfes – seine Enthalpie – wird in der Turbine in mechanische Rotationsenergie umgesetzt. Diese wird schließlich im Generator in elektrische Energie umgewandelt. Der entspannte Dampf aus der Turbine wird einem K¨ uhlsystem zugef¨ uhrt, dort durch W¨ armeentzug kondensiert und schließlich in ﬂ¨ ussiger Phase wieder dem Dampferzeuger als Speisewasser zugef¨ uhrt. Abgas

6 Rauchgasreinigung

-

Luft Brennstoﬀ Asche

6

W¨ armeenergie

chemische Energie Feuerung

-

Dampferzeuger

Speisewasser

potentielle Energie

-

mechanische Energie Turbine

6

-

Generator

elektrische Energie

- Strom

Abdampf

- Kondensator

Kreislaufwasser

K¨ uhlturm

?

Abw¨ arme

Abbildung 1.1. Schema eines Dampfkraftwerkes

Bei dem skizzierten Dampfkraftprozeß k¨ onnen sechs Energiearten unterschieden werden: • • • • • •

die die die die die die

chemische Energie des Brennstoﬀes W¨ armeenergie der Rauchgase Energie des hochgespannten Dampfes mechanische Energie an der Turbinenwelle elektrische Energie aus dem Generator an die Umgebung abgegebene Kondensationsw¨arme (Verlustw¨arme)

1.1 Erscheinungsformen von Energie

5

Nach dem 1. Hauptsatz bleibt Energie nur innerhalb eines adiabat abgeschlossenen Systems konstant, das weder Energie noch Masse aufnehmen oder abgeben kann. Das System Kraftwerk ist demnach ein oﬀenes System. Es wird erst zu einem adiabat abgeschlossenen System, wenn wir noch die Brennstoﬀund Sauerstoﬀressourcen, die Verbraucher des elektrischen Stromes und die W¨ armesenke K¨ uhlturm hinzunehmen. Die chemische Energie des Brennstoffes wird schließlich durch die Energieanwendung des Verbrauchers in W¨arme bei Umgebungstemperatur umgewandelt. Die Bedeutung des 1. Hauptsatzes f¨ ur die mengenartige Gr¨ oße Energie, die in fast allen technischen und physikalischen Systemen eine Rolle spielt, ergibt sich daraus, daß dieser Satz die Grundlage f¨ ur die Bilanzierung der Energiestr¨ ome liefert.3 Neben den am Beispiel des W¨ armekraftwerks aufgezeigten Energieformen gibt es noch zahlreiche andere, die in der Energiewirtschaft bedeutsam sind: • W¨ armeenergie aus heißen Quellen ¨ • Energie, die durch Anderung der inneren Struktur der Atomkerne freigesetzt werden kann • potentielle Energie des aufgestauten Wassers in einem Wasserkraftwerk, • Strahlungsenergie des Sonnenlichtes • kinetische Energie des Windes vgl. Abschn. 2.4 sowie die Kapitel 16, 17 und 18. Es bleibt anzumerken, daß mit Ausnahme der Strahlungsenergie alle Energieformen an materielle Tr¨ager gebunden sind. ¨ Obgleich der 1. Hauptsatz eine Aussage u der Energie¨ber die Aquivalenz formen macht, sagt er nichts u oglichkeit, die einzelnen Energieformen ¨ber die M¨ ineinander umzuwandeln. Eine Beschr¨ ankung f¨ ur die Umwandlung in andere Energieformen gibt es f¨ ur die W¨ arme: Es entspricht unserer Erfahrung, daß ein Ball, den wir auf den Boden werfen, nach einiger Zeit zur Ruhe kommt. Dabei geht die mit der gerichteten Bewegung all seiner Molek¨ ule verbundene mechanische Energie infolge der inneren Reibung spontan in eine ungerichtete chaotische W¨ armebewegung u ¨ber. Es ist aber nie beobachtet worden, daß ein ruhender Ball sich abk¨ uhlt und spontan zu springen beginnt. Diese Asymmetrie in den Naturvorg¨ angen dr¨ uckt oﬀensichtlich eine Richtung in den Energieumwandlungsprozessen aus, die durch den 2. Hauptsatz der Thermodynamik beschrieben wird, der wie folgt formuliert werden kann: 3

Die Geschichte der Physik lehrt, daß der Begriﬀ Energie zuerst f¨ ur mechanische Systeme deﬁniert und f¨ ur diese als eine Gr¨ oße erkannt wurde, die einen Erhaltungssatz – den 1. Hauptsatz – erf¨ ullt. J. R. Mayer (1814–1878), J. P. Joule (1818–1889) und H. v. Helmholtz (1821–1894) erkannten dann, daß die Gr¨ oße Energie auch f¨ ur thermische Systeme existiert und ebenfalls den Erhaltungssatz erf¨ ullt. Seitdem hat sich der 1. Hauptsatz in so vielen F¨ allen best¨ atigt, daß wir davon u ¨berzeugt sind, in ihm ein Prinzip allgemeinster Geltung gefunden zu haben.

6

1 Einf¨ uhrung

Es kann keinen Prozeß geben, bei dem als einziges Resultat W¨ arme aus einem Reservoir absorbiert und vollst¨ andig in Arbeit verwandelt wird. Eine quantitative Formulierung des Satzes ist durch Einf¨ uhrung des thermodynamischen Begriﬀs der Entropie S m¨ oglich: Nat¨ urliche Vorg¨ ange innerhalb eines abgeschlossenen Systems sind stets mit einer Zunahme der Entropie verbunden. Die Entropie S eines Systems ist dabei u ¨ber die Entropie¨anderung dS aufgrund einer inﬁnitesimalen W¨ armezufuhr dQ deﬁniert, die reversibel bei einer Temperatur T vor sich geht: dQ . (1.1) T Im Unterschied zur Energie gilt f¨ ur die Entropie kein Erhaltungssatz; ihr Wert kann sich zwar bei Abnahme nur durch Austausch mit einem anderen System verringern, bei Zunahme aber auch durch Erzeugung erh¨ ohen. Die Entropie erf¨ ullt damit sozusagen nur einen halben Erhaltungssatz in Richtung ¨ der Abnahme: Nimmt beim Ubergang von einem Zustand eines Systems in einen andern die Entropie z.B. um einen Betrag ∆S ab, muß gleichzeitig in ¨ einem anderen System ein Ubergang stattﬁnden, bei dem die Entropie mindestens um ∆S zunimmt. Prozesse, bei denen sich die Entropie nur durch Austausch a ur die Entropie ein ¨ndert, heißen reversibel, und bei diesen gilt f¨ Erhaltungssatz. Ein Beispiel f¨ ur einen irreversiblen Prozeß mit Entropieerzeugung ist die Umwandlung von mechanischer Energie in W¨arme durch Reibung: Bei dem zur Ruhe gekommenen Ball wurde die kinetische Energie ∆E in W¨ arme ∆Q u uhrt – entsprechend hat die Entropie um ∆S = ∆Q/T ¨berf¨ zugenommen. Wir werden auf diese Sachverhalte im Einzelnen in Kap. 3 bei der Behandlung des Carnot-Prozesses zur¨ uckkommen. Wie das Beispiel des springenden Balls nahelegt, ist die Entropie eine Gr¨ oße, die in gewisser Weise die Ordnung eines Systems kennzeichnet, denn die Umwandlung der geordneten mechanischen Energie in W¨arme erfolgt spontan – die Entropie nimmt zu –, w¨ ahrend der umgekehrte Prozeß eines technischen Aufwandes bedarf. Dies zeigt sich auch in der Entwicklung der Technik: Schon in der Steinzeit hatten unsere Vorfahren gelernt, mechanische Arbeit durch Reibung zweier Holzst¨ ucke in W¨ arme umzuwandeln, um damit die Holzst¨ ucke zum Glimmen zu bringen, und um so ein Feuer zu entfachen.4 Die Umkehrung dieses Vorganges, die Umwandlung von W¨arme in Mechanische Arbeit, ist erst durch die Erﬁndung der Dampfmaschine durch Watt5 im Jahr 1764 gelungen. Mit dieser Erﬁndung war es erstmals m¨oglich, die in den Brennstoffen gespeicherte Energie gezielt in nutzbringende Arbeit umzuwandeln. Diese dS =

4

5

Das Holzfeuer als W¨ armequelle wird von den Menschen schon seit mehr als 1 Mio. Jahren genutzt. J. Watt (1736–1819).

1.1 Erscheinungsformen von Energie

7

Erﬁndung ist eine der großen Errungenschaften der Technik; sie wird vielfach an den Beginn des industriellen Zeitalters gestellt. Durch die Erﬁndung der Dampfmaschine wurde die Begrenzung des Energieeinsatzes, die durch das beschr¨ ankte Leistungsverm¨ogen der Haustiere gegeben war, aufgehoben. Auf der anderen Seite wurde ein Bedarf f¨ ur billige W¨ armeenergie geschaﬀen, vgl. Abb. 1.2. Was das Feuer als W¨armeenergie freigibt, ist dabei letztlich gespeicherte Sonnenenergie. ¨ Durch den Ubergang von dem nachwachsenden Brennstoﬀ Holz auf den den Brennstoﬀ Kohle vor ca. 250 Jahren6 hat sich daran im Prinzip nichts ge¨ andert, denn der einzige Unterschied besteht darin, daß der fossile Brennstoﬀ Sonnenenergie aus fr¨ uheren Zeiten birgt. Der Wandel stellte aber insofern ¨ eine Revolution des Energiewesens dar, als er den Ubergang von der Verwendung regenerativer Energiequellen auf die Nutzung fossiler, also nach historischen Maßst¨ aben nicht erneuerbarer Energieressourcen markierte. Durch die Erschließung der Kohle wurde billige Energie in großen Mengen verf¨ ugbar. Die Energiequelle Kohle hat die industrielle Entwicklung getragen und mit ihr zusammen die starke Bev¨ olkerungszunahme in Europa bei gleichzeitiger Zunahme des Wohlstandes m¨ oglich gemacht. 8000 W/Kopf 6000

4000

1. Menschliche Arbeit 2. 1+Holzfeuer 3. 2+Haustiere+Wind 4. 3+Kohle 5. 4+Erdöl+Erdgas+Kernkraft 6. 5+Solarenergie+Kernfusion?

1

2

6 5

3

4

2000

100 2000000 200000 10000

[Jahren]

1000

Vergangenheit

Heute

Zukunft

Abbildung 1.2. Energiequellen in der Geschichte der Menschheit

Auch die heutige Zivilisation deckt ihren Energiebedarf aus Reserven, die in einer fernen Vergangenheit angelegt wurden. So werden gegenw¨artig neben der Kohle noch gewaltige Mengen an Erd¨ol und Erdgas verbraucht,7 die 6

7

In China wurde Kohle schon vor 2 000 Jahren als Brennstoﬀ genutzt. Die Verwendung im industriellen Maßstab begann erst im 18. Jahrhundert in England. Erd¨ ol war in Ostasien bereits vor 1 000 Jahren bekannt. Die Nutzung im großen Maßstab begann um 1900 in Amerika und Europa. Erdgas galt lange Zeit als nutzloses Nebenprodukt der Erd¨ olf¨ orderung und wurde gr¨ oßtenteils einfach abgefackelt. Die industrielle Nutzung begann um 1950 in Texas.

8

1 Einf¨ uhrung

zum Teil durch die Zersetzung einstiger Meereslebewesen entstanden sind und deren gespeicherte Sonnenenergie wir uns heute zunutze machen. Unser Erﬁndungsgeist hat es uns erm¨ oglicht, auch u ¨ber Energiequellen aus fr¨ uhester Zeit verf¨ ugen zu k¨ onnen, indem wir Energiereserven anzapfen, die von fremden, l¨ angst erloschenen Sternen angelegt wurden. Denn das Uran, das wir in unseren Kernkraftwerken verbrennen, ist ein Geschenk, das uns bei der Entstehung der Erde gegeben wurde. F¨ ur die Bildung von schweren Elementen wie Gold, Uran und Thorium im Kosmos mußten riesige Energiemengen aufgewendet werden. Diese sind nach unserem heutigen Kenntnisstand allein bei einer Supernova gegeben – dem Tod eines massereichen Sterns. Der Stern endet dabei in einer gewaltigen Explosion, die die Leuchtkraft einer ganzen Galaxis mit all ihren Sternen u ¨bertriﬀt und bei der Energie mit einer Leistung von etwa 1035 W abgestrahlt wird. Diese Leistung u ¨bersteigt die unserer Sonne milliardenfach. W¨ ahrend einer Supernova treten Kernreaktionen auf, die zur Bildung von schweren Elementen f¨ uhren. Durch die Wucht der Explosion werden ferner enorme Mengen der durch Kernreaktionen ver¨anderten stellaren Materie in den Weltraum geschleudert. Eine Supernova ist so die Quelle von schweren Elementen vom Eisen bis zum Uran in der interstellaren Materie. Auf diese Weise gelangten die radioaktiven Elemente, die wir auf unserer Erde ﬁnden, in den Urnebel der Sonne. Aus der Materie dieses Urnebels hat sich vor ca. 4,5 Mrd. Jahren die Sonne mit all ihren Planeten gebildet. Die Suche nach Energie f¨ uhrt uns aber noch weiter in die Vergangenheit zur¨ uck. Wenn wir versuchen, durch kontrollierte Kernfusion Wasserstoﬀ in Helium zu verwandeln, zielen wir darauf ab, Energievorr¨ate aus der Zeit der Weltentstehung f¨ ur uns nutzbar zu machen. Dieses Zur¨ uckgreifen auf Energiereserven, die bei der Evolution unserer Erde angelegt wurden, ist oﬀensichtlich charakteristisch f¨ ur die Methoden der Energiegewinnung unserer fortschreitenden Zivilisation. Der Antrieb ist der zunehmende Energiebedarf sowohl des Einzelnen als auch der Gesamtheit aller Menschen. Die Abl¨osung des im Prinzip regenerierbaren Energietr¨ agers Holz durch fossile Brennstoﬀe wurde dabei durch seine lokale Ersch¨ opfung mehr oder weniger erzwungen.8 Ein ¨ wesentlicher Grund war aber auch, daß sich durch den Ubergang auf den konzentrierteren Energietr¨ ager Kohle die Kosten verminderten. Geringere Kosten, der vergleichsweise einfache Transport, die bequeme Lagerung und der geringe Aufwand f¨ ur die Nutzbarmachung waren auch die Ursache f¨ ur die zunehmen¨ und Gas in der j¨ de Verwendung von Ol ungeren Vergangenheit, vgl. Abb. 1.3. Der Prim¨ arenergieverbrauch und der relative Beitrag, den die verschiedenen 8

Aus unserer europ¨ aischen Sicht vergessen wir meist, daß auch heute noch etwa ein Drittel der Weltbev¨ olkerung in der sog. dritten Welt zum Kochen und Heizen auf Holz und Dung angewiesen ist. J¨ ahrlich werden in diesen L¨ andern ca. 15 Mio. ha Wald zur Energieversorgung verbraucht. Die Aufforstungsrate liegt in den meisten Gebieten unter 10%. Als Folge des geringer werdenden Waldbestandes wird dort der Aufwand f¨ ur das Sammeln des Brennholzes immer gr¨ oßer. In einigen ehemals waldreichen Gebieten Nepals und Tansanias sind hierf¨ ur pro Familie bereits 200– 300 Arbeitstage pro Jahr erforderlich.

1.1 Erscheinungsformen von Energie

Abbildung 1.3. Beitrag verschiedener Energiequellen zur Bedarfsdekkung, zusammengestellt nach Daten aus [2]. In den Jahren 2000 bis 2005 nahm der Energieverbrauch j¨ ahrlich um 4% zu; die Zuwachsrate des Energieverbrauchs war gr¨ oßer als die der Weltbev¨ olkerung. SKE steht f¨ ur Steinkohleneinheit, vgl. Abschn. 2.1.

Gt SKE

10000

9

103 Gt SKE

Anzahl

Energiequellen dazu leisten, spiegeln sowohl unsere Bed¨ urfniswelt als auch das Bev¨ olkerungswachstum wieder.

Abbildung 1.4. Entwicklung der Weltbev¨ olkerung und des kumulierten Verbrauchs fossiler Energien seit 1800.

Ebenso aufschlußreich wie die j¨ ahrlichen Verbrauchszahlen ist der in Abb. 1.4 dargestellte kumulierte Energieverbrauch. Beide Abbildungen zeigen, daß der Energieverbrauch in der j¨ ungsten Vergangenheit dramatisch angestiegen ist. Nicht bewußt ist den meisten von uns, daß etwa die H¨alfte der gesamten bisher von unserer Zivilisation freigesetzten Energie seit 1970 verbraucht wurde. Gegenw¨ artig leben ca. 6,4 Mrd. Menschen auf der Erde. Sie haben etwa 2 Mrd. Wohnungen gebaut, halten etwa 2 Mrd. Haustiere und betreiben 1 000 Mio. Kraftfahrzeuge und ca. 20 000 große Verkehrsﬂugzeuge.

10

1 Einf¨ uhrung

Zur Aufrechterhaltung der Bequemlichkeit des Wohnens, der Fortbewegung und der Kommunikation sowie zur Sicherung der Ern¨ahrung wird ein gewaltiger Energiestrom gebraucht. Dieser betrug im Jahr 2004 rd. 14 Mrd. t SKE9 . Weil die Weltbev¨ olkerung st¨ andig w¨ achst und immer mehr Menschen ihren Lebensstandard verbessern wollen, wird der Energiebedarf weiter zunehmen. In der Vergangenheit wurde der Energiebedarf fast ausschließlich durch die Nutzung fossiler Brennstoﬀe gedeckt. Seit etwa 1980 sind die nachteiligen Folgen dieser Energiebeschaﬀung wie saurer Regen, Smog in den Ballungsgebieten und der sog. Treibhauseﬀekt in der ¨ oﬀentlichen Diskussion stark in den Vordergrund getreten. Viele Menschen sind mittlerweile der Meinung, daß der mit dem Bev¨ olkerungswachstum einhergehende Energiebedarf mit all seinen Folgen unseren Planeten schon in naher Zukunft stark ver¨andern wird. Um uns selbst ein Urteil u ange bilden zu k¨onnen, wollen wir uns ¨ber diese Vorg¨ zuerst eine Vorstellung u oßenordnung des von unserer Zivilisation ¨ber die Gr¨ hervorgerufenen Energiestromes verschaﬀen. Zu diesem Zweck soll dieser mit den in der Natur vorkommenden Energiestr¨ omen verglichen werden.

1.2 Energiestr¨ ome auf der Erde 1.2.1 Einleitung Unser Planet Erde ist eine kugelf¨ ormige Masse aus mehr oder weniger fester Materie, die durch ihr eigenes Gravitationsfeld zusammengehalten wird. Sie ist etwa 4,5 Mrd. Jahre alt, hat eine Masse von 6·1024 kg, einen Durchmesser von 12 000 km und besteht haupts¨ achlich aus den Elementen Silizium, Sauerstoﬀ, Eisen, Magnesium, Aluminium, Nickel und Schwefel. Im Laufe der Evolution wurde sie zu einem heterogenen K¨ orper mit einer stark ausgepr¨agten chemischen Diﬀerenzierung, wobei sich das dichte Eisen, Nickel und ein Teil des Schwefels im Zentrum ansammelten und einen Kern bildeten, w¨ahrend verschiedene Silikatgesteine als ﬂ¨ ussiger Mantel und feste Kruste den Kern umschließen. Nach ihren Erscheinungsformen kann die irdische Materie in f¨ unf Sph¨ aren unterteilt werden: 1. Lithosph¨ are: Darunter verstehen wir die Sph¨are der Materie im festen Zustand, also die etwa 20–50 km dicke kontinentale und ozeanische Erdkruste. Sie umschließt den ﬂ¨ ussigen Erdmantel und den festen Erdkern. 2. Atmosph¨ are: Dies ist die Sph¨ are der Luft, also der gasf¨ormigen irdischen Materie. Ihre Masse betr¨ agt ca. 5 · 1018 kg oder 0,8 ppm10 der Gesamtmasse.11 9 10 11

SKE: Steinkohleneinheit, vgl. Abschn. 2.1. ppm ist die Abk¨ urzung f¨ ur parts per million. Die Erde ist der einzige Planet unseres Sonnensystems mit Sauerstoﬀ in seiner Atmosph¨ are.

1.2 Energiestr¨ ome auf der Erde

11

3. Hydrosph¨ are: Der Wasservorrat unseres Planeten bildet ebenfalls eine Sph¨ are, die den gr¨ oßten Teil der Lithosph¨are umschließt. Die Masse der Hydrosph¨ are macht ca. 1,4·1021 kg oder 0,024% der irdischen Masse aus.12 4. Biosph¨ are: Alle Formen des Lebens existieren in einer d¨ unnen, konzentrischen Schale um den Erdkern.13 Die Masse der durch das Leben organisierten Materie betr¨ agt ca. 1·1015 kg oder 1·10−3 ppm der Gesamtmasse.14 Die Biosph¨ are k¨ onnte ohne die anderen Sph¨aren nicht bestehen. Deshalb ist sie auch j¨ unger als diese. Man sch¨ atzt, daß das Leben vor 3,5 Mrd. Jahren auf der Erde begann. 5. Technosph¨ are: Darunter verstehen wir alle von Menschen gezielt gebauten Objekte. Ihre Gesamtmasse betr¨ agt ca. 5 · 1012 kg oder 1 · 10−6 ppm 15 der irdischen Gesamtmasse. Die Elemente dieser Sph¨are wurden durch die Aktivit¨ at der Menschen geschaﬀen. Die Technosph¨are umfaßt auch Elemente der anderen Sph¨ aren, ist aber nicht Teil von ihnen. Aus den Absch¨ atzungen ist zu sehen, daß die Masse der durch die Menschen geschaﬀenen Objekte nur noch um den Faktor 103 geringer ist als die Masse allen Lebens. Damit kann der Einﬂuß der Technosph¨are im Zusammenspiel des Systems Erde a priori nicht mehr vernachl¨assigt werden. Daraus ergibt sich eine folgenschwere Konsequenz: Da die Technosph¨are Elemente der Biosph¨ are umfaßt ohne selbst deren Regelvorg¨angen zu unterliegen, besteht die Gefahr, daß die Biosph¨ are in die Abh¨angigkeit eines ihrer Untersysteme ger¨ at.16 Auf diesen Gesichtspunkt werden wir bei der Behandlung der Umweltaspekte der Energienutzung zur¨ uckkommen. 12

13

14

15

16

Innerhalb unseres Planetensystems ist nur noch auf dem Mars, unserem ¨ außeren Nachbarplaneten, Wasser zu ﬁnden. Wegen der geringen Mitteltemperatur liegt es dort aber haupts¨ achlich in der Form von Eis im Dauerfrostboden bzw. zum geringeren Teil als Wasserdampf in den Wolken vor. Die Existenz der Biosph¨ are ist der herausragende Unterschied zu allen anderen Planeten unserer Sonne. Eine der wichtigsten Folgen der Existenz von pﬂanzlichem Leben war, daß der Erdatmosph¨ are Kohlendioxid entzogen wurde. Der Kohlenstoﬀ wurde gr¨ oßtenteils in Form mariner Sedimente aber auch in Form fossiler Brennstoﬀe abgelagert, w¨ ahrend der Sauerstoﬀ in die Atmosph¨ are abgegeben wurde. Daß auf unserer Erde die Voraussetzungen f¨ ur Leben erf¨ ullt sind, liegt neben dem Vorhandensein von Sauerstoﬀ und Wasser insbesondere am Druck und der Temperatur – dem Klima – in unserer Atmosph¨ are. Die Nettoproduktion der Biosph¨ are betr¨ agt ca. 160 · 1012 kg pro Jahr. Der wichtigste Produzent ist der Wald mit einem Anteil von ca. 45%. Der heutige globale Materialverbrauch“ in der Technosph¨ are wird auf etwa ” 20 · 1012 kg/a gesch¨ atzt. Davon waren im Jahr 2000 rd. 3,8 · 1012 kg SKE Kohle, ol, 2,16 · 1012 kg SKE Erdgas und 0,95 · 1012 kg Eisenerz. 3,6 · 1012 kg SKE Roh¨ Zum Vergleich: Die Weltgetreideernte (Weizen, Reis, Mais) im Jahr 2000 betrug 2, 06 · 1012 kg. Ein Beispiel hierf¨ ur ist die Anreicherung von Pestiziden und auch Quecksilber in der Nahrungskette von Menschen und Tieren, vgl. [5].

12

1 Einf¨ uhrung

1.2.2 Das Energiesystem Erde Vom Standpunkt der Thermodynamik aus ist die Erde ein oﬀenes System: Sie empf¨ angt Energie niederer Entropie von der Sonne und gibt sie als W¨armestrahlung mit hoher Entropie wieder in den Weltraum ab. Alles Leben ging und geht damit von der Sonne aus. Ohne die Sonnenstrahlung w¨ urde die Temperatur auf der Oberﬂ¨ ache unseres Planeten fast auf den absoluten Nullpunkt sinken und das Leben von der Erde verschwinden. Das Licht der Sonne geh¨ort damit zu den Wohltaten, die wir als selbstverst¨andlich hinnehmen, ohne uns viele Gedanken dar¨ uber zu machen.17 So wissen viele nicht, daß wir nur knapp die H¨ alfte von dem, was tagt¨ aglich von der Sonne zu uns kommt, u ¨berhaupt sehen k¨ onnen. Die Solarstrahlung setzt sich n¨ amlich aus dem sichtbaren Licht und zwei nichtsichtbaren Komponenten zusammen, der infraroten Strahlung (IR) und der ultravioletten Strahlung (UV). Die langwellige Infrarotstrahlung ist der Heizanteil des Sonnenlichts. Der sichtbare Anteil erm¨oglicht uns nicht nur zu sehen, es ist auch der Teil der Sonnenenergie, der bei der Photosynthese von den Pﬂanzen genutzt werden kann. Ein großer Teil des ultravioletten Lichts wird von der Ozonschicht der oberen Atmosph¨are abgeschirmt. Zum Gl¨ uck, denn UV-Licht ist f¨ ur ungesch¨ utztes Cytoplasma 18 t¨odlich. Die Energiedichte der Sonnenstrahlung betr¨agt am ¨außeren Rand der Atmosph¨ are ca. 1,37 kW/m2 . Etwa 30% dieser Strahlung wird bei gleicher Frequenz und Wellenl¨ ange unmittelbar reﬂektiert, so daß an einem wolkenlosen Tag noch ca. 1 kW/m2 auf der Erdoberﬂ¨ ache ankommt. Diese Strahlungsenergie besteht zu etwa 10% aus ultraviolettem, zu 45% aus infrarotem und zu 45% aus sichtbarem Licht. Die gesamte von der Erde absorbierte Sonneneinstrahlung entspricht so einer Leistung von 1,2 · 1017 W, im zeitlichen und geographischen Mittel sind dies 237 W pro m2 der Erdoberﬂ¨ache. Damit wird in ca. 45 Minuten soviel Energie von der Sonne auf die Erde eingestrahlt wie z.Zt. innerhalb eines Jahres von allen Menschen verbraucht wird. Nachdem ca. 30% der eingestrahlten Energie direkt reﬂektiert wird, wird von dem Rest zun¨ achst entweder Luft, Boden und Wasser erw¨armt (47%) oder der Wasserzyklus angetrieben. Eine zur Gesamteinstrahlung ¨aquivalente Energiemenge wird bei großer Wellenl¨ ange als Niedertemperaturw¨arme, d.h. bei hoher Entropie, schließlich wieder in den Weltraum abgestrahlt. Nur etwa 0,043% wird von Pﬂanzen eingefangen und in W¨alder, Wiesen, Fr¨ uchte und Plankton verwandelt. Die so eingefangene Sonnenenergie wird teilweise von den Lebewesen (Tiere und Menschen) genutzt, die nicht die F¨ahigkeit besitzen, Sonnenenergie direkt aufzunehmen, vgl. Abb. 1.5. 17

18

Wie Aristoteles, der lehrte, daß die Sonne eine makellose Kugel aus reinem Feuer sei, sehen auch wir die Sonne als eine Invariante unserer Welt an. Wir merken nicht, daß der gewaltige nukleare Ofen Sonne brodelnd und sch¨ aumend seine Bahn zieht. Und wir ahnen nichts von den gewaltigen Explosionen, die riesige Mengen von Materie in Richtung unseres winzigen Planeten schleudern. Darunter versteht man die Grundsubstanz einer Zellmembran.

1.2 Energiestr¨ ome auf der Erde Sonneneinstrahlung (100%) 1,7 · 1017 W

Reﬂexion (∼ 30%)

W¨ armeabstrahlung (∼ 70%)

6

?

6

direkte W¨ armeerzeugung (45%) Speicherung in Wasserdampf (23%) Wind, Wellen, Str¨ omungen (2%) Photosynthese (0,043%)

6 Erdw¨ arme (Vulkane, heiße Quellen) (0,18%)

6 Gezeiten (0,0017%)

13

6 Fossile Brennstoﬀe (0,007%)

6 Kernenergie (0,0008%)

Abbildung 1.5. Energieﬂießbild der Atmosph¨ are. In Klammern sind die Leistungen der Energiestr¨ ome in Prozent der auf die Erde auftreffenden Sonneneinstrahlung angegeben.

F¨ ur schwarze K¨ orper19 ist die rechnerische Behandlung des Strahlungsw¨armeaustausches relativ einfach, und es lassen sich damit viele praktisch wichtige F¨ alle erfassen. W¨ are die Erde ein solcher K¨ orper, k¨onnte das Gleichgewicht zwischen der ankommenden Solarstrahlung und der Infrarotr¨ uckstrahlung in den Weltraum mit dem Stefan-Boltzmann’schen Gesetz beschrieben werden. Die Erde ist aber kein schwarzer K¨ orper, da die Wolken, die Eisdecke an den Polen und die W¨ usten einen Teil des Sonnenlichtes reﬂektieren. F¨ ur solche grauen K¨ orper kann dies bei der Anwendung des Stefan-Boltzmann’schen Gesetzes durch einen Faktor (1 − α) ber¨ ucksichtigt werden: πr2 q˙S (1 − α) Einstrahlung auf der projezierten Fl¨ ache

=

4πr2 σS T 4 . E

(1.2)

Abstrahlung von der gesamten Fl¨ ache

Hier bedeutet: q˙S die Energiedichte der Sonneneinstrahlung am a¨ußeren Rand der Atmosph¨ are (q˙S = 1,37 kW/m2 ), α die Albedo der Erde, die dem in den Weltraum reﬂektierten Anteil der ankommenden Strahlung entspricht (α = 0,3), σS die Stefan-Boltzmann-Konstante (σS = 5,67 · 10−8 W/m2 K4 ), TE die durchschnittliche Strahlungstemperatur der Erde vom Weltall aus gesehen. Setzt man die angegebenen Werte in die Gleichung ein, ergibt sich f¨ ur TE ein Wert von 255 K oder -18◦ C. W¨ are die teilweise Reﬂektion der einfallenden Strahlung der einzige Unterschied zu einem schwarzen K¨orper, betr¨ uge die Temperatur auf der Erdoberﬂ¨ ache -18◦ C, d.h. das gesamte Wasser w¨are gefroren. Nun enth¨alt aber die Erdatmosph¨ are Molek¨ ule, die aus drei oder mehr Atomen bestehen. Solche Molek¨ ule k¨ onnen Teile der ausgestrahlten langwelligen W¨ armestrahlung zur¨ uckhalten. In diesem Zusammenhang spielen die 19

Ein schwarzer K¨ orper absorbiert die auftreﬀende Strahlung vollst¨ andig und verwandelt diese in W¨ arme, vgl. dazu Abschn. 18.3.

14

1 Einf¨ uhrung

Treibhausgase Wasserdampf, Kohlendioxid, Methan und Lachgas (N2 O) eine wichtige Rolle. In unserer Gleichung k¨ onnen wir dies ber¨ ucksichtigen, indem wir den eﬀektiven atmosph¨ arischen Transmissionsfaktor fTr einf¨ uhren: 1 q˙ (1 − α) = fTr σS T 4 . (1.3) E 4 S F¨ ur die Erdatmosph¨ are ist fTr = 0,61, wenn man von einer globalen Mitteltemperatur auf der Erdoberﬂ¨ ache von TE = 15◦ C ausgeht. Das globale Energieﬂießbild in Abb. 1.5 zeigt, daß die vom Menschen hervorgerufenen Energiestr¨ ome im Vergleich zu den nat¨ urlichen noch recht klein sind. Selbst bei einer Vergr¨ oßerung dieses Stroms um den Faktor 100 w¨ urde sich daran nichts ¨ andern: Die mittlere Temperatur auf der Erde w¨ urde sich bei sonst gleichen Bedingungen um weniger als 1 Grad Kelvin erh¨ohen. Es gibt aber noch ein anderes Vergleichsmaß f¨ ur die Gr¨oße des von uns freigesetzten Energiestroms: Die von der Erde im Lauf der Zeit eingespeicherte Energiemenge. Der Sauerstoﬀ in unserer Atmosph¨are stammt fast ausschl. aus der Photosynthese. Seine bloße Existenz zeigt, daß sich unsere Erde unter Einschluß der Atmosph¨ are nicht im Gleichgewicht beﬁndet. Im Gleichgewicht w¨ are der Sauerstoﬀ nicht frei, sondern chemisch gebunden. Zur Absch¨atzung der Gr¨ oße dieses Energiespeichers nehmen wir die Bruttoreaktionsgleichung f¨ ur die Synthese bzw. Verbrennung von Traubenzucker: C6 H12 O6 + 6 O2 6 H2 O + 6 CO2 + Energie .

(1.4)

Die Menge des vorhandenen Sauerstoﬀs sch¨atzen wir ab, indem wir uns die Erde von einer 7 km dicken Luftschicht konstanter Dichte umgeben denken. Ein Kubikmeter der Atmosph¨ are enth¨ alt bei 0◦ C und 1 bar 2,7·1025 Molek¨ ule. Da die Luft nur zu 20,9% aus Sauerstoﬀ besteht, sind in der Atmosph¨are ule vorhanden. Bei der Verbrennung von Traubenzucker ca. 2 · 1043 O2 -Molek¨ ul 5 · 10−19 Ws in Form von W¨arme frei. Die Reaktion werden pro O2 -Molek¨ des gesamten Sauerstoﬀes der Atmosph¨ are liefert demnach die Energiemenge Q = 2 · 1043 · 5 · 10−19 Ws = 1 · 1025 Ws ≈ 2,8 · 1018 kWh. Ein Vergleich der M¨ achtigkeit dieses Energiespeichers mit dem Energiestrom der Photosynthese20 ergibt 2,8 · 1018 kWh = 3 · 107 h ≈ 3 000 Jahre. 9, 2 · 1010 kW Der Sauerstoﬀ unserer Atmosph¨ are k¨ onnte demnach bei vollst¨andiger Speicherung innerhalb von etwa 3 000 Jahren durch Photosynthese erzeugt werden. Eine anderes Maß liefert ein Vergleich mit dem derzeitigen Prim¨arenergieverbrauch, der im Jahr 2003 etwa 13,6 GtSKE ≈ 1,2 · 1014 kWh betrug: 2,8 · 1018 kWh ≈ 20 000 Jahre. 1, 2 · 1014 kWh/a 20

Die Pﬂanzen extrahieren aus der Solarstrahlung eine Leistung von ca. 9,2 · 1010 kW, vgl. Abschnitt 2.5.1.

1.2 Energiestr¨ ome auf der Erde

15

Aus dem Speicher k¨ onnte unser derzeitiger zivilisatorischer Energiestrom sogar f¨ ur 20 000 Jahre gedeckt werden. Die hergeleiteten Vergleichszahlen machen deutlich, daß die Verbrennungsvorg¨ ange in unseren Haushalten, Industrien und Kraftfahrzeugen allein von der Quantit¨ at her nur eine geringe St¨ orung des von der Sonne im Lauf von mehreren Milliarden Jahren gef¨ ullten Energiespeichers darstellen. Eine Begrenzung in der Nutzung dieses Speichers ist nach diesem Maßstab wohl eher durch die Kosten f¨ ur die Gewinnung der u ¨ber die Erde verstreuten Vorr¨ate gegeben. Allerdings wissen wir nicht, wie stark das System Erde“ gest¨ort wer” den darf, ohne seine Struktur zu ¨ andern und wie lange eine St¨orung braucht, um sich auszuwirken. Dabei ist auch zu bedenken, daß der Energiestrom aus der Photosynthese, der den Energiespeicher aufgebaut hat und der f¨ ur diesen wahrscheinlich ein Korrektiv ist, heute nur noch um einen Faktor 6 gr¨oßer ist als der zivilisatorische Energiestrom, der praktisch vollst¨andig aus fossilen Brennstoﬀen gewonnen wird. Ein Hinweis auf eine unzul¨ assige St¨ orung k¨ onnte z.B. der Anstieg der mittare durch die Verbrennung fossiler leren CO2 -Konzentration in der Atmosph¨ Brennstoﬀe sein, die sich seit 1900 von 290 ppm auf ca. 380 ppm erh¨ohte. Ebenso gravierend ist der Abbau der stratosph¨arischen Ozonschicht und die globale Zunahme bzw. Verbreitung der Luftverschmutzung. Die Zunahme der CO2 -Konzentration in unserer Atmosph¨ are hat in neuerer Zeit in Verbindung mit dem Treibhauseﬀekt verst¨ arkt an Aufmerksamkeit gewonnen. Kohlendioxid wirkt in der Atmosph¨ are ¨ ahnlich wie die Verglasung eines Treibhauses: Das Kohlendioxid l¨ aßt die kurzwellige Sonnenstrahlung passieren, reﬂektiert aber die von der Erde zur¨ uckgestrahlte langwellige W¨armestrahlung und erh¨ oht dadurch die mittlere Temperatur in der unteren Atmosph¨are. Allerdings ist darauf hinzuweisen, daß es neben dem CO2 noch andere Treibhausgase gibt, z.B. Methan (CH4 ), chlorierte Kohlenwasserstoﬀe (FCKW), arisches Ozon (O3 ), die zwar nur in Distickstoﬀmonoxid (N2 O) und troposph¨ geringen Konzentrationen auftreten, aber doch zu etwa 50% zum Treibhauseﬀekt beitragen und desweiteren auch Prozesse ablaufen, die dem genannten Eﬀekt entgegenwirken. 1.2.3 Kohlendioxidemission, Auswirkungen auf das Klima Die gegenw¨ artige Atmosph¨ are enth¨ alt einen Volumenanteil von 380 ppm CO2 bzw. einen Gewichtsanteil von 575 ppm. In der fernen Vergangenheit war die CO2 -Konzentration um etwa den Faktor 10 gr¨oßer. Durch den seit Beginn des Lebens auf unserer Erde bestehenden Prozeß der Photosynthese wurde das CO2 bis auf einen Gehalt von 280 ppm abgebaut und in der Biomasse und den fossilen Brennstoﬀen gespeichert. Seit etwa 100 Jahren nimmt das atmosph¨ arische CO2 als Resultat anthropogener Aktivit¨aten stetig zu. Die gegenw¨ artige Zunahme betr¨ agt etwa 3 ppm pro Jahr; sie wird verursacht durch die Verbrennung von ca. 7 · 1012 kg Kohlenstoﬀ, die in den fossilen

16

1 Einf¨ uhrung

Brennstoﬀen enthalten sind21 . Zus¨ atzlich wird noch etwa ein F¨ unftel dieser Menge durch Brandrodung von Urw¨ aldern freigesetzt. Insgesamt werden so etwa 8,5·1012 kg Kohlenstoﬀ zus¨ atzlich zum nat¨ urlichen Kreislaufstrom in die Atmosph¨ are abgegeben. Bei den prognostizierten Emissionsraten wird sich der CO2 -Anteil in ca. 100 Jahren verdoppeln. Die Zunahme des CO2 -Anteils hat in Verbindung mit dem Treibhauseﬀekt verst¨ arkt an Aufmerksamkeit gewonnen.22 Aus diesem Eﬀekt kann bei einer ussig eine Erw¨ armung der Erdatmosph¨are hergeleitet werCO2 -Zunahme schl¨ den. Die mittlere Temperatur in den erdnahen Luftschichten ist wesentlich von der Strahlungstransparenz der Atmosph¨are abh¨angig. Diese wiederum h¨ angt essentiell vom Anteil der die infrarote W¨armestrahlung absorbierenden/emittierenden mehr als zweiatomigen Gase ab. Es gibt Sch¨atzungen, nach denen ein Anstieg der CO2 -Konzentration von 380 auf ca. 700 ppm zu einer uhren wird. Neben Erh¨ ohung der mittleren Temperatur der Erde um 2–4◦ C f¨ dem CO2 gibt es noch andere Treibhausgase, z.B. Methan, chlorierte Kohlenwasserstoﬀe etc., die den Eﬀekt noch verst¨ arken.23 Seit das Leben auf der Erde begonnen hat, gab es einen Anteil von CO2 in der Atmosph¨ are, und schon immer wurde davon ein gewisser Anteil des Sonnenlichtes absorbiert und die Erdoberﬂ¨ ache erw¨armt. G¨abe es kein CO2 , w¨are die Erde wahrscheinlich so kalt wie unser Nachbarplanet Mars und es h¨atte sich kein Leben auf ihr ausbilden k¨ onnen. Auf der uns ebenfalls benachbarten Venus besteht die Atmosph¨ are zu 96% aus CO2 . Auch wegen des dann um einige Gr¨ oßenordnungen intensiveren Treibhauseﬀektes liegt dort die Temperatur in Bodenn¨ ahe bei 750 K. Dieses Beispiel illustriert, wie eng der Korridor f¨ ur das Leben in unserem Sonnensystem ist. Die Auswirkungen des menschlichen Tuns auf das Klima sind wegen der Komplexit¨ at des Systems Erde“ nicht genau berechenbar. Einige Erkenntnis” se u ogliche Folgen aus dem Treibhauseﬀekt sind aber so gravierend, daß ¨ber m¨ ¨ sie hier erw¨ ahnt werden m¨ ussen. Sie bestehen in einer Anderung des globalen Klimas, die sich folgendermaßen ¨ außern wird:24 • Verschiebung der Klimazonen • Verschiebung der Niederschlagsgebiete bei gr¨oßeren Niederschlagsmengen 21

22

23

24

Zum Vergleich: Der nat¨ urliche Kohlenstoﬀkreislauf, der Tr¨ ager der Energie in der Biosph¨ are, hat eine Intensit¨ at von 77 · 109 t C pro Jahr Der Mathematiker J. B. J. Fourier (1768–1830) hat als erster erkannt, daß die Atmosph¨ are uns warm h¨ alt. Er verglich ihren Einﬂuß auf unser Klima mit einem Gew¨ achshaus. 1896 erkannte S. A. Arrhenius (1859–1927), daß Kohlendioxid die Transparenz der Atmosph¨ are ver¨ andert. Auf die m¨ oglichen fatalen Folgen des Treibhauseﬀektes haben 1957 R. Revelle und H. E. Suess [11] hingewiesen. Sie er¨ oﬀnen ihre Arbeit mit den Zeilen: Die ” Menschen f¨ uhren ein langfristiges geophysikalisches Experiment einer Art aus, das in der Vergangenheit nicht m¨ oglich gewesen w¨ are und in der Zukunft nicht wiederholbar sein wird. Das Experiment k¨ onnte tiefe Einsicht in die Prozesse gew¨ ahren, die Wetter und Klima bestimmen.“

1.2 Energiestr¨ ome auf der Erde

17

• Zunahme der extremen Wetterlagen (St¨ urme, Gewitter etc.) • Ver¨ anderung der Meeresstr¨ omungen – versiegen des Golfstroms • Anstieg des Meeresspiegels. Das Problem ist ¨außerst komplex, daher ist es nicht verwunderlich, daß unter den Klimatologen keine Einigkeit bzgl. der Auswirkungen des Treibhauseffektes besteht. Eine Mehrheit glaubt anhand von Modellrechnungen schl¨ ussig nachweisen zu k¨ onnen, daß pro 100 ppm CO2 in der Atmosph¨are die Mitteltemperatur auf der Erdoberﬂ¨ ache um 1 K steigen wird. Deren Argumentation wird aber wegen der stark vereinfachten Modelle von einigen Forschern nicht anerkannt.25 Diese Gruppe von Wissenschaftlern ist sich vielmehr sicher, daß auch eine Erde mit 600 ppm CO2 in der Atmosph¨are noch ein ganz guter Platz zum Leben w¨ are. Bei der ¨ oﬀentlichen Debatte u ¨ber die Auswirkung des CO2 -Anstiegs wird meist u ¨bersehen, daß die Wirkung auf die Biosph¨are bereits Realit¨at ist und sich ein schleichender Wandel der Vegetation vollzieht, der auf die direkte Wirkung des CO2 auf den Stoﬀwechsel der Pﬂanzen zur¨ uckzuf¨ uhren ist. Allerdings erwies sich die Vorstellung, Pﬂanzen w¨ urden den antropogenen CO2 -Ausstoß durch vermehrte CO2 -Bindung kompensieren, als falsch. Das erh¨ohte CO2 Angebot ver¨ andert die Interaktion zwischen den Pﬂanzen aber auch zwischen Pﬂanzen, Tieren und Mikroben, wobei es Gewinner und Verlierer gibt. In [7] wird berichtet, daß in den W¨ aldern der gem¨ aßigten Zonen Lianengew¨achse die Oberhand gewinnen, die den W¨ aldern eine erh¨ohte Dynamik und damit reduzierte Kohlenstoﬀvorr¨ ate aufzwingen, was schließlich den CO2 -Anstieg beschleunigen k¨ onnte. In diesem Zusammenhang stellt sich die Frage, wieviel wir unserer Biosph¨ are noch zumuten k¨ onnen, ohne unsere gemeinsamen Lebensgrundlagen zu unserem Nachteil zu ver¨ andern. Nach dem heutigen Wissensstand gibt es darauf keine gesicherte Antwort. Die Schwierigkeit in der Aufﬁndung noch zul¨ assiger St¨ orungen des Energiesystems Erde besteht dabei in den langen Latenz- bzw. Totzeiten des Systems: Die Zeitspanne zwischen St¨orung und St¨ orungsauswirkung kann die Lebenszeit mehrerer Generationen umfassen.26 Erste Schritte zur Stabilisierung der CO2 –Emissionen wurden auf der dritten Weltklimakonferenz unternommen, die 1997 in der japanischen Stadt Kyoto stattfand. Auf der Konferenz wurde ein Zusatzprotokoll zur Ausgestaltung 25

26

¨ Eine Ubersicht u ¨ber neue Forschungsergebnisse der Physik und Chemie der Atmosph¨ are wird in [6] gegeben. Die Position der Minderheit der Klimatologen in der Frage des Treibhauseﬀektes wird z. B. in [8] und [9] dargestellt. Lange Latenzzeiten von Klima¨ anderungen entsprechen der gegenw¨ artigen Lehrmeinung in der Klimatologie. Diese Ansicht wird aber durch Ergebnisse des Greenland Icecore Projects mehr und mehr in Frage gestellt. Ziel des Projekts ist, durch Auswertung der Kernbohrung durch den Gr¨ onl¨ andischen Eisschild Aufschluß u ¨ber die Umwelt und Klimageschichte der letzten 250 000 Jahre zu bekommen. Erste Ergebnisse besagen, daß das stabile Klima der letzten 8 000 Jahre eher die Ausnahme war und abrupte Temperatur¨ anderungen innerhalb von weniger als einem Jahrzehnt abgelaufen sind, vgl. [12].

18

1 Einf¨ uhrung

der Klima-Rahmenkonvention der Vereinten Nationen f¨ ur den Klimaschutz verhandelt und verabschiedet, das sogenannte Kyoto–Protokoll. Die Vertragsstaaten haben das Ziel, ihre Emissionen bis zum Jahr 2012 um durchschnittlich 5,2% unter das Niveau von 1990 zu senken. Die einzelnen L¨ander haben dabei unterschiedliche Vorgaben, die von ihrer wirtschaftlichen Entwicklung abh¨ angen. F¨ ur die EU ist eine Senkung um 8% vorgesehen, der Volksrepublik China, Indien und anderen Entwicklungsl¨andern sind dagegen keine Beschr¨ ankungen vorgegeben. Nach dem Kyoto–Protokoll sind ﬂexible Mechanismen der Reduktion von Treibhausgasen zul¨assig; so z.B. die Ber¨ ucksichtigung von Auﬀorstungen zur CO2 –Minderung und der Handel mit Emissions– Zertiﬁkaten zwischen L¨ andern, die ihre Emissionsmengen nicht aussch¨opfen, mit solchen, die die zugeteilten Mengen u ¨berschritten haben. Das Kyoto–Protokoll wird von verschiedenen Seiten kritisiert: den Umweltsch¨ utzern geht es nicht weit genug, andere weisen auf die Kosten hin. Die Kritiker u ¨bersehen, daß es ein erster Schritt ist, der weitere Schritte, unter Ber¨ ucksichtigung wissenschaftlicher Erkenntnisse, der bei der Umsetzung ¨ gemachten Erfahrungen und der weiteren Entwicklung beobachtbarer Andeoglich macht. Der Ablauf der Konferenz und der rungen der CO2 –Folgen m¨ Text des Protokolls ist in [10] dargestellt.

1.3 Kraftwerke und Umwelt Die Zunahme des CO2 -Anteils in der Atmosph¨ are zeigt, daß die Nebenwirkungen der Energienutzungen globale Dimensionen erreicht haben. Diese Nebenwirkungen sind urspr¨ unglich nicht gewollt oder bekannt gewesen, die M¨oglichkeit ihres Auftretens wurde aber zun¨ achst im Interesse des Erreichens eines Zieles als ein Kostenfaktor billigend in Kauf genommen. Einﬂ¨ usse auf kleinere Gebiete, die infolge menschlichen Handelns zu lokalen Umweltkrisen f¨ uhrten, hat es schon vor langer Zeit gegeben. Bekannte Beispiele aus historischer Zeit sind die Verkarstung des ¨ ostlichen Mittelmeerraums durch den Raubbau an den W¨ aldern und auch die Versalzung großer Ackerﬂ¨achen im alten Mesopotamien, die infolge der Bew¨ asserung auftrat. Diese Ackerﬂ¨achen mußten schließlich aufgegeben werden und bilden heute eine W¨ uste. Diese Beispiele zeigen, daß wir zwar die Macht haben, die Umwelt zu ver¨andern – wir k¨onnen z.B. innerhalb einer kurzen Zeitspanne einen Regenwald abholzen – wir aber keine Gewalt u uste ¨ber die Natur haben, denn wir k¨onnen die entstehende W¨ nicht aufhalten, die in ihrer Art genau so nat¨ urlich ist wie der Regenwald. Die aus der Energieumwandlung in der Technosph¨are resultierenden Auswirkungen auf die Biosph¨ are lassen sich nur schwer quantiﬁzieren. Allerdings sind insbesondere f¨ ur die fossilen Brennstoﬀe die m¨oglichen Gefahren gut bekannt. Es handelt sich um saure Niederschl¨ age, Luftverschmutzung in den Ballungsgebieten und die weltweite Erw¨ armung. Um uns eine erste Vorstellung u ¨ber die mit der Energieumwandlung verbundene Umweltbeeinﬂussung zu

1.3 Kraftwerke und Umwelt Luft (2,3 Mio. m3 /h) Wasser (2 000 t/h) Kohle (240 t/h) Kalkstein (12 t/h) Kalk (880 kg/h) Ammoniak (700 kg/h) Salzs¨ aure (240 kg/h) Eisenchlorid (140 kg/h) Natronlauge (90 kg/h) Schwefels¨ aure (40 kg/h) Diverses (2 kg/h)

- Kraft- werk -

19

- Rauchgas (2,4 Mio. m3 /h) - Verdunstung (1 300 t/h) - Abwasser (700 t/h) - Gips (17 t/h) - Flugstaub (16 t/h) - Schlacke (1,5 t/h) - Strom (740 MW)

Abbildung 1.6. Mengenstr¨ ome bei einem steinkohlegefeuerten 740 MW-Kraftwerk. Kalkstein und Ammoniak sind zur Rauchgasreinigung notwendig, die anderen Chemikalien zur Wasseraufbereitung. Der Verdunstungsstrom entsteht im Naßk¨ uhlturm wie auch der gr¨ oßte Teil des Abwassers. Flugstaub, Gips und Schlacke werden in der Bauindustrie verarbeitet

verschaﬀen, sind in Abb. 1.6 die bei einem mit Steinkohle gefeuerten Dampfkraftwerk anfallenden Mengenstr¨ ome angegeben. Die Abf¨ alle aus Kraftwerksanlagen sind nicht nur von vielf¨altiger Art, sondern fallen auch in riesigen Mengen an. Bei einem 700 MW-Kohlekraftwerk, das mit Steinkohle gefeuert und als Grundlastkraftwerk mit Vollast betrieben wird, sind dies im Verlauf von 25 Jahren: 125 · 109 kg CO2 , 1,3 · 109 kg SO2 , 0,3 · 109 kg NO2 , 0,4 · 109 kg Asche. Damit fallen in der Bundesrepublik, bezogen auf eine Person mit einer Lebensdauer von 75 Jahren, die ihren Strom ausschl. aus einem Kohlekraftwerk bezieht, folgende Mengen an: orpergewicht, 7,0 · 105 kg CO2 oder 9 000 mal das K¨ orpergewicht, 5,5 · 103 kg SO2 oder 70 mal das K¨ 1,7 · 104 kg Asche oder 220 mal das K¨ orpergewicht. W¨ urde diese Person ihren ganzen Energiebedarf mit Kohle decken, w¨aren diese Zahlen etwa um den Faktor 3 gr¨ oßer.27 27

Der Stromverbrauch pro Kopf der Bev¨ olkerung betrug 1990 in der Bundesrepublik ca. 7 000 kWh/a. Die Bereitstellung erfolgte mit einer Kraftwerksleistung von 1,6 kW/Einwohner. Die Zahlenwerte f¨ ur die erzeugten Abfallmengen beziehen sich auf eine Anlage mit einer Nettoleistung von 750 MW, Kohleverbrauch 240 t/h, Heizwert 28 MJ/kg, Aschegehalt der Kohle 8%, Schwefelgehalt 1,2%. Von den angegebenen Mengen werden von den Rauchgasreinigungsanlagen mehr als 99% der Asche und u ¨ber 95% der bei der Verbrennung erzeugten Schadgase (SOx und NOx) zur¨ uckgehalten.

20

1 Einf¨ uhrung

Kernkraftwerke verschmutzen unsere Umwelt nicht mit Schadgasen wie SO2 und NO2 oder mit Staub, aber sie senden im Normalbetrieb radioaktive Strahlen aus, haben das Potential f¨ ur schwere Unf¨alle und produzieren radioaktive Abf¨ alle. Bez¨ uglich der Bewertung dieser drei Gefahrenquellen wird auf Abschn. 16.6 verwiesen. Hier sei nur darauf hingewiesen, daß die Menge der erzeugten Abf¨ alle gering ist. Bezogen auf die Lebenszeit eines Menschen in der Bundesrepublik sind dies im Falle der Versorgung mit Kernkraftstrom • ca. 0,3 kg radioaktive Spaltprodukte und • ca. 10 kg radioaktive Strukturmaterialien, die am Ende der Nutzungszeit eines Kraftwerks anfallen. Hierbei ist aber zu ber¨ ucksichtigen, daß radioaktive Stoﬀe dieser Art der Biosph¨ are fremd sind und daher u ¨ber eine lange Zeit (ca. 105 Jahre) sicher gelagert werden m¨ ussen. Diese grobe Absch¨ atzung der bei thermischen Kraftwerken anfallenden Abfallmengen zeigt, daß dem Umweltschutz innerhalb der Energietechnik eine herausragende Rolle zukommt.

1.4 Energieumwandlung Die Hauptaufgabe der Energietechnik ist die rationelle Umwandlung der verschiedenen Arten von Prim¨ arenergie in Nutzenergie. Als Nutzenergie soll im folgenden mechanische Arbeit oder elektrische Energie verstanden werden. Die M¨ oglichkeiten zur Umwandlung von potentieller Lageenergie, chemischer Brennstoﬀenergie oder Kernenergie in diese beiden Energieformen sind schematisch in Abb. 1.7 dargestellt. Großtechnisch erfolgt die Umwandlung chemischer und nuklearer Energie in Elektrizit¨ at heute in W¨armekraftanlagen. Dabei wird die Brennstoﬀenergie zun¨ achst in W¨arme u uhrt. Die Umwand¨berf¨ lung der W¨ arme in nutzbare Arbeit erfolgt mit thermodynamischen Kreisprozessen, die in Energiewandlersystemen ausgef¨ uhrt werden. Dasjenige Teilsystem, das die Umwandlung der W¨ arme in mechanische Energie ausf¨ uhrt, nennt man thermodynamische Maschine oder einfach Maschine. Dem System wird dazu Hochtemperaturw¨ arme zugef¨ uhrt, es leistet daraus nutzbare Arbeit und gibt schließlich Niedertemperaturw¨ arme ab. Der W¨ armetransport innerhalb des Prozesses erfolgt mit Arbeitsmitteln. In der industriellen Kraftwerkstechnik wird zwischen Prozessen unterschieden, die bei allen im Prozeßablauf vorkommenden Zustands¨anderungen mit einem homogenen Medium (Gas) und solchen, die mit einem heterogenen Medium arbeiten (Wasser/Dampf). Sowohl der Dampfkraftprozeß als auch der Gasturbinenprozeß werden in ihren Grundz¨ ugen in diesem Buch behandelt. Im W¨ armekraftwerk wird die Prim¨ arenergie u ¨ber zwei Zwischenstufen in elektrische Nutzenergie u uhrt. Daneben gibt es auch Prozesse, bei denen die ¨berf¨ Umwandlung direkt oder nur u ¨ber eine Stufe erfolgt. Die bekanntesten davon sind

1.4 Energieumwandlung

21

lle fz e tof

Verbrennung

s nn Bre

Wa Win sse dra rtu d rb i ne

potentielle Energie chemische Energie nukleare Energie

Wärme

MH D

ne rbi Tu

mechanische Energie

Generator Elektromotor

elektrische Energie

Abbildung 1.7. Schema zur Energieumwandlung

• die Brennstoﬀzelle zur direkten Umwandlung von chemischer Brennstoﬀenergie, • die Solarzelle zur direkten Umwandlung von Strahlungsenergie, • thermoelektrische Energiewandler, • thermoionische Energiewandler und • magnetohydrodynamische Energiewandler (MHD). Die diesen Umwandlungsprozessen zugrundeliegenden Eﬀekte sind bereits seit mehr als 100 Jahren bekannt. Ihre Anwendung blieb bei den ersten vier Verfahren auf Sonderf¨ alle beschr¨ ankt. Der Grund daf¨ ur liegt im wesentlichen in den großen Aufwendungen an Material und den damit verbundenen Kosten. Die Nichtanwendung des MHD-Prozesses ist durch technologische Schwierigkeiten und die Nichtverf¨ ugbarkeit von Werkstoﬀen mit einer hohen Best¨ andigkeit gegen Erosion durch staubbeladene Gase bei Temperaturen im Bereich von 2 000◦ C bedingt. Neben den Kosten f¨ ur den Bau, Betrieb und Unterhalt einer Anlage spielen f¨ ur die Bewertung eines Umwandlungsverfahrens im Hinblick auf den Einsatz in einem Kraftwerk noch weitere Anforderungen eine Rolle. Die wichtigsten davon sind • große Zuverl¨ assigkeit, • Betriebssicherheit und • hoher Wirkungsgrad der Energieumwandlung. F¨ ur die Auswahl eines Verfahrens f¨ ur einen konkreten Anwendungsfall spielen ferner die lokalen Gegebenheiten eine oft entscheidende Rolle. Zu nennen sind hier: • Anbindung an Verkehrswege, • Eingliederung in das Verbundsystem.

22

1 Einf¨ uhrung

1.5 Energieverbrauch bei der Energiegewinnung Bei der Beurteilung von Verfahren zur Umwandlung von Prim¨arenergie in Nutzenergie ist nicht nur der Wirkungsgrad als Verh¨altnis zwischen gewonnener Nutzenergie und eingesetzter Prim¨ arenergie von Bedeutung, sondern auch das Verh¨ altnis von der w¨ ahrend der Lebenszeit einer Anlage gewonnenen Nutzenergie zu der f¨ ur Bau, Betrieb und Unterhalt erforderlichen Energie. Dieses Verh¨ altnis wird als Erntefaktor bezeichnet. Eine Gegen¨ uberstellung von Erntefaktoren verschiedener Kraftwerkssysteme ist in Tabelle 1.1 gegeben. Zus¨ atzlich aufgenommen sind Angaben u ¨ber die zugrundegelegte Auslastung in ¨ aquivalenten Vollaststunden pro Jahr, den speziﬁschen Materialverbrauch und die zu erwartende Lebensdauer des Kraftwerkstyps. Tabelle 1.1. Material- und Energiebilanzen f¨ ur einige Kraftwerkstypena Anlagentyp

Vollaststunden [a−1 ]

Materialbedarf [kg/MWh]

Energier¨ uckﬂußzeit [a]

Erntefaktor [–]

Kohlekraftwerk Gasturbinenkraftwerk Kernkraftwerk Windenergieanlage Solarzellenkraftwerk

6 000 6 000 6 000 2 000 1 000

1,3 1,1 2,6 ca. 15 ca. 30

0,15 0,20 0,5 2 4

120 180 100 20 5

a

Basis f¨ ur die Werte sind zahlreiche Literaturangaben, m¨ undliche Mitteilungen von Fachkollegen und eigene Absch¨ atzungen.

In der Tabelle sind die Kosten nicht ber¨ ucksichtigt, die f¨ ur Exploration, Erschließung, F¨ orderung, Aufbereitung und Verteilung der Brennstoﬀe anfallen. Bei der großen Variation der Brennstoﬀe und den Unterschieden in der F¨ orderung, der Aufbereitung und dem Transport ist eine allgemeine Aussage allerdings nicht m¨ oglich. So ist z.B. bei Steinkohlen, die im Tagebau aus oberﬂ¨ achennahen m¨ achtigen Fl¨ ozen gewonnen werden, f¨ ur die F¨orderung ein Energieaufwand von ca. 100 kJ/kg erforderlich. Bei Kohlen aus tiefen Lagerst¨ atten und d¨ unnen Fl¨ ozen m¨ ussen demgegen¨ uber bis zu 4 MJ/kg aufgewendet werden. Der Lieferungswirkungsgrad variiert demnach zwischen 83 und 99,7%. ¨ Ahnlich unterschiedlich ist der Energieaufwand bei der Erd¨olf¨orderung; dieser liegt im Nahen Osten bei weniger als 10 kJ/kg und f¨ ur das Nordsee¨ol bei ca. 500 kJ/kg. Hinzu kommen noch die Aufwendungen f¨ ur den Transport einschl. des Aufwandes f¨ ur Tanker, Verladestationen und Vorratslager, sowie ¨ aus dem Nahen Osten ist hierf¨ die Verarbeitung in Raﬃnerien. F¨ ur Ol ur ein Aufwand von ca. 2 MJ/kg erforderlich, so daß der Lieferwirkungsgrad des Brennstoﬀes bei ca. 93% liegt.

1.6 Das Verbundnetz, Anforderungen an Kraftwerke

23

Auch bei der Nutzung der Kernenergie ist ein beachtlicher Energieaufwand f¨ ur die Bereitstellung des Brennstoﬀes erforderlich. F¨ ur eine grobe Absch¨ atzung gehen wir von folgender Annahme aus: Das f¨ ur die u ¨blichen Druckwasserreaktoren erforderliche 235 U muß aus Granit extrahiert wer92 den. In entsprechenden Lagerst¨ atten ist es in einer Konzentration von etwa 100 ppm enthalten. F¨ ur ein Kraftwerk mit einer Leistung von 1 200 MW und einem Wirkungsgrad von 33% sind f¨ ur 30 Betriebsjahre ca. 1 020 t spaltbares Material erforderlich. F¨ ur dessen Gewinnung m¨ ussen bei der angegebenen Konzentration in 30 Jahren ca. 660 Mio t Granit gebrochen, gemahlen und chemisch aufbereitet werden, um das enthaltene 235 92 U zu isolieren. Das nicht verwendbare Gestein muß wieder kompaktiert und deponiert werden. Pro Tonne Einsatzmaterial sind hierf¨ ur ca. 30 kWh an Energie erforderlich, so daß sich f¨ ur den Kernbrennstoﬀ ein Lieferwirkungsgrad von 98% ergibt. Selbst bei der Nutzung unserer anwendungsfreundlichsten Brennstoﬀe sind damit die Energiekosten f¨ ur die Gewinnung neuer Nutzenergie betr¨achtlich.

1.6 Das Verbundnetz, Anforderungen an Kraftwerke F¨ ur die Verwendung einer Energieform spielt neben der Bereitstellung ihre Transportf¨ ahigkeit eine entscheidende Rolle. Dies zeigt sich auch darin, daß die meisten Gas-, Erd¨ ol- und Elektrizit¨ atsgesellschaften gleichzeitig auch Energietransportunternehmen sind, die f¨ ur diese Energieformen in allen Industriel¨ andern ﬂ¨ achendeckende Verteilernetze entwickelt haben. Von diesen Energieformen hat sich insbesondere die elektrische Energie sowohl f¨ ur die Haushalte als auch die Industrie als eine bequem und sicher zu handhabende Energieform erwiesen. Ihr besonderer Vorteil ist, daß jedem Nutzer zu der gew¨ unschten Zeit Energie in der von ihm ben¨otigten Menge und mit der gew¨ unschten Leistung zur Verf¨ ugung gestellt werden kann. Seit der Erﬁndung des Wechselstromes hat sich f¨ ur die Verkn¨ upfung der Bereitsteller elektrischer Energie (Kraftwerke) und der Nutzer (Verbraucher) aus technischen und wirtschaftlichen Gr¨ unden das Verbundnetz durchgesetzt. Darunter versteht man das die Kraftwerke und Verbraucher eines Verteilungsgebiets verkn¨ upfende System aus elektrischen Leitungen zur Fortleitung und Verteilung der elektrischen Energie. Durch die Einrichtung des Verbundnetzes konnte ein wesentlicher Nachteil der Energieform Elektrizit¨at ausgeglichen werden: Diese hat n¨ amlich die Eigenschaft, daß sie im gleichen Moment, in dem sie bereit gestellt wird, auch genutzt werden muß. Die Bereitstellung von elektrischer Energie wird aus diesem Grunde ausschl. von den Verbrauchern bestimmt. Eine Speicherung ist nur in geringen Mengen als Gleichstrom in Kondensatoren m¨ oglich, nicht aber in der handels¨ ublichen Form des Wechselstroms. Zur Speicherung großer Mengen muß der elektrische Strom vielmehr wieder in andere Energieformen umgewandelt werden, z.B. in potentielle Lageenergie bei sog. Pumpspeicherwerken oder chemische Energie bei Verwendung von Batterien als Speicher.

24

1 Einf¨ uhrung

Bei der Verkn¨ upfung einer großen Zahl von Verbrauchern mit mehreren Kraftwerken in einem Verbundnetz gleichen sich statistische Bedarfsschwankungen in einem gewissen Umfang aus, so daß sich die Partner Verbraucher und Kraftwerke einfacher aufeinander abstimmen k¨onnen. Gelingt es nicht, Stromerzeugung und Verbrauch momentan einander anzugleichen, kommt es zun¨ achst zu einem Ausgleich infolge eines Selbstregelungseﬀektes: Sinkt z.B. in einem Netz die Frequenz, reagieren die Drehstrommotoren mit einem R¨ uckgang der Drehzahl und folglich der Leistungsaufnahme. So geht beispielsweise die Leistungsaufnahme eines Ventilators mit der dritten Potenz der Drehzahl zur¨ uck. Geht die Absenkung der Frequenz mit einer Spannungsabsenkung einher, nehmen auch die Ohm’schen Verbraucher eine geringere Leistung auf. In den Industriel¨andern kann mit einem Selbstregelungseﬀekt von 1–2% pro 1 Hz Frequenz¨ anderung gerechnet werden. Um Maschinen und Ger¨ate mit konstanter Leistung betreiben zu k¨ onnen, d¨ urfen aber andererseits Spannung und Frequenz in einem Verbundnetz nur wenig schwanken. Ein Beispiel f¨ ur eine Netzfrequenz¨ anderung infolge eines pl¨otzlichen zus¨ atzlichen Leistungsbedarfs ist in Abb. 1.8 gegeben [3]. Hervorgerufen durch eine Pause in einer Fernsehsendung am 10.1.1966 gegen 22.00 Uhr entstand im Netz der RWE ein zus¨ atzlicher Leistungsbedarf von ca. 1 100 MW, der innerhalb von ca. 1 Minute zu decken war. Weil dieses Ereignis vorauszusehen war, wurde schon 10 Minuten vorher begonnen, die Netzfrequenz auf 50,1 Hz zu erh¨ ohen. Trotz dieser Vorsorgemaßnahme sank die Netzfrequenz durch die kurzzeitige Leistungsanforderung auf unter 50 Hz ab. Aus dem Bild ist ferner zu sehen, daß die Frequenzschwankungen sich in der Regel innerhalb eines Bandes von 0,05 Hz bewegen. In einem Verbundnetz ist eine Vielzahl unterschiedlicher Kraftwerke und Verbraucher zusammengeschlossen. Das geordnete Zusammenspiel der Systempartner ist heute weitgehend automatisiert. Aufgrund von Erfahrungswerten und Prognosen wird dabei zun¨ achst ein Bedarfsproﬁl f¨ ur die Strom24 t [h] 22

24 t [h] 22

20

20

7

18

18

6

16

16

5

14

14

10 P [GW] 9 8

2200

4 0 a)

6

12

18

24 t [h]

12 49,5 b)

50,0

50,5 f [Hz]

12 3 3 -10 0 10 2.103 c) P [MW]

Abbildung 1.8. Belastung des RWE-Netzes am 10.1.1966: a) Tagesbelastungskurve, b) Netzfrequenz, c) Zus¨ atzliche Leistungsabgabe

1.6 Das Verbundnetz, Anforderungen an Kraftwerke

25

bereitstellung f¨ ur einen gewissen Zeitraum ermittelt. Unter Ber¨ ucksichtigung von Wirtschaftlichkeits¨ uberlegungen wird darauf aufbauend ein Einsatzplan f¨ ur die einzelnen Kraftwerke erstellt und in ein Fahrprogramm umgesetzt. F¨ ur den genauen Ausgleich zwischen Bereitstellung und Verbrauch sorgt dann die Netzfrequenzregelung (Prim¨ arregelung). Weitere Korrekturen der Leistungsabgabe einzelner Kraftwerke erfolgen zur Einhaltung eventueller vertraglicher Abgabeverpﬂichtungen und zur Begrenzung der Leistungsbeanspruchung (Sekund¨ arregelung). Um die geforderte Netzleistung bei gleichzeitiger Einhaltung der zul¨assigen Abweichungen f¨ ur Netzspannung und Netzfrequenz zu erhalten, m¨ ussen alle Systempartner zusammenarbeiten. Das Erreichen dieses Zieles ist oft erschwert durch die Gr¨ oße des Netzsystems und die damit verbundene Un¨ ubersichtlichkeit. Ferner ergibt sich eine Erschwernis dadurch, daß die Regelung und Steuerung der Systempartner in dezentrale Einzelsysteme aufgel¨ost ist. Bei dieser Aufsplitterung besteht die Gefahr, daß trotz richtiger Einstellung der Regelung der Einzelsysteme das Gesamtsystem Netz“ nicht im ” gew¨ unschten Maße optimiert ist. Jeder Systempartner strebt nach Eigenschonung und Eigennutzen und neigt daher dazu, vom Gesamtsystem geforderte Leistungs¨ anderungen den anderen Systempartnern zuzuschieben. Es ergibt sich daraus die Frage, wie die Dynamik der Energiebereitstellung in optimaler Weise beschaﬀen sein muß. Neben regelungstechnischen Gesichtspunkten sind daf¨ ur auch die Dynamikeigenschaften des Teilsystems Kraftwerk“ entscheidend. Bei mit fossilen ” Brennstoﬀen gefeuerten W¨ armekraftwerken sind diese Eigenschaften weitgehend durch die Man¨ ovrierf¨ ahigkeit der Feuerungsanlage und die Werkstoﬀbeanspruchung dickwandiger Bauteile von Dampferzeuger und Turbine (instation¨ are W¨ armespannungen, Langzeitlebensdauer) bestimmt. Ebenso spielt auch die Schonung der Stellglieder eine wichtige Rolle. Um die von den Verbrauchern verlangten Last¨ anderungen bei zul¨ assigen Schwankungen von Spannung und Frequenz erf¨ ullen zu k¨ onnen, werden von modernen Kraftwerken Lastgradienten von 6–10% pro Minute verlangt. Bei St¨orungen soll dieser Leistungsanstieg als Sprung sofort zur Verf¨ ugung stehen und anschließend zwischen 40 und 100% Last ein Leistungsanstieg mit einem Gradienten von 6% pro Minute ausgefahren werden k¨ onnen. Bei großen St¨ orungen, die nur selten vorkommen, soll die Leistung innerhalb von 5 s um 20% gesteigert werden k¨onnen. Der in Abb. 1.8 in Abh¨angigkeit der Tageszeit dargestellte Verlauf der Stromabgabe eines Netzes ist mit Ausnahme der Lastspitze um 22 Uhr typisch f¨ ur einen Wintertag. In den Sommermonaten ist der Verlauf ¨ahnlich, nur die Spitzen liegen etwa 20% tiefer. Ermittelt man aus den Tagesbelastungskurven eines Jahres die Betriebsstunden gleicher Belastung und normiert diese mit der im betrachteten Jahr aufgetretenen H¨ ochstleistung, erh¨alt man die in Abb. 1.9 dargestellte geordnete Jahresbelastung. Es ist u ¨blich, den Einsatzbereich bis etwa 2 000 h/a als Spitzenlast, den Bereich zwischen 2 000 und 5 000 h/a als Mittellast und den oberhalb von 5 000 h/a als Grundlast zu bezeichnen.

26

1 Einf¨ uhrung

100 Spitzenlast

[%]

80 Mittellast

60 Grundlast

40 20 0

0

2000 4000 6000 8000 h/a

Abbildung 1.9. Geordnete Jahresbelastung eines Netzes und deren Abdeckung

Es ist klar, daß der Einsatz von Kraftwerken in den verschiedenen Lastbereichen nach wirtschaftlichen Gesichtspunkten zu erfolgen hat. In einer ersten N¨ aherung setzen sich die Kosten f¨ ur Elektrizit¨atserzeugung mit Kraftwerken aus einem vorwiegend investitionsabh¨ angigen Festkostenanteil KI und einem im wesentlichen von den Brennstoﬀkosten abh¨angigen Anteil KB zusammen. Damit gilt f¨ ur die Gesamtkosten: K = KI + KB [e/a] .

(1.5)

Bezeichnet kI die speziﬁschen Investitionskosten in e/kW, p die Annuit¨at28 in %/a und P die Nennleistung eines Blockes in MW, folgt f¨ ur den Investitionsanteil KI = kI p P · 10 [e/a] .

(1.6)

F¨ ur kI galten 1992 die in Tabelle 1.2 angegebenen Werte. Tabelle 1.2. Speziﬁsche Investitionskosten f¨ ur Kraftwerke Kraftwerkstyp

kI [e/kW]

Gasturbinen-Spitzenlast Gasturbinen-Kombi Steinkohle 740 MW Braunkohle 900 MW Kernkraftwerk 1 200 MW

300–400 500 900 – 1 050 1 300 1 900

28

Mit Annuit¨ at bezeichnet man die Summe aus Kapitalzins und Tilgung. Hier wird der Einfachheit halber von einer konstanten Annuit¨ at ausgegangen.

1.6 Das Verbundnetz, Anforderungen an Kraftwerke

27

F¨ ur den Kostenanteil KB kann entsprechend KB = kB τeﬀ [e/a]

(1.7)

gesetzt werden. Der Brennstoﬀaktor kB ergibt sich aus dem Wirkungsgrad η, ur die Aufbereitung des Brenndem Brennstoﬀpreis b in e/GJ29 , den Kosten f¨ stoﬀes und die Beseitigung der R¨ uckst¨ ande fB − 1 b sowie der Nennleistung zu 3 600 kB = fB b P · 10−3 [e/h] . (1.8) η Der Faktor 3 600/η ist der speziﬁsche W¨ armeverbrauch in kJ/kWh. τeﬀ ist die eﬀektive Betriebszeit des Blocks, welche sich aus der Auslaugbarkeit fV ergibt. Die beiden Faktoren sind wie folgt stung fA und der Verf¨ deﬁniert: An das Netz abgegebene Energie in MWh/a , (1.9) fA = Nennleistung in MW · Betriebsbereitschaft in h/a Betriebsbereitschaft in h/a fV = . (1.10) 8 760 h/a Damit ist τeﬀ = fA fV · 8 760 [h/a] .

(1.11)

Mit der Jahresstromabgabe E = P τeﬀ · 103 [kWh/a]

(1.12)

kann aus den vorstehenden Beziehungen schließlich eine Gleichung f¨ ur die Stromgestehungskosten

=

k p · 10−2 3 600 K = I + fB b · 10−6 [e/kWh] E fA fV · 8 760 η

(1.13)

hergeleitet werden. Nicht ber¨ ucksichtigt sind hierbei die Kosten f¨ ur Personal und Instandhaltung. Diese sind aber i.allg. niedrig im Vergleich zu den hier abgesch¨ atzten Kosten f¨ ur das Investitionskapital und den Brennstoﬀ und k¨ onnen in dieser N¨ aherung vernachl¨ assigt werden. Durch technische Maßnahmen im engeren Sinn k¨onnen nur die Investitionskosten, der Wirkungsgrad und die Verf¨ ugbarkeit der Anlage beeinﬂußt werden. Es ist eine allgemeine Erfahrung, daß die Investitionskosten f¨ ur eine Anlage mit ihrem Wirkungsgrad steigen. Auf der anderen Seite sind Anlagen mit einem hohen Wirkungsgrad in aller Regel komplexer und aufwendiger bzgl. der Wartung. Deshalb nimmt die Verf¨ ugbarkeit zumindest in der Tendenz mit zunehmendem Wirkungsgrad ab. Anhand von (1.13) kann man leicht zeigen, daß es vom wirtschaftlichen Standpunkt aus keinen Sinn macht, den Wirkungsgrad auf Kosten der Verf¨ ugbarkeit zu verbessern. Durch zus¨atzliche 29

1 GJ = 1 Gigajoule = 109 Joule.

28

1 Einf¨ uhrung

Anstrengungen in der Wartung muß dann vielmehr sichergestellt werden, daß die Verf¨ ugbarkeit nicht unzul¨ assig vermindert wird. Mit Hilfe von (1.13) kann in erster N¨ aherung die Eignung der verschiedenen Kraftwerkstypen f¨ ur den Einsatz in den einzelnen Lastbereichen beurteilt werden. Es liegt nahe, daß man f¨ ur die Grundlast die Anlagen mit den zwar h¨ oheren Investitionskosten, daf¨ ur aber den geringeren Brennstoﬀkosten heranzieht. Dies sind derzeit die Kern- und Braunkohlekraftwerke. F¨ ur den Mittellastbereich zwischen 2 000 und 5 000 Betriebsstunden werden z.Zt. Steinkohlekraftwerke eingesetzt. Diese sind deshalb f¨ ur h¨auﬁgen Teillastbetrieb und t¨agliches An- und Abfahren (Zweischichtbetrieb) ausgelegt. F¨ ur den Spitzenlastbereich schließlich werden Anlagen mit niedrigen Investitionskosten und eventuell h¨ oheren Brennstoﬀkosten herangezogen. Zus¨atzlich m¨ ussen diese Anlagen noch kurze Zugriﬀszeiten und Anfahrzeiten aufweisen. ¨ gefeuerte KomDerzeit werden daf¨ ur oﬀene Gasturbinen und mit Gas oder Ol bikraftwerke eingesetzt. Beispiel 1.1. F¨ ur ein mit Steinkohle gefeuertes Kraftwerk mit einer Nettoleistung von 680 MW gelten folgende Daten: speziﬁsche Investitionskosten Kapitaldienst Annuit¨ at Auslastungsfaktor Verf¨ ugbarkeit Wirkungsgrad Faktor f¨ ur Handhabungskosten Brennstoﬀkosten

kI p fA fV η fB b

= = = = = = =

1 050 e/kW, 10%, 0,6, 0,85, 0,37, 1,15, 2,5 e/GJ.

Man bestimme die Stromgestehungskosten . Wie ¨ andert sich , wenn fV bzw. η sich um je 1% ¨ andern? ¨ L¨ osung. Nach (1.13) ist = 0,051 e/kWh. F¨ ur die Anderung von ergibt sich: ∆ =

∂ ∂ ∆fV + ∆η . ∂fV ∂η

¨ Bei einer Anderung von fV um ∆fV wird ∆ =

−kI p · 10−2 ∆fV fA · 8 760

f2

= −0,027 ∆fV .

V

¨ Entsprechend gilt bei einer Anderung von η ∆ = −fB b · 3 600 · 10−6

∆η = −0,075 ∆η . η2

¨ Eine Anderung von drei Prozentpunkten der Verf¨ ugbarkeit hat bzgl. der Kosten die gleiche Auswirkung wie ein Prozentpunkt des Wirkungsgrades.

Literatur

29

1.7 Fazit Die modernen Gesellschaften leben nicht von der Natur sondern von ihrer Umwelt. Unter naturnahen Bedingungen k¨ onnte nur ein kleiner Teil der heute lebenden Menschen ein Auskommen ﬁnden. Erst durch die Entwicklung der Techniken zur Nutzbarmachung fossiler und anderer Energiequellen war es m¨ oglich, die Grenzen soweit hinauszuschieben, daß weiteres Wachstum der Wirtschaft und des Wohlstandes f¨ ur die heute lebenden Menschen m¨oglich wurde. In diesem Kapitel wurden Randbedingungen benannt, die bei der Konzeption derartiger Energieumwandlungsverfahren zu beachten sind, damit diese den Anforderungen der Nutzer gerecht werden. Diese Bedingungen betreﬀen die Kosten, den Materialaufwand, die Verf¨ ugbarkeit und die Umweltbeeinﬂussung. Die Einrichtung von Verbundnetzen f¨ ur die Verteilung von Elektrizit¨at, ¨ zu Beginn des vergangenen Jahrhunderts war eine VoraussetErdgas und Ol zung f¨ ur die steile Entwicklung der Wirtschaft. Mit diesen Netzen k¨onnen drei Voraussetzungen, die wir an Energiesysteme stellen, sicher erf¨ ullt werden: ¨ • Sicherung der quantitativen Ubereinstimmung von Energieangebot und -nachfrage • die rechtzeitige Bereitstellung der ben¨ otigten Energie ¨ • die ¨ ortliche Ubereinstimmung: Bereitstellung der geforderten Energie nach Menge und Leistung an dem vom Verbraucher vorgegebenen Ort Wir haben ferner erkannt, daß bei vielen energietechnischen Prozessen ein Eingriﬀ in Bereiche erfolgt, die der Biosph¨ are zuzurechnen sind. Weil diese Eingriﬀe nicht dem Regelmechanismus der Biosph¨are unterworfen sind, kann es ¨ dadurch zu tiefgreifenden Anderungen unserer Umwelt kommen. Dem kommt deshalb besondere Bedeutung zu, weil sich Ver¨anderungen in der Biosph¨are mit technischen Verfahren praktisch nicht r¨ uckg¨angig machen lassen.

Literatur 1. Baehr, H.D.: Thermodynamik, 9. Auflage. Springer, Berlin Heidelberg New York 1996 2. BP Statistical Review of World Energy. London, versch. Jahrg¨ ange 3. Br¨ unecke, E.: Regelversuche an Dampfkesseln im Hinblick auf die Anforderungen des Verbundnetzes. Mitteilungen des VGB 46, 237–247 (1966) 4. Budyco, M.I., Golistin, G.S., Izrael, J.A.: Global climatic catastrophes. Springer, Berlin Heidelberg New York 1988 5. Carson, R.: Der stumme Fr¨ uhling. Biederstein, M¨ unchen 1962 6. Graedel, T.E., Crutzen, P.J.: Chemie der Atmosph¨ are. Spektrum, Heidelberg 1996 ¨ 7. K¨ orner, Ch.: Wald, Biodiversit¨ at und CO2 -Uberraschungen sind sicher. Naturwiss. Rundschau 58, Heft 2, 61–89 (2005)

30

1 Einf¨ uhrung

¨ 8. Linzen, R.S.: Uber die wissenschaftliche Basis f¨ ur globale Erw¨ armungsszenarien. Energiewirtschaftliche Tagesfragen 43, 507–516 (1993) 9. Lomberg, B.: Apocalypse No! zu Klampen, L¨ uneburg 2002 10. Oberth¨ ur, S., Ott, H.E.: Das Kyoto–Protokoll. Leske und Budrich, Opladen 2000 11. Revelle, R., Suess, H.E.: Carbon dioxide exchange between atmosphere and ocean and the question of an increase in atmospheric CO2 during the last decades. Tellus 9, 18–27 (1957) 12. Stauﬀer, B.: Ist ein u ¨ber mehrere Jahrtausende stabiles Klima die Ausnahme? Spektrum der Wissenschaft 11, 16–18 (1993)

2 Energiequellen

2.1 Energiequellen und deren Bewertung Energie wird in der Weise gewonnen, daß fossile oder mineralische Bodensch¨ atze gef¨ ordert und die in ihnen gespeicherte Energie nutzbar gemacht wird, oder auf die Erde einfallende Energiestr¨ ome verf¨ ugbar gemacht werden. Im einzelnen sind dies: • die chemische Energie der fossilen Brennstoﬀe Kohle, Erdgas und Erd¨ol • die nukleare Energie der schweren Atomkerne (Uran und Thorium); sie kann durch Spaltung freigesetzt werden • die nukleare Energie der leichten Atomkerne (Wasserstoﬀ, Lithium); sie kann durch Kernverschmelzung nutzbar gemacht werden • die Erdw¨ arme; sie kommt u ¨berwiegend durch den radioaktiven Zerfall der Spurenelemente Uran und Thorium in der Erdkruste zustande • der Energieﬂuß aus der Sonne auf die Erde in der Form elektromagnetischer Wellen • die Gravitation zwischen Sonne, Mond und Erde Diese Energiestr¨ome sind insofern zu unterscheiden, als es sich bei den drei erstgenannten um in der Erdkruste gespeicherte, hochkonzentrierte Energierohstoﬀe handelt, die nach Bedarf gef¨ ordert und verwendet werden k¨onnen. Bei den drei letztgenannten handelt es sich dagegen um Energiestr¨ome, die ohne Zutun des Menschen bestehen. Da diese in menschlichen Zeitmaßst¨aben gemessen unersch¨ opﬂich sind, spricht man von regenerativen Energiequellen. Nach der Kenntnis der Gesetzm¨ aßigkeiten der Natur und dem heutigen Stand der Technik ist es zumindest unwahrscheinlich, daß in Zukunft weitere, bisher noch nicht bekannte Energiequellen gefunden werden. Im allgemeinen Sprachgebrauch nennt man die in der Natur vorkommenden Energiearten Prim¨ arenergie, die durch technische Prozesse in anwendungsreife Sekund¨ arenergie (z.B. Heiz¨ ol, Benzin, Braunkohlenbriketts) und dann nach Bedarf in Nutzenergie (z.B. W¨ arme, elektrischer Strom, mechanische Energie) umgewandelt wird. Die hier aufgef¨ uhrten Energiequellen sind

32

2 Energiequellen

Tabelle 2.1. Vorr¨ ate an nicht regenerierbaren Energien in Gt SKE

Kohle Erd¨ ol Erdgas Urane Gesamt

Bekannte Vorr¨ atea

Zus¨ atzliche Vorr¨ ateb

Spekulative Vorr¨ atec

Statistische Reichweite in Jahrend

566 330 240 40 1 650

3 900 490 400 45 4 660

– 260 – 150 410

240 41 68 – –

a

Mit derzeitigen Mitteln wirtschaftlich f¨ orderbare Vorr¨ ate, diese Vorr¨ ate werden auch als konventionelles Erd¨ ol, Erdgas etc. bezeichnet; zusammengestellt nach [2], [18]. b Mit großer Wahrscheinlichkeit vorhanden und f¨ orderbar. c Fundorte nicht genau bekannt, F¨ orderm¨ oglichkeiten oﬀen. d Der bekannten Vorr¨ ate bei dem gegenw¨ artigen Verbrauch. e Bei Nutzung in Leichtwasserreaktoren der gegenw¨ artigen Bauart, ohne Einsatz von Brutreaktoren und ohne Wiederaufbereitung einmal benutzter Brennst¨ abe.

aber vom Standpunkt ihrer technischen Nutzbarkeit nicht gleichwertig. Es gibt erhebliche Unterschiede bzgl. • • • • • •

der der der der des der

Ergiebigkeit Verf¨ ugbarkeit potentiellen Umweltbeeinﬂussung Risiken ihrer Nutzung f¨ ur die Menschen Energieeinsatzes f¨ ur ihre Gewinnung und Nutzung Verf¨ ugbarkeit der Mittel f¨ ur ihre Verwertung

Eine erste Bewertung bzgl. dieser Punkte ist in den Tabellen 2.1 und 2.2 gegeben. In Abb. 1.3 ist bereits die Entwicklung des Weltenergieverbrauches nach Energietr¨ agern graphisch dargestellt worden. Bemerkenswert bei dem Vergleich zwischen dem Verbrauch und der M¨ achtigkeit der Vorr¨ate der fossilen Energietr¨ ager ist, daß die Kohle im Weltmaßstab zwar u ¨ber 80% der mit den derzeitigen technischen Mitteln f¨ orderbaren Vorr¨ate stellt, aber nur zu 20% am Verbrauch beteiligt ist. Als Maß f¨ ur die Vorrats- und Verbrauchsmengen der einzelnen Energiearten werden u oleinheit (OE) ¨blicherweise die Steinkohleneinheit (SKE), die Roh¨ und die SI-Einheit Terawattjahr (TWa) verwendet. Es gilt die Umrechnung: ¨ 1 kgSKE = 7 000 kcal = 29,308 MJ = 8,141 kWh = 0, 7 kgROE

(2.1)

¨ = 10 000 kcal = 41,868 MJ = 11,63 kWh = 1,429 kgSKE 1 kgROE

(2.2)

1 TWa = 1012 W · 365 d · 24 h · 3600 s = 31, 536 · 1018 J

(2.3)

2.1 Energiequellen und deren Bewertung

33

Tabelle 2.2. Bewertung der M¨ oglichkeiten der Energieversorgung Prim¨ arenergie

Ergiebigkeit Risiken/ [TWa] Nebenwirkungen

Technologische Reife/ Entwicklungspotential

Fossile Brennstoﬀe

3 · 103

gut entwickelt f¨ ur Kleinund Großanlagen, Wirkungsgradverbesserung bei Energieumwandlung m¨ oglich

Kernbrennstoﬀe Uran und Thorium

2 · 104 1 · 102

Fusion

∞

Endlagerung von aktiviertem Material, Emission von Radionukliden, hoher Materialbedarf

zu entwickeln

Sonnenenergie

∞

großer Landbedarf, hoher Materialbedarf, lokale Klimabeeinﬂussung

zu entwickeln f¨ ur Anwendungen im großen Stil

Geow¨ arme

∞

Lagerung von mineralischen Abf¨ allen, Schadstoﬀemission, Bodensenkungen

gut entwickelt

Wasserkraft

Angebot beschr¨ ankt

Landbedarf, lokale Klima¨ anderungen

gut entwickelt

Meeresstr¨ omungen Angebot beschr¨ ankt

Materialbedarf

gut entwickelt

Windenergie

großer Landbedarf

gut entwickelt f¨ ur Kleinanlagen

a b

CO2 und andere Emissionen, großer Landbedarf

a b

Angebot beschr¨ ankt

Emission von RadioBrennstoﬀzyklus noch nukliden, Endlagerung nicht geschlossen von Spaltprodukten, hoher Materialbedarf

Mit bzw. ohne Wiederaufbereitung verbrauchter Brennelemente und Einsatz von Brutreaktoren.

Die abstrakte Einheit TWa gewinnt an Anschaulichkeit, wenn man sie in kg SKE ausdr¨ uckt; man ﬁndet: 1 TWa = 1012 W · 365 · 24 · 3600 s = 1012 · 31.536 Ws ≈ 1 Gt SKE Kann man die Menge der in der Erdkruste liegenden fossilen Brennstoﬀe, die noch niemand gesehen hat, u ur unsere wichtigste ¨berhaupt absch¨atzen? F¨ Energiequelle, die M¨ achtigkeit der Erd¨ olvorkommen, hat der Geologe M.King Hubbert eine Methode zur Absch¨ atzung entwickelt. Er hat gefunden, daß

34

2 Energiequellen

¨ der zeitliche Verlauf der Produktionsmenge einer Olquelle einer Gaußschen ¨ Glockenkurve a anglichen Steigerung f¨allt nach Uber¨hnelt: Nach einer anf¨ schreiten eines Maximums die F¨ ordermenge stetig ab. Die Produktionsspitze ¨ markiert dabei den Zeitpunkt, zu dem die Olquelle zur H¨alfte ausgebeutet ist. ¨ Im Verlauf der Nutzung der weltweiten Olfelder wurde Hubberts These weitgehend best¨ atigt. So hat er z. B. das F¨ ordermaximum der US-amerikanischen ¨ Olquellen Anfang der siebziger Jahre richtig prognostiziert. In [3] wird unter Anwendung von Hubberts Methode die Produktionsspitze der konventionellen Erd¨ olf¨ orderung f¨ ur das Ende dieses Jahrzehnts (2007) prognostiziert; zur ¨ Vertiefung vergleiche [5], [6] und die statistischen Jahresberichte der Olgesellschaften [2]. Der gr¨ oßte Teil des Kohlenstoﬀs auf der Erde ist aber nicht in den fossilen Brennstoﬀen gebunden, sondern im Kalkstein (CaCO3 ) und als Kerogen im Schiefer. Als Kerogen bezeichnen die Petrologen die organischen Substanzen, die zwischen den Mineralteilchen in den Sedimenten verstreut sind. Kerogen ist im Prinzip eine Energiequelle. Leider macht der Anteil des Kerogens selten mehr als ein Prozent des Sediments aus, so daß pro Tonne Kerogen 100 Tonnen Gestein abzubauen und 99 Tonnen Asche zu entsorgen w¨aren.

2.2 Fossile Brennstoﬀe 2.2.1 Allgemeines Fossile Brennstoﬀe sind Produkte der Umwandlung urweltlicher pﬂanzlicher und tierischer Organismen und ﬁnden sich in der Natur als Kohlen, Erd¨ol und Erdgas, die mit dem Sauerstoﬀ der Luft exotherm reagieren. Neben den Kohlenwasserstoﬀen enthalten die in der Natur vorkommenden Brennstoﬀe noch andere brennbare Elemente, z.B. Wasserstoﬀ, Schwefel und auch inerte Bestandteile, z.B. Stickstoﬀ und Wasser, sowie Metallverbindungen (Aschebildner). Dementsprechend laufen bei der Verbrennung folgende chemische Reaktionen ab: C C CO H2 S

+ + + + +

1 2 1 2 1 2

O2 O2 O2 O2 O2

−→ −→ −→ −→ −→

CO2 CO CO2 H2 O SO2

∆h = −393,5 ∆h = −110,5 ∆h = −283,0 ∆h = −285,9 ∆h = −296,6

MJ/kg, MJ/kg, MJ/kg, MJ/kg, MJ/kg.

Diese Verbrennungsvorg¨ ange haben die gemeinsame Form Brennstoﬀ + Oxidant −→ Verbrennungsprodukte + Reaktionsenthalpie. Man kann sich eine Verbrennungsreaktion so vorstellen, daß die reagierenden Molek¨ ule vollst¨ andig in Atome zerlegt werden und auf eine neue Art zusammenﬁnden, um die Produktmolek¨ ule zu bilden. Bei realen Verbrennungsvorg¨ angen laufen eine Vielzahl von Zwischenreaktionen ab; eine Beschreibung

2.2 Fossile Brennstoﬀe

35

der Verbrennung eines Brennstoﬀes ist deshalb nur modellhaft m¨oglich. Nicht ber¨ ucksichtigt sind in den obigen Gleichungen Nebenreaktionen, wie z.B. die NOx -Bildung, die stark von der Reaktionsf¨ uhrung abh¨angt. Aus den Reaktionsgleichungen kann in elementarer Weise der Sauerstoﬀ- bzw. Luftbedarf einer Verbrennungsreaktion bestimmt werden, vgl. Abschn. 5.2. Der Wert eines Brennstoﬀes hinsichtlich seiner Verwendung in thermischen Kraftwerken h¨ angt im wesentlichen von der bei seiner Verbrennung freiwerdenden W¨arme ab, d. h. von seinem Heizwert bzw. Brennwert. Heizwert und Brennwert sind Maße f¨ ur die W¨ armeenergie, die frei wird, wenn 1 kg des Brennstoﬀes mit chemisch nicht gebundenem Sauerstoﬀ verbrannt wird und die Reaktionsprodukte wieder auf die Bezugstemperatur (25◦ C) abgek¨ uhlt werden. Beim Brennwert B, der fr¨ uher oberer Heizwert genannt wurde, liegt das im Brennstoﬀ enthaltene und bei der Verbrennung gebildete Wasser im ﬂ¨ ussigen Zustand vor, beim Heizwert H dagegen im dampff¨ormigen Zustand. Brennwert und Heizwert unterscheiden sich damit um die Verdampfungsw¨ arme des urspr¨ unglich vorhandenen und gebildeten Wassers. F¨ ur den Zusammenhang zwischen Heizwert und Brennwert gilt H = B − µW ∆hV [MJ/kg] ,

(2.4)

wobei B der Brennwert in MJ/kg, µW der auf den eingesetzten Brennstoﬀ bezogene speziﬁsche Wassergehalt (kg Wasser/kg Brennstoﬀ) in den Rauchgasen und ∆hV = 2,4425 MJ/kg die Verdampfungsw¨arme des Wassers bei 25◦ C ist. F¨ ur die experimentelle Bestimmung des Brenn- und Heizwertes gibt es seit langem genaue Vorschriften, die in der DIN 51 900 Bestimmung des Brenn” wertes mit dem Bombenkalorimeter und Berechnung des Heizwertes“ festge◦ legt sind. Da das Wasser bei 25 C und den bei der Messung vorhandenen Dr¨ ucken nur in ﬂ¨ ussiger Form vorliegt, kann mit dem sogenannten Bombenkalorimeter nur der Brennwert experimentell bestimmt werden; der Heizwert muß berechnet werden. Bei chemisch reinen Stoﬀen k¨ onnen Heizwert und Brennwert mit Hilfe der jeweiligen Bildungsenthalpien berechnet werden, die in Tabellenwerken [14] zusammengestellt sind. Dies gilt im Prinzip auch f¨ ur beliebige Brennstoﬀe, wenn die einzelnen Komponenten aus der Elementaranalyse bekannt sind. Bei aschehaltigen Brennstoﬀen ergibt sich dabei allerdings ein Fehler aufgrund der chemischen Umwandlung der Mineralstoﬀanteile, der experimentell zu ermitteln ist. 2.2.2 Kohlen 2.2.2.1 Allgemeines, Bezeichnungen Der Begriﬀ Kohle umfaßt einen weiten Bereich organischer Mineralien mit unterschiedlichen Eigenschaften und Zusammensetzungen. Bei der Beurteilung

36

2 Energiequellen

der Kohle wird zwischen Rohkohle und der wasser- und aschefreien Substanz (waf) unterschieden. Die Rohkohle enth¨ alt die brennbaren und unbrennbaren Bestandteile. Letztere sind Asche, Wasser und nicht brennbare Gase wie Stickstoﬀ und Kohlendioxid. Die wasser- und aschefreie Substanz enth¨ alt nur das Brennbare der festen und ﬂ¨ uchtigen Bestandteile. Fl¨ uchtige Bestandteile sind diejenigen Anteile der organischen Brennstoﬀsubstanz, die beim Erhitzen auf 900◦ C entweichen. Diese Anteile beeinﬂussen im hohen Maße das Z¨ und- und Brennverhalten und sind bestimmend f¨ ur Prinzip und Dimensionierung einer Feuerung. Der Gehalt an Asche wird als Maß f¨ ur die im Brennstoﬀ enthaltenen Mineralstoﬀe benutzt; er ist aber nicht mit dem Mineralstoﬀgehalt identisch, da die Asche nur der Verbrennungsr¨ uckstand der Kohle bei der Veraschungstemperatur ist. Die Kenntnis der Aschezusammensetzung und des Ascheschmelzverhaltens ist wichtig f¨ ur die Beurteilung der Gefahr von Verschlackungen und Staubablagerungen beim Betrieb einer Feuerungsanlage. Die Zusammensetzung einer Kohle wird durch die Immediatanalyse und die Elementaranalyse charakterisiert. Die Immediat- oder Kurzanalyse bezieht sich auf die Rohkohle; angegeben werden: • • • • •

Aschegehalt γA Wassergehalt γH O 2 Fl¨ uchtige Bestandteile γFl Brennwert B Heizwert H.

Die Elementaranalyse bezieht sich auf die wasser- und aschefreie Substanz. Es werden folgende Werte angegeben: • • • • •

Kohlenstoﬀgehalt γC Wasserstoﬀgehalt γH Sauerstoﬀgehalt γO Stickstoﬀgehalt γN Schwefelgehalt γS .

Stein- und Braunkohlen sind die wichtigsten festen Brennstoﬀe f¨ ur Kraftwerke. Die veredelten Brennstoﬀe wie Briketts und Koks spielen daneben nur eine untergeordnete Rolle. Zur rohstoﬀlichen Kennzeichnung insbesondere der Steinkohlen wird die Kohlenpetrographie und die Kohlenmikroskopie herangezogen. Wie ein anorganisches Mineral besteht auch die Steinkohle aus mineralogischen Komponenten. Die mit bloßem Auge sichtbaren Strukturen werden als Streifenarten oder Lithotypen bezeichnet; nach dem Erscheinungsbild der Kohle an der Abbaufront eines Fl¨ ozes als Glanz-, Matt- und Faserkohle wurden unterschiedliche Lithotypen bzw. Streifenarten festgelegt. Bei der mikroskopischen Untersuchung erkennt man f¨ ur jede Streifenart typische Vergesellschaftungen von Gef¨ ugebestandteilen, die Mazerale genannt werden. In

2.2 Fossile Brennstoﬀe

37

einigen typischen Vergesellschaftungen sind die Mazerale in fast allen Steinkohlen anzutreﬀen. Durch die Auswertung von Erfahrungen wurde gefunden, daß eine Korrelation zwischen dem Aufbau der Kohle aus den verschiedenen Mazeralvergesellschaftungen und den technologischen Eigenschaften besteht. Die petrographische Untersuchung liefert dabei nicht nur Hinweise f¨ ur die Aufbereitung, sondern auch f¨ ur die thermische Veredelung durch Vergasung und Verkokung [21]. Zur weiteren Eingrenzung der technologischen Eigenschaften der Kohlen wird an der Entwicklung quantitativer Methoden zur Strukturuntersuchung gearbeitet [22]. Ziel ist es, Modelle f¨ ur die organische Feinstruktur zu ﬁnden. Als Beispiel f¨ ur ein Ergebnis ist in Abb. 2.1 ein Modell eines Kohlemolek¨ uls dargestellt. H S

H O

H C H

H H

H2 H2 H

H

H H O H

H

H

C O O H

H2

H H2 HH H2 H2 O H H

H C H

H C H

S

CH3 H

N

O

H

H

C

H H

H

H O

N

H

H H

H

O O

C HH

H O

C

H O

H

H H C H O H

S

H C H

H H2

H S

H

H H

H

H C H H H H H H H 2 C O HH H2 H H H 2 O 2

H

H

O

H2

H

H C H

H

H

H

H C H

H C H

H O

H O H2

H

H2 C

H

H

H N H2 H H2 H H H HCH O

H H H2 H2 H HCH S H H C H H

H

H O

H

H

H

H

H

H

H

H

H

HC HH H H O H H

Abbildung 2.1. Molekulare Struktur von Steinkohle

Braunkohle enth¨ alt im Vergleich zur ¨ alteren Steinkohle mehr Fl¨ uchtige und wegen ihrer Porosit¨ at auch wesentlich mehr Wasser. Nach der Struktur unterscheidet man folgende Arten: • Lignit ist von faseriger Beschaﬀenheit ohne Struktur • Weichbraunkohle mit deutlicher Holzstruktur • Hartbraunkohle, deren Holzstruktur mit bloßem Auge nicht mehr erkennbar ist ¨ • Glanzbraunkohle, die eine Ubergangsstufe zur Steinkohle darstellt und z.B. in Bayern als Pechkohle vorkommt. Im Unterschied zur Steinkohle wird Braunkohle fast ausschl. im Tagebau gewonnen. In Anlehnung an die amerikanische Terminologie wird oft auch vom ﬁxierten Kohlenstoﬀ gesprochen (ﬁxed carbon), der gem¨aß

38

2 Energiequellen

C = 100 1 − γA − γH

2

− γFl O

[%]

(2.5)

deﬁniert ist. Der ﬁxierte Kohlenstoﬀ ist nur eine Rechengr¨oße, der tats¨achliche Kohlenstoﬀgehalt ist um die C-Anteile in den Fl¨ uchtigen h¨oher. Aus den Analysen ergeben sich schließlich die Massenanteile der Brennstoﬀkomponenten γi in kg pro kg Brennstoﬀ, die in der Summe 1 ergeben: γC + γH + γS + γO + γN + γH

2O

+ γA = 1 .

(2.6)

Mit den eingef¨ uhrten Bezeichnungen f¨ ur die Massenanteile der Brennstoﬀkomponenten kann der speziﬁsche Wassergehalt der Rauchgase bei vollst¨andiger Verbrennung sofort berechnet werden gem¨aß µW = 8,9365 γH + γH

2O

.

(2.7)

Damit folgt f¨ ur den Zusammenhang zwischen Heizwert und Brennwert: H = B − 2,4425 8,9365 γH + γH O [MJ/kg] . (2.8) 2

In der Literatur sind Formeln bekannt, mit denen aus der Elementaranalyse ¨ der Heizwert einer Rohkohle n¨ aherungsweise berechnet werden kann. Ofter angewandt wird die Verbandsformel, auf die sich 1912 eine vom VDI und dem Internationalen Verband der Dampfkessel¨ uberwachungsvereine eingesetzte Kommission geeinigt hat. Sie lautet γ H = 33,9 γC + 10,5 γS + 117,2 γH − O − 2,44 γH O [MJ/kg] . (2.9) 2 8 Der Term 117,2 γH − γO /8 gibt einen Hinweis auf die Genauigkeit der Formel. Oﬀensichtlich ist man bei ihrer Herleitung von der Vorstellung ausgegangen, daß Sauerstoﬀ und Wasserstoﬀ als H2 O gebunden sind. 2.2.2.2 Klassiﬁzierung, Eigenschaften F¨ ur die Einteilung der Kohlen wurden Klassiﬁkationssysteme und Normen geschaﬀen, die teilweise auf internationalen Vereinbarungen beruhen, man vgl. hierzu DIN 23 003. F¨ ur die technologische Beurteilung der Kohlen spielen die Kenntnis des Anteils an Fl¨ uchtigen, das bei der Verbrennung entstehende charakteristische Flammenbild, die Z¨ undeigenschaften und der Aschegehalt eine Rolle. Eine Einteilung gem¨ aß dieser Eigenschaften ist in Tabelle 2.3 gegeben. In Tabelle 2.4 sind Beispiele f¨ ur die Zusammensetzung typischer deutscher Kohlen gegeben; neben den Analysewerten ist dabei noch der Heizwert aufgef¨ uhrt. Erg¨ anzend dazu sind in Tabelle 2.5 zur Orientierung die Hauptbestandteile von Steinkohlen- und Braunkohlenaschen angegeben. Dabei gibt es allerdings je nach Provenienz und Aufbereitung der Kohlen erhebliche Unterschiede. Kohlen, deren Aschen mehr als 2% Na2 O enthalten, werden als Salzkohlen bezeichnet. Die mit der Kohle zugef¨ uhrte Asche ist unerw¨ unscht, denn sie stellt einen Ballast dar, der die Dimension bzw. die notwendige Kapazit¨at der Kohlenlager, der Transporteinrichtungen, der M¨ uhlen, der Feuerungsanlage und der

2.2 Fossile Brennstoﬀe

39

Tabelle 2.3. Einteilung der Kohlearten Bezeichnung

Fl¨ uchtige Flammenbild [%]

Anthrazit Magerkohle Eßkohle Fettkohle Gaskohle Gasﬂammkohle Glanzbraunkohle Braunkohle

4–10 10–14 14–19 20–28 29–35 36–40 40–50 50–60

kurz, nicht leuchtend kurz, nicht leuchtend kurz, wenig leuchtend leuchtend lang, hell leuchtend lang, m¨ aßig leuchtend lang, matt leuchtend

Z¨ undeigenschaft

Heizwert [MJ/kg]

schwer z¨ undend schwer z¨ undend besser z¨ undend gut z¨ undend leicht z¨ undend leicht z¨ undend leicht z¨ undend sehr leicht z¨ undend

30,0–31,4 27,8–32,3 28,5–29,3 25,4–31,2 26,2–29,0 26,3–28,9 15,0–22,6 3,6–10,5

Tabelle 2.4. Beispiele f¨ ur Kohlezusammensetzungen Bezeichnung RuhrFettkohle

4,5

6,1

RuhrAnthrazit

4,5

6,0

Rheinische Braunkohle a b

Elementaranalysea [%] C H O N

S

31,0

86,9

4,8

5,8

1,6

0,9

31,3

91,8

3,5

2,5

1,4

0,7

7,9

67,3

5,0

26,7

0,5

0,5

Immediatanalyse [%] H2 O Asche Fl¨ uchtigea H b

60

2,7

27 7,7 55

Wasser- und aschefrei. in MJ/kg.

Entaschungseinrichtungen vergr¨ oßert. Durch die mit dem Brennstoﬀ in eine Feuerungsanlage eingebrachte Asche kommt es zu Schlackenablagerungen in den Feuerr¨ aumen und Verschmutzungen der Konvektionsheizﬂ¨achen. Umfangreiche Erfahrungen dar¨ uber wurden in der Aschen- und Schlackenkunde gesammelt, vgl. [8], [9] und [20]. Eine f¨ ur die Verarbeitung einer Kohle wichtige Eigenschaft ist ihre Mahlbarkeit, deren Kenntnis f¨ ur die Dimensionierung der Kohlem¨ uhlen notwendig ist. Die Mahlbarkeit ist von verschiedenen Einﬂußgr¨oßen abh¨angig, die Tabelle 2.5. Bestandteile von Kohleaschen in % (Anhaltswerte)

Si2 O (Sand) Al2 O Fe2 O CaO

Steinkohlen

Braunkohlen

30 –50 15 –30 2 –30 1,5–15

< 50 < 35 4 –25 1,5– 3

40

2 Energiequellen

im Einzelnen nicht vollst¨ andig bekannt sind. Sie wird daher mit einer Probem¨ uhle nach Hardgrove empirisch ermittelt: F¨ unfzig Gramm lufttrockene Kohle mit einer K¨ ornung von 0,6–1,2 mm werden in die M¨ uhle eingef¨ ullt und der Mahlk¨ orper mit einem Gewicht belastet. Nach sechzig Umdrehungen des Mahlk¨ orpers wird die zerkleinerte Kohle auf ein Pr¨ ufsieb gegeben. Aus dem Durchgang D errechnet sich der Hardgrove-Index ◦ H zu ◦

H = 13 + 6,93 D .

(2.10)

Das Verfahren liefert nur relative Werte, da die Einstellung der Probem¨ uhle mit einer bestimmten Kohle durchgef¨ uhrt wird, deren Hardgrove-Index gleich 100 gesetzt wird. Der Hardgrove-Index kann daher nur zu Vergleichszwecken herangezogen werden. Bei einem hohen Wert f¨ ur den Hardgrove-Index ist demnach die Mahlbarkeit der Kohle besser, d.h. der Arbeitsaufwand zum Mahlen der Kohle geringer als bei einem niedrigen. Der tats¨achliche Arbeitsaufwand f¨ ur die Zerkleinerung ist aber weitgehend von der Bauart der M¨ uhlen abh¨ angig. Kohleverbrauch in Deutschland: Im Jahr 2000 wurden 68 · 106 t Steinkohle und ahrend es sich bei der 170 · 106 t Braunkohle in deutschen Kraftwerken verfeuert. W¨ Steinkohle zum u ¨berwiegenden Teil um Importkohle handelte, wurde die Braunkohle vollst¨ andig im Rheinland und der Lausitz in Kraftwerksn¨ ahe im Tagebau gef¨ ordert. Das abzutragende Deckgebirge ist an den tiefsten Stellen der Lagerst¨ atten bis zu 300 m hoch, die Dicke der Fl¨ oze betr¨ agt zwischen 7 und 70 m. Es wurden insgesamt ca. 0,85 · 109 m3 Abraum bewegt, um die 170 · 106 t Braunkohle zu gewinnen.

2.2.3 Erd¨ ol Erd¨ ol wie auch Erdgas ﬁndet sich in kleinen und kleinsten Poren von Gesteinen der Erdkruste. Auch wenn eine Lagerst¨atte ersch¨opft ist, bleibt das ¨ die man aussch¨opfen, oder Speichergestein zur¨ uck. Es gibt also keine Olseen“, ” Gasblasen“, die man anstechen kann, und die dann wie ein Luftballon in sich ” zusammenfallen. Bez¨ uglich der Reserven wird zwischen konventionellem und nicht-konventionellem Erd¨ ol unterschieden: Konventionelles Erd¨ ol ist mehr oder weniger z¨ ahﬂ¨ ussig, aber bei Umgebungstemperatur pumpf¨ahig und kann mit Bohrt¨ urmen gef¨ ordert werden; unter dem Begriﬀ nicht-konventionelles Erd¨ ol sind Schwer¨ ole, wie sie z. B. am Orinoco in Venezuela vorkommen, ¨ ¨ Olsande und Olschiefer zusammengefaßt. Nicht-konventionelles Erd¨ol erfordert F¨ order- und Verarbeitungstechniken, die zur Zeit noch nicht voll entwickelt sind. Die ﬂ¨ ussige Konsistenz des konventionellen Erd¨ols ist der entscheidende Vorteil im Vergleich zur Kohle. Dadurch werden Transport, Lagerung und Handhabung gegen¨ uber der Kohle wesentlich vereinfacht. In den Kraftwerken kommt als ﬂ¨ ussiger Brennstoﬀ haupts¨ achlich eine Mischung aus den bei der Roh¨ olverarbeitung anfallenden R¨ uckst¨ anden zum Einsatz, die als Heiz¨ol S (S steht f¨ ur schwerﬂ¨ ussig) bezeichnet wird. Chemisch gesehen ist Heiz¨ol S

2.2 Fossile Brennstoﬀe

41

ein komplexes Gemisch. Neben paraﬃnischen, naphthenischen und aromatischen Kohlenwasserstoﬀen von teilweise hochmolekularer Struktur sind noch Schwefel-, Stickstoﬀ- und Sauerstoﬀverbindungen enthalten. Die R¨ uckst¨ande enthalten ferner Metalle. Diese sind meist u ¨ber Schwefel, Stickstoﬀ oder Sauerstoﬀ gebunden. Der unangenehmste Bestandteil ist das Vanadiumpentoxid, dessen Schmelzpunkt durch ebenfalls in den R¨ uckst¨anden enthaltene Alkalien noch herabgesetzt wird, so daß bereits in einem Temperaturbereich von ca. ussigen Ablagerungen zu rechnen ist, die zudem auf Stahlo600–640◦ C mit ﬂ¨ berﬂ¨ achen stark korrosiv einwirken. Heiz¨ ol S ist dunkelbraun bis schwarz und bei Raumtemperatur nur wenig ﬂießf¨ ahig. F¨ ur den Transport und die Verbrennung muß es vorgew¨armt wer¨ den. Damit kann auch eine f¨ ur die Zerst¨ aubung in einem Olbrenner g¨ unstige Viskosit¨ at, die stark temperaturabh¨ angig ist, eingestellt werden. Die gute Zerst¨ aubung ist eine der wichtigsten Voraussetzungen f¨ ur eine einwandfreie Verbrennung. Die Mindestanforderungen an Heiz¨ol S sind in DIN 51 603 zusammengestellt. Neben dem schwerﬂ¨ ussigen Produkt wird noch Heiz¨ol EL (EL steht f¨ ur extra leichtﬂ¨ ussig) eingesetzt, insbesondere f¨ ur Z¨ undfeuerungen und zur Befeuerung von Gasturbinen. Heiz¨ ol EL f¨ allt bei der Destillation von Erd¨ol im Bereich zwischen 160◦ C und 400◦ C an. Es verbrennt bei richtiger Handhabung r¨ uckstandsfrei. Der Heizwert beider Produkte kann in guter N¨aherung aus der Dichte ρ bei 15◦ C in kg pro Liter und dem Schwefelgehalt S (Massenanteil in %) nach der Formel H = 52,92 − 11,93 ρ − 0,29 S [MJ/kg]

(2.11)

bestimmt werden. Er betr¨ agt f¨ ur Heiz¨ ol EL im Durchschnitt 42,7 MJ/kg und f¨ ur Heiz¨ ol S 41,1 MJ/kg. ¨ Die in der Oﬀentlichkeit gezeigte Sorglosigkeit der Energiewirtschaft und der Regierungen hinsichtlich der Versorgung mit Treibstoﬀ in 30 Jahren wird durch die gewaltigen Ressourcen an nicht-konventionellem Erd¨ol gen¨ahrt. Diese sind so m¨ achtig, daß sie nur u agig bekannt sind. Große Vorkommen ¨berschl¨ ¨ sind z. B. die Teersande in Alberta, Kanada, Olschiefer im Green River Bassin in den USA und Schwer¨ ole im M¨ undungsgebiet des Orinoco in Venezuela. Es wird gesch¨ atzt, daß allein in den Teersanden der kanadischen Provinz Alberta ¨ vorunter einer Fl¨ ache von 140.000 km2 ca. genau soviel oder gar mehr Ol ¨ handen ist als in ganz Saudi Arabien, vgl. [18]. Das Ol aus den Teersanden ist ein Gemisch schwerer Kohlenwasserstoﬀe, das die Sandk¨orner, noch getrennt durch eine Wasserhaut, in Form eines d¨ unnen Films umgibt. Das Problem ¨ vom Sand zu trennen und f¨ besteht darin, das ¨ außerst z¨ ahe Ol ur die weitere Verarbeitung aufzubereiten. Der Teersand, der ca. 15 bis 20% Kohlenwasserstoﬀe enth¨ alt, wird im Tagebau mit Baggern gef¨ordert. Gegenw¨artig werden in Alberta pro Jahr ca 200 Millionen Tonnen abgebaut, aus denen ca. 36 Mil¨ lionen t Roh¨ ol extrahiert werden. Zum Vergleich: Der Olverbrauch der USA liegt bei 20 Mill. Barrel pro Tag, was ca. 3,1 Millionen t pro Tag entspricht. Die Ausdehnung einer Teersandgrube mit der F¨orderkapazit¨at von 50 Mil-

42

2 Energiequellen

lionen Tonnen Teersand pro Jahr ist von der Gr¨oßenordnung eines großen Braunkohle Tagebaus im Rheinland. Von daher ist nur schwer vorstellbar, daß die Kapazit¨ at dieser Gruben um den Faktor 30 erh¨oht werden kann. 2.2.4 Erdgas Erdgase bestehen zum u ¨berwiegenden Teil aus Methan. In geringeren Mengen sind auch Paraﬃne bis zum C5 H12 und als saure Komponenten Kohlendioxid und Schwefelwasserstoﬀ enthalten. CO2 ist als Ballast anzusehen, der den uhrt bei den im Erdgasbetrieb u Heizwert herabsetzt. H2 S dagegen f¨ ¨blichen hohen Dr¨ ucken zu Korrosion. Die sauren Bestandteile werden vor der Weiterleitung der Gase durch geeignete Waschprozesse entfernt. Erdgas lagert vielfach zusammen mit Erd¨ol. Es wirkt dann als Druckreservoir, welches das Erd¨ ol aus der Lagerst¨ atte dr¨ uckt. Es wurde bis vor 20 Jahren als l¨ astige Nebenerscheinung angesehen und h¨auﬁg nur abgefackelt. Erst nach Installation der großen Pipeline-Verteilungssysteme wurde es f¨ ur die allgemeine Nutzung zug¨ anglich. Es ist danach innerhalb von nur zehn Jahren weltweit nach Heiz¨ ol und Kohle zum drittwichtigsten Energietr¨ager geworden. Der besondere Vorteil ist die einfache Handhabung und die saubere und schadgasarme Verbrennung. In den Kraftwerken kommt Erdgas f¨ ur die Befeuerung von Gasturbinen zum Einsatz und wird ferner f¨ ur das Z¨ unden und St¨ utzen von Kohleﬂammen verwendet. Der Heizwert kann aus der Molekularanalyse ermittelt werden; es gilt: H = 126,45 γCO + 107,35 γH + 358,0 γCH + 595,4 γC 2

4

3

n Hm

[kJ/m ] ; (2.12)

die Gasbestandteile sind in Volumenprozent einzusetzen. Wie beim Erd¨ ol gibt es auch beim Erdgas nicht-konventionelle Vorkommen, die nicht mit den herk¨ ommlichen F¨ ordertechniken gewonnen werden k¨onnen. Die m¨ achtigste Ressource sind die Methanhydrate. Gashydrate sind feste, eis¨ ahnliche Gebilde aus Gas und Wasser, die in großen Mengen am Meeresboden und unter hohem Druck und niedrigen Temperaturen in den Permafrostb¨ oden Sibiriens und Alaskas vorkommen. Bisher vorliegende Untersuchungsergebnisse sprechen daf¨ ur, daß weltweit mehr Kohlenstoﬀ in Gashydraten gebunden ist als in allen bekannten Lagerst¨atten aller fossilen Brennstoﬀe zusammen [7]. Inwieweit die Vorkommen wirtschaftlich nutzbar sind, ist allerdings noch unklar. Seit dem Jahr 2000 ist das im MacKenzie-River Delta in Nordamerika gelegene Mallik-Field Testgebiet zur Entwicklung von F¨ordertechniken geworden. Das Methan liegt dort in mehreren Reservoirhorizonten in hydratisierter Form vor. Das Erschließen der Gashydratvorkommen k¨onnte die Ressorcensituation f¨ ur fossile Brennstoﬀe gravierend ver¨andern.

2.2 Fossile Brennstoﬀe

43

2.2.5 Umweltbelastung durch die Nutzung fossiler Brennstoﬀe 2.2.5.1 Einleitung Das dr¨ angendste Problem der heutigen Kraftwerksindustrie ist nicht der Mangel an Energietr¨ agern, sondern die nur mit erheblichem Aufwand zu l¨osende Aufgabe der Vermeidung von Umweltbelastungen. Diese Frage ist eng mit den Technikfolgen verbunden, vgl. [4]. Bei der Nutzung fossiler Brennstoﬀe entstehen m¨ ogliche Umweltbelastungen durch • • • •

Schadgasemissionen, Staubemissionen, Landbedarf und Abw¨ arme.

Staub, Schwermetalle, Radioaktivität, Inertmaterial

Luft Kohlenstaub

Staub

Schadgase: CO, CO 2 , SO, NO X ,....

Transport Kohlenaufbereitung

Abfall

Land

Deponie Auswaschung

Asche, Schlämme Deponie Auswaschung

Wasser

ogliche Emissionen bei den verschiedenen Stufen der KohleverAbbildung 2.2. M¨ arbeitung

Abb. 2.2 zeigt schematisch die m¨oglichen Emissionen bei den einzelnen Stufen der Kohleverarbeitung. Die schwerwiegendsten Belastungen ergeben sich zweifellos durch die Emissionen von Schadgas und Staub. Die Schadstoffe erreichen den Menschen direkt u ¨ber die Atemluft, das Trinkwasser und die Nahrung, k¨onnen aber auch indirekt nachteilige Wirkungen haben. Zur Verminderung der resultierenden Belastungen wurden insbesondere seit 1970 große Anstrengungen unternommen, so daß heute der Immissionsanteil 1 auch 1

Immission Ist der Eintrag eines Stoﬀs in ein System. Der Begriﬀ wird achlich im Bereich des Umweltschutzes benutzt und bedeutet hier den haupts¨ are. Eintrag von Schadgasen in die Atmosph¨

44

2 Energiequellen

in einer Gegend mit einer relativ hohen Dichte an Kohlekraftwerken (Ruhrgebiet) mit 14% weit geringer ist als der entsprechende Anteil der Haushalte (23%) und der Industrie (60%). Um Maximalwerte f¨ ur Emissionen festzuschreiben, hat der Gesetzgeber eine Reihe von Gesetzen, Verordnungen und Erlassen geschaﬀen. Bei mit fossilen Brennstoﬀen gefeuerten Kraftwerken ﬁnden insbesondere das Bundes” Immissions-Schutz-Gesetz“ (BImSchG), in dem auch die Verordnung u ¨ber die Großfeuerungsanlagen enthalten ist, und die Technische Anleitung zur Rein” haltung der Luft“ (TA-Luft) Anwendung. In diesen sind Grenzwerte festgelegt, die beim Betrieb bestehender und bei der Planung neuer Anlagen zwingend einzuhalten sind. Die Emissionsgrenzwerte, die bei Feuerungsanlagen f¨ ur Großkraftwerke einzuhalten sind, sind auszugsweise in Tabelle 2.6 zusammengestellt. Tabelle 2.6. Grenzwerte f¨ ur die Emission von Schadgasen aus Großfeuerungsanlagen in mg/m3 a Emissionen

feste Brennstoﬀe

ﬂ¨ ussige Brennstoﬀe

Erdgas

Staub Schwermetalle SO2b NOxd

50 0,5 400c 800 (200)e 1 800f 250 100 15

50 2 400c 450 (150)e

5 0 35 350 (100)e

175 30 5

100 – –

CO HCl HF a

Auszug aus der Verordnung u ¨ber Großfeuerungsanlagen, Ausgabe vom 22.6.1983. In mg/Nm3 Rauchgas, bezogen auf einen Sauerstoﬀgehalt von 6% (7% bei Schmelzfeuerung) in Anlagen mit einer Leistung von mehr als 300 MW. c 85% Minderung. d Als NO2 gerechnet. e Laut Beschluß der Umweltministerkonferenz vom 5.4.1984. f Bei Schmelzfeuerung.

b

2.2.5.2 Emission von Schadgasen Unter Schadgasen versteht man im wesentlichen die bei der Verbrennung gebildeten Schwefel- und Stickstoﬀoxide. Aus dem bei der Verbrennung des im Brennstoﬀ enthaltenen Schwefels entstehenden SO2 bildet sich durch Oxidation SO3 , das zusammen mit Wasser H2 SO4 bildet. Mit den Niederschl¨agen gelangt diese S¨ aure in den Boden und die Gew¨asser. Stickoxide entstehen bei der Verbrennung fossiler Brennstoﬀe aufgrund komplexer Bildungsmechanismen haupts¨ achlich als NO. In der Atmosph¨are

2.2 Fossile Brennstoﬀe

45

oxidiert das NO zu NO2 , das zusammen mit Wasser HNO3 bildet. Weiter ist NO2 ein starkes Atemgift. Bereits bei einer Konzentration von 600 mg/m3 kann der sofortige Tod eintreten. Die maximal zul¨assige Konzentration von atzen betr¨ agt z.Zt. 9 mg/m3 . Zum Vergleich sei angemerkt, NO2 an Arbeitspl¨ daß im Rauch von Zigaretten durchschnittlich 200–450 mg NO2 /m3 enthalten sind. Beide Schadgase sind neben Anderen die Ursache f¨ ur den sauren Regen, der nachweislich zu erheblichen Umweltsch¨ aden gef¨ uhrt hat. Zur Minderung der gasf¨ ormigen Emissionen stehen mehrere technische M¨ oglichkeiten zur Verf¨ ugung, die in prim¨ are und sekund¨ are Maßnahmen eingeteilt werden k¨ onnen. Als prim¨ ar bezeichnet man alle Verfahren, die entweder durch eine Vorbehandlung des Brennstoﬀs emissionsmindernd wirken, wie z.B. • die Pyritentfernung bei der Kohleaufbereitung und • die Vergasung bzw. Verﬂ¨ ussigung des Brennstoﬀs mit anschließender Produktentschwefelung, oder durch Modiﬁkationen der Verbrennungsf¨ uhrung eine Verminderung der Emissionen bewirken: uberschus• Verminderung der NOx -Produktion durch Absenkung des Luft¨ ses und der Vermeidung von Temperaturspitzen“ bei der Verbrennung, ” • Einbindung des SO2 durch Zugabe von gemahlenem Kalkstein bei Wirbelschicht- und Staubfeuerungen. Die Rauchgasreinigung mit separaten Anlagen bezeichnet man dagegen als Sekund¨ armaßnahme. F¨ ur die Entfernung der Stickoxide hat sich die selektive katalytische Reduktion mit NH3 durchgesetzt. Zur Minderung des SO2 verwendet man Rauchgasw¨ aschen • mit Kalk (Produkt: Gips), • mit Ammoniak (Produkt: D¨ ungemittel) bzw. • oder regenerative Verfahren (Produkte: Elementarschwefel und Schwefels¨ aure). Eine mineralische Entschwefelung mittels mechanischer Verfahren ist nur bei Steinkohlen m¨ oglich. Je nach Anteil des anorganisch in der Form von Pyrit gebundenen Schwefels k¨ onnen dabei etwa 30–70% des Gesamtschwefels entfernt werden. Bei der Kohleumwandlung durch Vergasung kann das Produktgas durch eine Gasw¨asche entschwefelt werden. Diese Maßnahme ist allerdings aufwendig und wird aus wirtschaftlichen Gr¨ unden allein zur Entschwefelung nicht angewandt. Die Zugabe von Kalk in den Feuerraum f¨ uhrt nur bei Wirbelschichtfeuerungen zu einer ausreichenden SO2 -Reduzierung. 2.2.5.3 Staubemission und Staubabscheidung Die Gefahr von Staubemissionen besteht bereits beim Umschlag und bei der Lagerung von Feststoﬀen. Dem kann begegnet werden, indem der Feststoﬀ bei oﬀener Handhabung z.B. befeuchtet und f¨ ur die Lagerung kompaktiert wird.

46

2 Energiequellen

Bei kleineren Anlagen ist es auch m¨ oglich, die Lagerung in Bunkern und den Transport mit gekapselten Systemen vorzunehmen. Die gr¨oßeren Probleme bzgl. der Staubemissionen entstehen aber durch die bei der Verbrennung freiwerdende Asche. Dabei unterscheidet man zwischen Schlacke, das ist derjenige Ascheanteil, der ohne besondere Maßnahmen allein durch die Schwerkraft abgeschieden wird, und dem Flugstaub, der von den Rauchgasen mitgenommen wird. F¨ ur die R¨ uckhaltung des Flugstaubes stehen großtechnisch erprobte Tuch- und Elektroﬁlter zur Verf¨ ugung, mit denen die Grenzwerte (30 mg/m3 Rauchgas im Normalzustand) sicher einzuhalten sind, vgl. [19] und [24]. Erprobte Verfahren zur Rauchgasentstaubung werden im Abschn. 11.2.2 dargestellt. 2.2.5.4 Radioaktive Stoﬀe Kohlen enthalten nat¨ urliche Radionuklide, z.B. liegt der Uran- bzw. Thoriumgehalt bei der rheinischen Braunkohle bei 1,2 mg/kg bzw. 2,5 mg/kg. Bei Saarkohle liegt der Summengehalt bei 5 mg/kg. Der gr¨oßere Anteil davon wird in den Staubﬁltern abgeschieden. Nach bekannten Ergebnissen liegt der Uran- und Thoriumgehalt der Kraftwerksaschen bei den Durchschnittswerten f¨ ur Tongesteine (ca. 10 mg/kg). Vergleicht man die Strahlenbelastung durch die radioaktiven Emissionen der Kohlekraftwerke bei der derzeitigen Stromerzeugung mit der durch die nat¨ urliche Strahlenexposition verursachten, erkennt man, daß deren Anteil bei 0,02 bis 0,6% liegt. Dieser Wert ist auch klein gegen¨ uber ¨ortlichen und individuellen Streuungen der nat¨ urlichen Strahlenexposition. Nachteilige Auswirkungen auf die Biosph¨ are k¨ onnen daher ausgeschlossen werden. Bei Saarkohle, die einen Heizwert von ca. 33 MJ/kg hat, betr¨agt der Anteil an Uran und Thorium 0,005 kg/t. Diese Mengen an Uran und Thorium k¨ onnten in einem Brutreaktor in die leicht spaltbaren Isotope 239 94 Pu bzw. 233 92 U umgewandelt werden. Durch Kernspaltung von einem Kilogramm dieser Stoﬀe wird eine Energiemenge von jeweils 86 TJ freigesetzt. Bei den 0,005 kg Uran und Thorium, die im Durchschnitt aus einer Tonne der genannten Kohle extrahiert werden k¨ onnten, w¨ aren das 0,43 · 1012 J. Diese Energiemenge ist etwa 13 mal gr¨ oßer als der Heizwert. Es erscheint paradox, daß wir bei der Nutzung von Kohle nur den kleineren Anteil an Energie verwerten, vgl. [10]. 2.2.5.5 Abw¨ arme Jede Form von Energie, die wir f¨ ur unsere Zwecke verwenden, wird fr¨ uher oder sp¨ ater in W¨ arme u berf¨ u hrt. Um die dadurch bedingte Umweltbeeinﬂussung ¨ abzusch¨ atzen, ist der jeweilige Energieﬂuß z.B. mit der Sonneneinstrahlung zu vergleichen. Global betr¨ agt das Verh¨ altnis zwischen der vom Menschen freigesetzten Energie zur Sonneneinstrahlung nur etwa 0,005% und kann somit vernachl¨ assigt werden, vgl. Abschn. 1.2.

2.3 Nukleare Brennstoﬀe

47

Lokal kann allerdings der k¨ unstliche Energieﬂuß gr¨oßer sein als der nat¨ urliche. So gibt z.B. ein K¨ uhlturm im Durchschnitt das 400-fache der auf seine Fl¨ ache einfallenden Sonnenenergie ab. Auch die Energiefreisetzung in einer Großstadt ist noch um den Faktor 10 gr¨oßer als die eingestrahlte Sonnenw¨ arme. Anders zu bewerten ist die Abfuhr von Verlustw¨armemengen in stehende oder ﬂießende Gew¨ asser. Bei den heute erreichten Leistungsgr¨oßen von Kraftwerken kann sich bei hohen Außentemperaturen die Gew¨assertemperatur so weit erh¨ ohen, daß es zu einer f¨ ur das biologische Leben im Wasser unzul¨ assig großen Verringerung des Sauerstoﬀgehaltes kommt. F¨ ur neue Kraftwerke wird deshalb die sog. Kreislaufk¨ uhlung angewandt, bei der die W¨arme fast vollst¨ andig an die Umgebungsluft abgef¨ uhrt wird, vgl. Abschn. 9.4.2.

2.3 Nukleare Brennstoﬀe 2.3.1 Allgemeines Bei der Verbrennung fossiler Brennstoﬀe nutzen wir die Bindungsenergie der Elektronen in der Atomh¨ ulle. Bei den Kernbrennstoﬀen machen wir uns dagegen die um einen Faktor 10 gr¨ oßere Bindungsenergie der Nukleonen in den Atomkernen zunutze. In den Kapiteln 16 und 17 wird gezeigt, daß dies auf zweierlei Arten m¨ oglich ist: durch Kernspaltung und Kernfusion. W¨ahrend die Kernspaltung gut entwickelt ist und bereits großtechnisch eingesetzt wird, beﬁndet sich die Nutzung der Kernfusion erst in den Anf¨angen. In diesem Abschnitt wollen wir deshalb nur auf die Brennstoﬀe f¨ ur Spaltungsreaktoren eingehen. Die Erdw¨ arme ist eine spezielle Form der nuklearen Energie schwerer Elemente. Sie entsteht durch den nat¨ urlichen radioaktiven Zerfall schwerer Kerne. Dabei wird aber nur ein kleiner Teil der im Kern gespeicherten Energie genutzt. Ein gr¨ oßerer Anteil kann freigesetzt werden, wenn der Kern in zwei etwa gleich große Teile gespalten wird. Die Spaltung schwerer Kerne erfolgt spontan auch in der Natur, allerdings sehr selten. Der Prozeß kann aber technisch beliebig beschleunigt werden, wenn man den Kern mit anderen Teilchen beschießt. Man spricht dann von der kontrollierten Kernspaltung. M¨ ogliche auf unserer Erde vorhandene Brennstoﬀe f¨ ur die Kernspaltung sind die radioaktiven Schwermetalle Uran und Thorium. Diese Elemente liegen in verschiedenen Isotopen vor. Davon weisen nur die mit einer ungeraden Massenzahl g¨ unstige Spalteigenschaften auf, die mit gerader Massenzahl m¨ ussen erst in Brutreaktoren konvertiert werden. Man spricht in diesem Zusammenhang von starken und schwachen Kernbrennstoﬀen, vgl. Abschn. 16.2. 2.3.2 Ressourcen an Kernbrennstoﬀen Die genannten Kernbrennstoﬀe sind in Spuren in jeder Art von Erde und Gestein enthalten. Als Lagerst¨ atten bezeichnet man aber heute nur Vorkommen

48

2 Energiequellen

mit einem Anteil von mehr als ca. 2 kg dieser Metalle pro Tonne Gestein. Aus diesen Vorkommen kann derzeit (1992) Uran mit einem Kostenaufwand von ca. 80 US$ pro kg extrahiert werden. Lagerst¨ atten sind auf allen Kontinenten zu ﬁnden. Große Vorkommen gibt es in Australien (0,5 · 106 t) Nordamerika udafrika (0,6 · 106 t). Eine Zusammenstellung der gesicherten (106 t) und S¨ und der wahrscheinlichen Reserven gibt Tabelle 2.7 wieder. Die Gr¨oße der Reserven kann ermessen werden, wenn man sie mit der pro Jahr abgebauten Menge an Kernbrennstoﬀen vergleicht. Im Jahr 2000 betrug die F¨ordermenge an metallischem Uran weltweit ca. 40 000 t; sie d¨ urfte f¨ ur absehbare Zeit zwischen 40 000 und 45 000 t U/a schwanken. Bei der Bewertung der Ressourcen ist zu ber¨ ucksichtigen, daß im Natururan nur etwa 0,7% des in unseren Leichtwasserreaktoren verarbeitbaren Isotops 235 92 U vorkommen. Die anderen U aus, das erst in einem Brutreaktor zu dem eben99,3% macht das Isotop 238 92 Pu umgeformt werden muß. Allerdings wird auch in falls leicht spaltbaren 239 94 U gespalten bzw. in 239 Leichtwasserreaktoren ein Teil des 238 92 94 Pu umgewandelt. Tabelle 2.7. Uranreserven in 1 000 t Uranmetalla Uranreserven

Gewinnungskosten [US$/kg] < 80 80–120

Insgesamt

Bekannt Zus¨ atzlich

1 425 885

575 305

2 000 1 190

Gesamt

2 310

880

3 190

a

Nach [11].

Eine weitere M¨ oglichkeit, die Brennstoﬀbasis von Kernreaktoren heutiger Bauart zu erweitern, ist mit dem Einsatz von 232 90 Th (Thorium) gegeben. U durch Neutroneneintrag in das leicht Dieses l¨ aßt sich ¨ahnlich wie das 238 92 U umwandeln, vgl. Abschn. 16.4.5. Thorium hat unspaltbare Uranisotop 233 92 ter den in der Natur vorkommenden Elementen nach Uran und Aktinium die dritth¨ ochste Ordnungszahl und besteht praktisch nur aus dem Isotop 232 90 Th. Seine nuklearen Eigenschaften entsprechen weitgehend denen des 238 U, das 92 es bei Versorgungsschwierigkeiten ersetzen k¨ onnte. Die bekannten Vorr¨ate an Thorium entsprechen weitgehend denjenigen an Uran, allerdings sind die Anreicherungen geringer. Aus 1 kg Uran kann in einem thermischen Reaktor die 2·104 -fache Energiemenge gewonnen werden wie aus derselben Menge Steinkohle. Die bekannten ¨ Uranvorr¨ ate entsprechen damit einem Aquivalent von ca. 4,0 · 1010 t SKE. Bei der Nutzung in einem Brutreaktor ist die gewinnbare Energiemenge nochmals ¨ um den Faktor 50 gr¨ oßer und entspricht dann einem Aquivalent von 2 · 1012 t SKE.

2.3 Nukleare Brennstoﬀe

49

2.3.3 Brennstoﬀkreislauf f¨ ur Leichtwasserreaktoren Der nukleare Brennstoﬀkreislauf beginnt mit dem Abbau uranhaltiger Erze und endet mit der Entsorgung radioaktiver Abfallstoﬀe. Die wichtigsten der auf diesem Wege notwendigen Verfahrensschritte sind in Abb. 2.3 schematisch dargestellt. Die Zusammenstellung macht deutlich, daß der eigentliche Reaktor, in dem die Freisetzung der Kernenergie erfolgt, nur ein Teilsystem im Gesamtprozeß der Kernenergienutzung darstellt. Die im Kraftwerksbereich meist eingesetzten Leichtwasserreaktoren ben¨otigen f¨ ur ihren Betrieb wegen der relativ hohen Neutronenabsorption des als Moderator und zur W¨ armeabfuhr eingesetzten Wassers mit dem Isotop 235 92 U angereichertes Uran. Im Brennstoﬀzyklus wird deshalb in einem Teilschritt eine Anreicherung auf etwa 3,5% vorgenommen. Es k¨onnten allerdings auch Reaktoren gebaut werden, die mit Natururan auskommen. Diese Typen haben sich aber als kostspieliger in Bezug auf Herstellung und Betrieb erwiesen. Die Herstellung von Kernbrennstoﬀen aus Natururan wird heute im kommerziellen Maßstab in vielen L¨ andern durchgef¨ uhrt. Oﬀener ist noch der Prozeßabschnitt Wiederaufbereitung, bei dem in den gebrauchten Brennelementen noch enthaltenes spaltf¨ ahiges Material zur¨ uckgewonnen werden soll. Obwohl auch hierf¨ ur technische L¨ osungen vorliegen, bestehen kommerzielle Anlagen bisher nur in Frankreich und Großbritannien. In den USA hat man den Bau entsprechender Einrichtungen zur¨ uckgestellt und ihn in der Bundesrepublik Deutschland aufgegeben. Ein Hauptargument der Gegner solcher Wiederaufbereitungsanlagen ist, daß dabei beachtliche Mengen von Material anfallen, ur die Herstellung von Nuklearbomben verinsbesondere 239 94 Pu, das auch f¨ wendet werden k¨onnte. Wenn keine Wiederaufbereitung m¨oglich ist, werden die abgebrannten Brennelemente aus den Reaktoren nach der Zwischenlagerung direkt der Endlagerung zugef¨ uhrt. Die Zwischenlagerung von gebrauchten Brennelementen erfolgt zuerst in Kompaktlagern innerhalb des Reaktorgeb¨ audes. Dies sind Anlagen, mit denen die Nachzerfallsw¨ arme abgef¨ uhrt werden kann. Diese Zerfallsw¨arme klingt von ca. 20 kW/t unmittelbar nach der Entladung aus dem Reaktor auf etwa 1 kW/t nach 10 Jahren ab; ebenso wird die Radioaktivit¨at des Materials um den Faktor 10 geringer. Die mit einer Handhabung bzw. einer Wiederaufbereitung verbundenen Gefahren werden oﬀensichtlich umso geringer, je l¨anger die Zwischenlagerung gedauert hat. Abf¨ alle mit geringer Radioaktivit¨ at werden bereits routinem¨aßig endgelagert. Dazu werden sie in stabile und korrosionssichere Beh¨alter eingepackt und entweder in oberﬂ¨ achenahen Erdschichten vergraben oder in der Tiefsee versenkt. Eine Endlagerung von hochradioaktiven Abf¨allen wird bisher noch nicht vorgenommen; als sicherste L¨ osung wird die Lagerung in Salzst¨ocken bzw. Granitformationen in ca. 1 000 m Tiefe angesehen.

50

2 Energiequellen

Abbau des uranhaltigen Erzes

?

65 · 106 kg

Aufbereitung des Uranerzes

?

6,5 · 103 kg Gestein ? Konversion des U3 O8 zu UF6 (Uranhexaﬂorid)

Durch die verfahrenstechnischen Operationen Mahlen, Klassieren und Extrahieren wird aus dem Erz U3 O8 isoliert (sog. Yellow cake). Die industriellen Anwendungsverfahren arbeiten ausschl. mit Uranhexaﬂuorid; 0,5% U-235.

?

4,5 · 103 kg Sauerstoﬀ ? Anreicherung von 235 92 U auf ca. 3,3% 238 92 U

? ?

1,0 · 103 kg

Brennelementfertigung Konversion: UF6 in UO2

?

Die meist angewandten Verfahren sind: Gasdiﬀusion, Uranzentrifuge und Trennd¨ usenprinzip. Energiebedarf: ca. 2 400 kWh pro kg Endprodukt. Das pulverf¨ ormige UO2 wird zu Tabletten gesintert, die in gasdichte H¨ ullrohre aus Zirkaloy eingef¨ ullt werden. Mehrere dieser Elemente werden zu einem Brennstab zusammengesetzt.

1,0 · 103 kg

Energieumwandlung im Reaktor

Im Reaktor entstehen schwach radioaktive Fl¨ ussigkei131 ten und Gase, insbesondere 31 H, 146 C, 41 18 Ar und 53 I.

? 3,4 GWd 3 Zielabbrand ? ca. 10 kg Zwischenlagerung der Brennelemente

?

ca. 103 kg

Wiederaufarbeitung

?

ca. 35 kg Spaltpro? dukte Endlagerung von Spaltprodukten und Abfall 235 238 92 U, 92 U, 239 Pu 94

Abgebrannte Brennelemente enthalten große Men239 gen an 238 92 U, neugebildete Isotope 94 Pu und radioaktive Spaltprodukte. Bei der Lagerung ist die Zerfallsw¨ arme abzuf¨ uhren. 238 239 R¨ uckgewinnung von 235 92 U, 92 U und 94 Pu durch Abtrennung von Spaltprodukten und radioaktiven Konstruktionsmaterialien.

In Deutschland ist geplant, die Endlagerung von Spaltprodukten in Salzst¨ ocken vorzunehmen. Diese sind nach aller Erfahrung undurchl¨ assig f¨ ur Gase und Fl¨ ussigkeiten.

Abbildung 2.3. Brennstoﬀzyklus f¨ ur Leichtwasserreaktoren. Die Mengenstr¨ ome beziehen sich auf 1 000 kg eines auf 3,3% 235 92 U angereicherten Kernbrennstoﬀes. Zum Betrieb eines Kernkraftwerkes mit einer Leistung von 1 300 MWel und einem Anlagenwirkungsgrad von 0,33 sind pro Betriebsjahr (ca. 300 Tage) 34 t Kernbrennstoﬀ erforderlich. In dieser Zeit fallen 1,2 t Spaltprodukte an. Der abgebrannte Brennstoﬀ enth¨ alt bei der Entnahme aus dem Reaktor noch geringe Mengen an U-235, große Mengen an Brutstoﬀ, U-238 und und Plutonium, sowie radioaktive Spaltprodukte in fester und gasf¨ ormiger Form. Aufgrund der Radioaktivit¨ at f¨ allt noch f¨ ur lange Zeit Nachzerfallsw¨ arme an, vgl. Kapitel 16.

2.4 Geothermie

51

2.3.4 Umweltbelastungen durch die Nutzung der Kernenergie In einem Reaktor eines Kernkraftwerkes mit einer elektrischen Leistung von 1 300 MW ﬁnden pro Sekunde etwa 1020 Spaltreaktionen statt. Durch diese Spaltreaktionen werden rund 2 · 1020 radioaktive Atome erzeugt, die im mittleren Bereich des Periodensystems liegen. Insgesamt wird so im Jahr eine hochradioaktive Spaltproduktmenge von ca. 100 kg erzeugt. Es besteht kein Zweifel, daß diese Stoﬀe gef¨ ahrlich f¨ ur jede Art Leben sind und daher bis zum Abklingen der Radioaktivit¨ at auf ein zul¨assiges Niveau sicher zu lagern sind. Die daf¨ ur notwendige Zeitspanne kann als die Zeit abgesch¨atzt werden, die vergehen muß, bis die Konzentration der α-Strahler in den Spaltprodukten auf die Konzentration von α-Strahlern in nat¨ urlichen, nicht besonders gesch¨ utzten Erzlagern abgenommen hat. Abh¨angig von der Lagerungsdichte betr¨ agt diese Zeit ca. 104 Jahre. Radioaktive Strahlung wird – ¨ ahnlich wie manche chemischen Gifte – von den menschlichen Sinnesorganen nicht registriert. F¨ ur ihre Erkennung sind wir vollst¨ andig auf physikalische Nachweisger¨ ate angewiesen. Aus diesem Grunde wird die Radioaktivit¨ at innerhalb und außerhalb von kerntechnischen Anlagen auf beh¨ ordliche Anordnung hin sorgf¨ altig u ¨berwacht. Trotz der Gefahr durch radioaktive Strahlung ist die Kernenergie eine zur technischen Reife entwickelte Alternative zu den fossilen Brennstoﬀen. Viele Ingenieure und Wissenschaftler glauben, daß es sichere und zuverl¨assige Techniken zur Behandlung und Lagerung des nuklearen Abfalls gibt. Die Unsicherheit in der Bewertung des Risikos liegt darin begr¨ undet, daß es kein Maß f¨ ur die Gef¨ ahrdung gibt, das gleichzeitig objektiven und subjektiven Kriterien gen¨ ugt. Eine schl¨ ussige Antwort auf diese Frage wird sich erst aus einem Vergleich des Risikos aus der Kernenergie mit dem Risiko anderer Energiequellen ergeben.

2.4 Geothermie 2.4.1 Grundlagen Als Geothermie bezeichnen wir die in der uns zug¨anglichen Kruste unserer Erde gespeicherte W¨ arme. Aus Abb. 1.5 sehen wir, daß der geothermische W¨ armestrom im Vergleich zu den von der Sonne kommenden Energiestr¨omen klein ist. Dies heißt allerdings nicht, daß er f¨ ur die Prozesse auf der Erde unwesentlich w¨ are: Man denke nur an die Aktivit¨at der Vulkane, die Erdbeben oder die Kontinentaldrift. Seit ihrem Bestehen gibt die Erde W¨arme in das Weltall ab, und trotzdem ist ihr Energievorrat l¨angst noch nicht ersch¨opft. Woher nimmt nun die Erde diesen Energiestrom? Die Antwort auf diese Frage ergibt sich aus der Entstehung unserer Erde. Nach einer fr¨ uheren Theorie entstanden die Planeten aus der Materie der Sonne. Man vermutete, daß einst ein großer Stern nahe an der Sonne vorbeizog und eine starke St¨orung ihres

52

2 Energiequellen

Gravitationsfeldes bewirkte. Dadurch entstand ein riesiger Flutberg in der ﬂ¨ ussigen Materie der Sonne. Die Anziehungskraft des vorbeiﬂiegenden Sternes war so groß, daß die Spitze des Flutberges sich abl¨oste und aus dem Tropfen ein Planet entstand. Diese Theorie wird heute f¨ ur unwahrscheinlich gehalten, denn die Substanzen, die wir auf der Erde ﬁnden (Eisen, Kalzium, Silizium, Aluminium usw.), kommen in der Materie der Sonne fast nicht vor. Nach neueren Theorien nimmt man an, daß die Sonne kurze Zeit nach ihrer Entstehung einer interstellaren Staubwolke begegnete. Ein Teil dieser Wolke wurde von der Sonne eingefangen und bildete einen Ring, der um sie kreiste. Durch zuf¨ allige Kollisionen bildeten sich innerhalb des Ringes gr¨oßere Ansammlungen von Materie, die durch die Gravitationskraft schließlich zu den Planeten unseres Sonnensystems zusammengef¨ ugt wurden. Die Erde hat eine Masse von ca. 6 · 1024 kg. Bei der Verdichtung im Gravitationsfeld entstanden im Zentrum hohe Dr¨ ucke und Temperaturen von ca. 2 000 K. H¨atte der Erde aber nur diese Energie zur Verf¨ ugung gestanden, w¨are sie durch die W¨ armeabstrahlung in den Weltraum l¨ angst erkaltet. Man nimmt deshalb an, daß es sich bei der Materie, aus der die Erde und die anderen Planeten gebil¨ det wurden, um Uberreste einer Supernova handelte. Solche Materie besteht zu einem großen Teil aus Radioisotopen, die durch radioaktiven Zerfall unter Energieabgabe schließlich in stabile Elemente umgewandelt werden, vgl. auch Abschn. 16.2. Der durch den radioaktiven Zerfall freigesetzte Energiestrom war zur Zeit der Entstehung der Erde um ein Vielfaches gr¨oßer als heute. Viele der kurzlebigen Isotope wie z.B. 26 13 Al existierten noch und trugen einen Großteil des Energiestroms. Als Konsequenz nahm die Temperatur der Erde stark zu; ihr Kern wurde ﬂ¨ ussig und ihr Radius verkleinerte sich um etwa 100 km. Dadurch kam es zu extremen Verschiebungen und Faltungen in der Erdkruste, was schließlich zur Formierung der Gebirgsz¨ uge f¨ uhrte. Infolge der W¨ armeabstrahlung in den Weltraum ist die Temperatur an der Oberﬂ¨ache geringer als im Kern. Der bis in eine Tiefe von etwa 10 km gemessene und f¨ ur gr¨ oßere Tiefen modellhaft berechnete Temperaturverlauf ist in Abb. 2.4 dargestellt. Durch den radioaktiven Zerfall der die Erde konstituierenden Elemente wurde ein gigantischer W¨ armespeicher aufgebaut, dessen Kapazit¨at auf ca. atzt wird. Er k¨ onnte den derzeitigen Energiebedarf von ca. 1017 J 1031 J gesch¨ pro Jahr f¨ ur alle Zukunft tragen. Der Energiestrom, den die Erde in den Weltraum abgibt, betr¨ agt 3,0 · 1012 W; dies entspricht einem mittleren Fluß von −2 2 6,6 · 10 W/m . Dieser Energiestrom wird auch heute noch zu ca. 80% durch den Zerfall radioaktiver Isotope getragen und nur zu 20% durch Abgabe von W¨ arme aus dem Inneren. Aus Abb. 2.4 ist zu erkennen, daß i.allg. erst in einer Tiefe von u ur eine Nutzung vor¨ber 5 km ausreichend hohe Temperaturen f¨ liegen. Allerdings ist die Erdkruste nicht gleichf¨ormig; es bestehen vielmehr zahlreiche Anomalien. Die Kruste der Erde ist in etwa ein Dutzend starrer Platten unterteilt, die auf dem viskoplastischen Erdmantel schwimmen. Die Platten bewegen sich unaufh¨ orlich, sie verschieben sich und stoßen gegeneinander. So kommt es zur bekannten Kontinentaldrift, durch die ganze Gebirgsketten angehoben

2.4 Geothermie

0 0

Temperatur [°C] 100 150 50

0

1000

1000

2000

2000

3000

3000

4000

4000

53

Temperatur [°C] 1000 2000 3000 4000 5000 6000

0

5000

5000

Tiefe [km]

Tiefe [m]

6000

6000 a)

b)

Abbildung 2.4. Temperaturverlauf im Erdinneren als Funktion der Tiefe: a) gemessene, b) berechnete Werte

und andere abgesenkt werden. Die Kr¨ afte, welche die tektonischen Platten bewegen, sind so gewaltig, daß H¨ ohenunterschiede zwischen Land und Tiefsee keine Rolle spielen. So geh¨ ort z.B. S¨ udkalifornien zur Paziﬁschen Platte und driftet mit ihr nordwestlich auf Sibirien zu, w¨ahrend Ostkalifornien zur Nordamerikanischen Platte geh¨ ort, die sich nach S¨ udosten bewegt. Entlang der Plattengrenzen ﬁndet man Erdbebenherde. Dort, wo die Platten auseinanderdriften, entstehen Risse, die durch aus dem Erdinnern nachquellendes Magma gef¨ ullt werden. In diesen Gebieten betr¨agt der Temperaturgradient 80–100◦ C/km und man ﬁndet Gesteinsformationen mit 300–500◦ C bereits in 5 km Tiefe. 2

G ~

1

1 Wasser/Dampftrennung 2 Turbine/Generator 3 Kondensator 4 R¨ uckf¨ uhrpumpe

3 Naßdampf

4 Heißwasser-Heißdampf Reservoire

Abbildung 2.5. Schema eines geothermischen Kraftwerks mit Entspannungsverdampfung

54

2 Energiequellen 2 G ~ 1 3

1 2 3 4 5 6

Dampferzeuger Turbine/Generator Kondensator Speisepumpe R¨ uckf¨ uhrpumpe Gestein hoher Temperatur

4

5

Dampf 5-10 bar 150-200°C

Wasser

6

5-10 km

Abbildung 2.6. Entnahme arme nach dem von Erdw¨ Hot-Dry-Rock“-Verfahren ”

arme ist besonders im Bereich geothermischer AnomaDie Nutzung der Erdw¨ lien attraktiv, wo Heißdampf- und Heißwasserreservoirs nahe an der Erdoberache liegen. Naßdampf und Heißwasser enthalten dabei merkliche Mengen ﬂ¨ osten Salzen und auch an H2 S und NH3 , so daß es notwendig ist, diese an gel¨ armeaustauscher zwischenzuschalten, Bestandteile abzuscheiden oder einen W¨ vgl. das Schema in Abb. 2.5. arme zu entMit neueren Konzepten versucht man, heißen Felsschichten W¨ ziehen. Dazu wird beim sog. Hot-Dry-Rock“-Verfahren u ¨ber ein Bohrloch ” Wasser in Tiefen von einigen Kilometern eingebracht[1]. Dieses wird vom trockenem, heißen Gestein aufgeheizt und als Dampf u ¨ber eine weitere Bohrung nach oben geleitet, vgl. Abb. 2.6. arme kann sowohl direkt zum HeiDie so aus der Erdkruste extrahierte W¨ zen genutzt werden als auch z. B. in elektrischen Strom umgewandelt werden. armequelle wird bei den angeWegen der relativ niedrigen Temperatur der W¨ wandten Dampfprozessen anstelle von Wasser mit organischen Arbeitsmitteln gearbeitet; meist mit Kohlenwasserstoﬀen wie Iso-Pentan, Iso-Oktan, Toluol unstigere Verdampfungseigenolen. Diese Arbeitsmittel besitzen g¨ oder Silikon¨ ucken. In der Literatur werschaften bei tiefen Temperaturen und geringen Dr¨ den diese Dampfprozesse als Organic-Rankine-Cycle (ORC) bezeichnet [25], [15]. Diese Technik ist bisher allerdings nur bei kleineren Pilotanlagen genutzt andern geothermische Kraftwerke mit einer Leiworden. 1990 waren in 18 L¨ stung von ca. 6 000 MW in Betrieb, davon 2 800 MW im Westen der USA. armeagt die mittlere geothermische W¨ ache betr¨ Beispiel 2.1. An der Erdoberﬂ¨ ahigkeit armeleitf¨ ur eine Granitschicht mit einer W¨ stromdichte q˙ = 0,06 W/m2 . F¨ λ = 2 W/mK bestimme man den daraus resultierenden Temperaturgradienten. armeleitung: osung. Es gilt das Fourier-Gesetz der W¨ L¨

2.5 Sonnenenergie q˙ = λ

55

dT . dr

Durch Aufl¨ osen der Gleichung nach dem Temperaturgradienten erh¨ alt man das Ergebnis dT q˙ = = 30 K/km. dr λ Dieser Wert stimmt f¨ ur Mitteleuropa gut mit Meßergebnissen u ¨berein. In Bereichen mit geothermischen Anomalien wurden dagegen Werte von 80–100 K/km gemessen.

2.4.2 Umweltbelastungen durch die Nutzung der Erdw¨ arme Die Nutzung der Hochtemperaturw¨ arme aus großen Tiefen ist mit so großen Risiken behaftet, daß wohl niemand ernsthaft daran denkt, den Hochdruckfeuerball Erdkern“ anzuzapfen. Zus¨ atzlich stehen dem auch große technische ” Schwierigkeiten in Zusammenhang mit der Niederbringung der erforderlichen Tiefbohrungen entgegen. Auch bei der Nutzung der Quellen aus geringerer Tiefe sind Umwelteﬀekte zu ber¨ ucksichtigen, insbesondere hinsichtlich • der Mineralstoﬀe: Die im Thermalwasser gel¨osten Mineralstoﬀe m¨ ussen zur¨ uckgehalten und deponiert werden, • der Abgase: Bei heißen Quellen fallen H2 S und NH3 an. Die Schwefelmengen sind mit denen eines konventionellen Kraftwerkes vergleichbar, • des Landbedarfes und der Landabsenkungen: Die Anlagen haben einen großen Fl¨ achenbedarf (1 km2 pro 3–7 MWth ). Wird das entnommene Wasser nicht ersetzt, kann es zu Landabsenkungen kommen. Mit entsprechenden Vorsorgemaßnahmen ist die Erdw¨arme trotz dieser Risiken eine attraktive und sichere Energiequelle. Insbesondere stehen f¨ ur die Energiewandlung ausgereifte Techniken zur Verf¨ ugung [17], [12].

2.5 Sonnenenergie 2.5.1 Sonnenenergie und umgewandelte Energieformen Die Sonne ist die wichtigste und zuverl¨ assigste Energiequelle f¨ ur das Leben auf der Erde. Der von der Sonne auf die Erde eingestrahlte Energiestrom betr¨agt 1,73·1017 W, von dem 1,21·1017 W absorbiert und als Niedertemperaturw¨arme in den Weltraum abgestrahlt werden. Der absorbierte Energiestrom treibt den Wasserkreislauf und die Luftstr¨ omungen, er l¨aßt die Pﬂanzen wachsen und versorgt uns mit W¨ arme. Wasserkraft:Zum Antrieb unseres Wettersystems werden ca. 0,41 · 1017 W genutzt, indem etwa 1,6·1010 kg Wasser pro Sekunde verdampft und in die Atmosph¨ are eingetragen werden. Wenn wir annehmen, daß diese Dampfmengen im Mittel auf eine H¨ ohe von 3 000 m hochgetragen werden und kondensieren, entspr¨ ache dies einer Leistung von

56

2 Energiequellen

P =m ˙ g h = 4,8 · 1014 W. Der thermodynamische Wirkungsgrad des Prozesses betr¨agt etwa 4,8 · 1014 W ≈ 1,2%. 4,1 · 1016 W Es ist einsichtig, daß die Ernte der Energie des fallenden Wassers nur einen Bruchteil der abgesch¨ atzten Leistung erbringen kann. Sicher ist aber, daß die Nutzung der Wasserkraft eine m¨ achtige Energiequelle ist, die im Jahr 2003 6% des weltweiten Energiebedarfs getragen hat. Windenergie: Ein Teil der Energie des Wettersystems wird in Windenergie umgewandelt, wobei der genaue Anteil nicht bekannt ist. Hier wird die Energie des Windes und der Wellen mit 1,0 · 1015 W abgesch¨atzt, d.h. die Umwandlung der W¨ arme in mechanische Energie hat einen Wirkungsgrad von 2,5%. Aus praktischen Gr¨ unden werden Anlagen zur Nutzung der Windenergie auf Bauh¨ohen von unter 200 m beschr¨ankt sein. Daher muß in Kauf genommen werden, daß die Windgeschwindigkeit unter dem Einﬂuß der bodennahen Reibung rasch abnimmt. Unter Ber¨ ucksichtigung dieser Randbedingungen betr¨ agt die kinetische Energie der Lufth¨ ulle bis zu einer H¨ohe von 200 m bestenfalls 2% oder 2,0 · 1013 W, von der nur ein kleiner Teil technisch genutzt werden kann. Sonnenenergie: Nachdem 30% der eingestrahlten Sonnenenergie direkt reﬂektiert werden und ca. ein Drittel der absorbierten Strahlung f¨ ur das Wettersystem gebraucht werden, betr¨ agt die Energiedichte der Sonneneinstrahlung im zeitlichen und geographischen Mittel noch 237 W/m2 von denen noch ache erreichen. In den industrialisierten L¨andern ca. 170 W/m2 die Erdoberﬂ¨ liegt der Energiebedarf bei ca. 7 kW pro Kopf. Angenommen, man k¨onnte die Sonnenenergie mit einem Wirkungsgrad von 10% ernten, so ließe sich der gesamte Energiebedarf einer Person durch Ernte der Sonneneinstrahlung auf einer Fl¨ ache von 7 000 W/Kopf 2 2 = 410 m /Kopf 0,1 · 170 W/m einsammeln. Dabei wurde vorausgesetzt, daß in Zeiten geringeren Energiebedarfs die nicht verbrauchte Energiemenge gespeichert wird, um f¨ ur Zeiten des gr¨ oßeren Verbrauchs bereitzustehen. Wir werden sp¨ater sehen, daß die Speicherung von Energie zwar im Prinzip m¨oglich, aber mit einem großen Aufwand und hohen Verlusten verbunden ist. Kennzeichen der Energiequelle Sonne ist neben der M¨ achtigkeit der Ressource die geringe speziﬁsche Energiedichte. Diese geringe Dichte war eine Voraussetzung f¨ ur die Entstehung des Lebens; sie ist aber ein Nachteil f¨ ur die Nutzung mit den derzeit verf¨ ugbaren technischen Mitteln. Die hier vorgenommenen Absch¨ atzungen zeigen, daß die Sonnenenergie ein erhebliches Potential besitzt, dessen technische Realisierbarkeit in Abschn. 18.3 untersucht wird.

2.5 Sonnenenergie

57

Biomasse: Durch Nutzung des Sonnenlichts, das mit Hilfe lichtabsorbierender Farbstoﬀe, der Chlorophylle, aufgenommen wird, setzen Pﬂanzen aus dem Kohlendioxid der Luft und aus Wasser organische Stoﬀe zusammen. Bei Pﬂanzen und anderen Lebewesen mit Photosynthese2 sind die prim¨aren Syntheseprodukte Kohlehydrate (CH2 O)n , die sowohl als Energietr¨ager dienen als auch Ausgangsmaterial f¨ ur den Aufbau der Pﬂanzenmaterie sind. Die Photosynthese ist und war der Energielieferant f¨ ur alles Leben auf der Erde und hat letztlich auch die fossilen Energievorr¨ ate aufgebaut. Prinzipiell brauchen die Pﬂanzen f¨ ur die Photosynthese nur CO2 , H2 O und Licht aus dem spektralen Bereich zwischen 400 und 700 nm (Nanometer). Wie jeder Landwirt weiß, ben¨ otigen die Pﬂanzen f¨ ur die Durchf¨ uhrung der Photosynthese aber auch D¨ unger in Form von Phosphor und Stickstoﬀ, die von den Pﬂanzen zusammen mit dem Wasser aus dem Boden aufgenommen werden. D¨ unger wird in der industriell betriebenen Landwirtschaft in riesigen Mengen auf die Felder gestreut; wir wollen aber hierauf nicht eingehen.3 Die Brutto-Reaktionsgleichung der Photosynthese ist einfach: nCO2 + nH2 O + Licht → (CH2 O)n + nO2

(2.13)

F¨ ur n=6 entsteht z. B. Glucose (C6 H12 O6 ), wobei gleichzeitig sechs Sauerstoﬀmolek¨ ule freiwerden. Zur Aufnahme des Lichtes besitzt das Chlorophyll ausgepr¨ agte Absorptionsbanden in den Wellenl¨angenbereichen zwischen 400 – 500 nm und 650 – 700 nm. Das gr¨ une Licht mit Wellenl¨angen zwischen 500 und 650 nm wird gr¨ oßtenteils reﬂektiert, deshalb erscheinen auch die Bl¨atter unserer Pﬂanzen in der Farbe gr¨ un. Trotz der Einfachheit der Reaktionsgleichung ist die Photosynthese ein sehr komplizierter Prozeß, der noch nicht vollst¨ andig verstanden ist, vgl. [13], [23]. Die Pﬂanzen k¨ onnen also nur einen geringen Teil des Energiespektrums des Sonnenlichts nutzen. Das ist aber noch nicht alles, denn Pﬂanzen brauchen viel Wasser: Im Falle von Zuckerrohr etwa 500 mal mehr, als zur Bildung der ¨ Glucose notwendig ist. Dieser Uberschuß an Wasser wird von den Pﬂanzen gebraucht, um die Temperatur der Bl¨ atter unter ∼30◦ C zu halten. Diese beiden Eﬀekte erkl¨ aren, warum der Wirkungsgrad der Photosynthese der verschiede¨ nen Okosysteme so gering ist, vgl. Tabelle 2.8. Die mit der Sonneneinstrahlung von 121·1015 W erzeugte PhotosyntheseNettoprim¨ arproduktion, das ist die Prim¨ arproduktion abz¨ uglich der Verluste durch Veratmung, betr¨ agt pro Jahr ∼160·1012 kg trockener Biomasse mit einem mittlerem Brennwert von ∼18 MJ/kg, vgl. Abb. 1.5. Der Energiestrom der Biosph¨ are betr¨ agt damit rd. 92 TW, woraus sich ein Nutzungsgrad f¨ ur die Photosynthese von 0,00076 errechnet. Zum Vergleich: Der weltweite Verbrauch an fossilen Energietr¨ agern pro Jahr entspricht einem Energiestrom ¨ von rd. 14 TW. Bei einer auf Nachhaltigkeit zielenden globalen Okonomie steht aber nur ein kleiner Teil der 160 Gt f¨ ur den Einsatz als Energietr¨ager 2 3

¨ W¨ ortliche Ubersetzung aus dem Altgriechischen: Zusammensetzung durch Licht. Im Jahr 2000 wurden weltweit 15·1010 kg D¨ unger verbraucht.

58

2 Energiequellen

Tabelle 2.8. Nutzungsgrad der Photosynthese (Anhaltswerte) ¨ Okosystem

Nutzungsgrad

Intensive Landwirtschaft (Zuckerrohr) Landwirtschaft, feuchte W¨ alder Bergw¨ alder, feuchte Wiesen Savannen W¨ usten Tiefsee (Algen)

0,01 – 0,02 0,003 – 0,01 0,0005 – 0,003 0,001 0,0005 0,0001

zur Verf¨ ugung. Denn von der Biomasse lebt alles was auf Erden kreucht und ﬂeucht. Schon heute beansprucht der Mensch zusammen mit den von ihm gehaltenen Haustieren gut 40%; mit dem verbliebenen Anteil m¨ ussen sich die vom Menschen unabh¨ angigen Kreaturen begn¨ ugen, darunter etwa 3 Millionen Tierarten. Nennenswerte Reserven gibt es nicht, es ist vielmehr ein Leben von der Hand in den Mund. Wir haben nat¨ urlich die M¨oglichkeit, daß wir unseren Anteil an der Nutzung der Biomasse weiter vergr¨oßern, z.B. durch eine weitergehende Inanspruchnahme der noch verbliebenen Regenw¨alder. Aber wie ¨ weit k¨ onnen wir damit gehen, ohne uns selbst zu schaden? Diese Uberlegungen zeigen, daß uns durch die Tragekapazit¨ at der Erde enge Grenzen bei der Nutzung der Biomasse gesetzt sind. In diesem Zusammenhang muß auch der Energieeinsatz in Rechnung gestellt werden: Anbau, Ernte und Nutzung der Biomasse erfordern neben großem k¨ orperlichem Einsatz einen erheblichen Aufwand an freier Energie. Dieser Energieaufwand betr¨ agt z. B. f¨ ur Methanol aus Zuckerrohr ca. 45%, beim Raps¨ ol etwa 50% und selbst beim Verbrennen von Holzschnitzeln noch 15%. Wie der Wind und die Sonnenw¨ arme kann auch die Biomasse nur einen erg¨ anzenden Beitrag zur Deckung unseres Energiebedarfs geben und keines¨ falls die fossilen Energietr¨ ager ersetzen. Diese Feststellung hat die Okologie subtil begr¨ undet. Es besteht Konsens dar¨ uber, dass the extraordinary agro” nomic improvements of recent decades have moved agriculture close to its theoretical limits “(Fedoroﬀ and Cohen 1999), zitiert nach H. Mohr[16]. 2.5.2 Umweltbelastungen durch die Nutzung von Wind und Sonne Einer der Hauptgr¨ unde f¨ ur das Interesse an den alternativen Energien ist die Tatsache, daß sie als weniger belastend f¨ ur die Umwelt gelten als die klassischen Methoden. Aber auch diese Technologien sind nicht v¨ollig unsch¨adlich: z. B. k¨ onnen Windkraftsysteme und Reﬂektorsysteme f¨ ur das Einsammeln der Sonnenstrahlung in großﬂ¨ achiger Anordnung eine betr¨achtliche optische Beeintr¨ achtigung landschaftlich sch¨ oner Gebiete bedeuten. Windr¨ader verursachen L¨ arm und k¨ onnen die Telekommunikation st¨oren. Wir d¨ urfen auch nicht vergessen, daß die Erde einen eigenen Energiekreislauf hat: sie empf¨angt Energie in Form von W¨armestrahlung hoher Tempera-

2.6 Fazit

59

tur von der Sonne und gibt diese Energie auf niedrigem Temperaturniveau in den Weltraum ab. Mit der Anordnung von großﬂ¨achigen Releﬂektorsystemen w¨ urden wir massiv in dieses System eingreifen.

2.6 Fazit Nach unseren bisherigen Erkenntnissen gibt es auf unserer Erde eine F¨ ulle von Energiequellen. Dank dieser Vielfalt steht der Menschheit im Prinzip Energie f¨ ur eine unbeschr¨ankte Zukunft zur Verf¨ ugung. Wir haben aber auch gesehen, daß diese Energiequellen nicht gleichwertig im Hinblick auf ihre Verwertung durch den Menschen sind. Es gibt erhebliche Unterschiede bzgl. Ergiebigkeit, Verf¨ ugbarkeit, Kosten f¨ ur ihre Erschließung sowie der Risiken f¨ ur die Umwelt. Am weitesten entwickelt sind die Techniken zur Nutzung fossiler Energiequellen. Neben der voraussehbaren Ersch¨ opfung der einfach zu erschließenden Ressourcen haben aber auch die in der j¨ ungeren Vergangenheit sichtbar gewordenen Umweltsch¨ adigungen, die insbesondere durch die Nutzung der Kohle hervorgerufen wurden, dazu gef¨ uhrt, daß mit großem Einsatz Techniken zur Nutzung regenerativer Energiequellen entwickelt werden. Große Erwartungen wurden dabei in die Verwendung der Kernenergie gesetzt. Eine erste Generation von Reaktoren beﬁndet sich bereits großtechnisch im Einsatz und hat sich im Betrieb bew¨ ahrt. Zur Verminderung erkannter Risiken und zur vollst¨ andigen Schließung des Brennstoﬀkreislaufs ist jedoch eine Weiterentwicklung erforderlich. In Konkurrenz zur Kernenergie steht die Nutzung der regenerativen Energiequellen, insbesondere der Sonnenenergie. Techniken zu ihrer Nutzung sind zwar bekannt, aber noch nicht f¨ ur den kommerziellen Einsatz entwickelt. Die Gewißheit, Energie f¨ ur eine unbeschr¨ ankte Zukunft zu haben, nutzt uns wenig, wenn es darum geht, heute und morgen den Energiebedarf zu decken. Daher werden wir bis weit in dieses Jahrhundert hinein nicht auf die Nutzung der fossilen Energiequellen verzichten k¨onnen. Deshalb sollen auch hier zuerst die technischen M¨oglichkeiten zur optimalen Nutzung fossiler Brennstoﬀenergie behandelt werden. Daran anschließend werden die nuklearen und regenerativen Energietr¨ager in Betracht gezogen. ¨ Die bisherigen Uberlegungen haben auch ergeben, daß jede Form der Nutzung eines Prim¨ arenergietr¨ agers Auswirkungen auf die Umwelt hat. Dies gilt insbesondere f¨ ur den Energietr¨ ager Kohle. Zu den wichtigsten Schadstoﬀen, die gleichzeitig in großen Mengen anfallen, geh¨ oren SO2 , NOx , Staub und CO2 . F¨ ur die ersten drei wurden wirkungsvolle R¨ uckhaltetechniken entwickelt, die in der Bundesrepublik Deutschland seit 1985 bei allen Kraftwerksanlagen mit Leistungen von u ¨ber 50 MW eingesetzt werden. Im Hinblick auf die Reduktion der Emissionen von Schadgasen und Staub kann heute zu Recht von umweltfreundlichen Kraftwerken gesprochen werden. ¨ Ubrig geblieben ist die Emission von CO2 . Bereits heute ist absehbar, daß die R¨ uckhaltung und Entsorgung von Kohlendioxid zwar technisch m¨oglich,

60

2 Energiequellen

aber mit einem immensen Energie- und Kostenaufwand verbunden ist. Mithin bleibt allein der prim¨ are Leistungsansatz: die Minderung des Energiebedarfs durch bessere Wirkungsgrade und eine verantwortungsvolle Nutzung.

Literatur 1. Baumg¨ artner, J. et al: Geothermal Energy in the Upper Rhinegraben: The European Hot Dry Rock Project at Soultz-sous-Forets. In: Geothermische Stromerzeugung. VDI-Bericht 1703, 23–31 (2002) 2. BP Weltenergiestatistik 2004, www.bp.com 3. Campbell, C. J., Jean H. Laherr`ee: The end of cheap oil. Sci. American, March 1998, 78–83 4. Coenen, R.: Steinkohle – Technikfolgenabsch¨ atzung ihres verst¨ arkten Einsatzes in der Bundesrepublik Deutschland. Springer, Berlin Heidelberg New York 1985 5. Deﬀeyes, K. S.: Beyond Oil: The View from Hubberts Peak. Hill and Wang 2005 6. Duncan, R. C.: Three world oil forecasts predict peak oil production. Oil Gas J., 26, 18–21, 2003 7. Homepage der Gashydrate bei GEOMAR Kiel: www.gashydrate.de 8. Gumz, W.: Kurzes Lehrbuch der Brennstoﬀ- und Feuerungstechnik, 3. Auflage. Springer, Berlin Heidelberg New York 1962 9. Gumz, W., Kirsch, H., Makowsky, M.T.: Schlackenkunde. Springer, Berlin Heidelberg 1958 10. Jacobi, W.: Umweltradioaktivit¨ at und Strahlenexposition durch radioaktive Emissionen von Kohlekraftwerken (GSF-Bericht 760). Gesellschaft f¨ ur Strahlen- und Umweltforschung, M¨ unchen 1981 11. NEA/IEA (International Energy Agency): Uranium resources, production and demand. Paris 1987 12. Kr¨ uger, P.: Geothermal energy. Annual Review of Energy 1, 159–182 (1976) 13. Kurrek, J., D. Niethammer, H. Kurrek: Prim¨ arprozesse der Photosynthese und ihre Modellierung. Chemie in unserer Zeit, 33, 72–83 (1999) 14. Landolt, H., B¨ ornstein, R.: Numerical data and functional relationships in science and technology. Springer, Berlin Heidelberg New York 1992 15. Legmann, H., Brown, P.: ORMAT Three Years of Operation of the 60 MW Mokai I Geothermal Project. In: Geothermische Stromerzeugung. VDI-Bericht 1703, 117–125 (2002) ¨ 16. Mohr, H.: Okosysteme und menschliche Kultur. In: Energie und nachhaltige Entwicklung. VDI-GET, 160–168 ISBN 3-931384-29-2 (2001) 17. Atlas Corp. (Ed.): Eighth geothermal conference and workshop. EPRI, Palo Alto, CA 1984 18. Reserven, Ressourcen und Verf¨ ugbarkeit von Energierohstoﬀen. Schweizbartsche Verlagsbuchhandlung, Stuttgart 2003 19. Schilling, H.D.: Umweltschutz in der Kraftwerkstechnik. VGB Kraftwerkstechnik 69, 1 009–1 017 (1989) 20. Singer, J.G. (Ed.): Combustion: Fossil power. Combustion Engineering Inc., Windsor, CT 1991

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61

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3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

3.1 Einleitung Die Umwandlung von W¨ arme in Arbeit wird mit Hilfe von Kreisprozessen durchgef¨ uhrt.1 Dabei wird einem Arbeitsmittel, etwa einem Dampf oder einem Gas, das sich in einer Maschine beﬁndet, Hochtemperaturw¨arme zugef¨ uhrt. Das Arbeitsmittel leistet in der Maschine mechanische Arbeit, die als Nutzarbeit entnommen werden kann, und gibt schließlich Niedertemperaturw¨arme ab. Ein Kreisprozeß ist dadurch gekennzeichnet, daß der Endzustand des Arbeitsmittels nach einer Reihe von Zustands¨ anderungen wieder mit dem Anfangszustand identisch ist. Unter den Kreisprozessen spielt der 1824 von Carnot2 eingef¨ uhrte Prozeß eine besondere Rolle. Bei diesem Prozeß erf¨ ahrt das Arbeitsmittel – es soll sich um ein Kilogramm eines idealen Gases handeln, das mit einem Kolben in einem Zylinder eingeschlossen ist – folgende Zustands¨anderungen: a) b) c) d)

1–2: 2–3: 3–4: 4–1:

Isotherme Expansion unter Zufuhr der W¨arme q12 = qzu , Isentrope Expansion 3 unter Abgabe der Arbeit w23 , Isotherme Kompression unter Abfuhr der W¨arme q34 = qab , Isentrope Kompression unter Zufuhr der Arbeit w41 .

Der Prozeß ist in Abbildung 3.1 im p,v- und T,s-Diagramm dargestellt. Dabei wird vorausgesetzt, daß der Zustand des Arbeitsmittels jeweils durch ein Variablenpaar, z.B. p–v, T –s oder h–s, eindeutig festgelegt ist. Hier bezeichnen p den Druck, T die Temperatur, v das speziﬁsche Volumen, h die speziﬁsche Enthalpie und s die speziﬁsche Entropie des Arbeitsmittels. 1

2 3

In diesem Kapitel werden lediglich die Grundz¨ uge des Dampfkraftprozesses und des Gasturbinenprozesses behandelt. F¨ ur eine ausf¨ uhrlichere Darstellung sei auf [1] und [2] verwiesen. N. L .S. Carnot (1796–1832). Isentrop heißen Zustands¨ anderungen bei konstanter Entropie.

64 p

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit T

6 1

Tmax

q12

2

1

wN

2

q12

Tmax 4

6

q34

3

Tmin Tmin

v

4

q34

3

s

Abbildung 3.1. Carnot-Prozeß im p,v- und im T,s-Diagramm

In den Zustandsdiagrammen der Abbildungen 3.1 und 3.3 erscheint der Kreisprozeß als ein geschlossener Linienzug. Bei den Kraftmaschinen, die thermische Energie in mechanische Energie umwandeln, wird der Kreisprozeß in beiden Diagrammen im Uhrzeigersinn durchlaufen; dem Prozeß kann die Arbeit w entnommen werden. Der Betrag dieser Arbeit erscheint im p,v-Diagramm als Fl¨ ache. Es gilt: w = v dp = − p dv. (3.1) Entsprechend erscheint die dem Prozeß zugef¨ uhrte und die von ihm abgegebene W¨ arme als Fl¨ ache im T,s-Diagramm, nach der Deﬁnition der Entropie gilt dq = T ds. Daraus folgt f¨ ur die Summe der zu- und abgef¨ uhrten W¨armemengen: qges = dq = T ds . (3.2) F¨ ur die Anwendung des 1. Hauptsatzes der Thermodynamik auf den Kreisprozeß vereinbaren wir, daß alle dem Prozeß zugef¨ uhrte Energie positiv und die dem Prozeß entzogene negativ gez¨ ahlt wird. Mit dieser Vereinbarung kann das Kreisintegral (3.2) in zu- und abgef¨ uhrte W¨armen zerlegt werden:

(3.3) dq = qzu + qab = qzu − qab = Tmax s2 − s1 − Tmin s3 − s4 . ¨ Der 1. Hauptsatz sagt, daß die einem System zugef¨ uhrte Energie der Anderung seiner gespeicherten Energie, d.h. seiner inneren Energie u, entspricht. Da bei einem Kreisprozeß Anfangs- und Endzustand identisch sind, a¨ndert sich die innere Energie nicht, es gilt du = dq + dw = 0 . (3.4) Die Gleichung gilt f¨ ur alle Integrationswege, daher gilt f¨ ur die Integranden: du = dq + dw = dq + vdp.

(3.5)

Die innere Energie u ist eine Zustandsvariable des Arbeismittels, sie h¨angt nur vom momentanen Druck und dem momentanen speziﬁschen Volumen ab:

3.1 Einleitung

65

u = u(T, v); u nimmt bei konstantem Volumen ungef¨ahr proportional zur Temperatur des Arbeitsmittels zu; es gilt: du = cv dT.

(3.6)

Der Proportionalit¨ atsfaktor cv heißt speziﬁsche W¨arme bei konstantem Voluur ideale Gase konstant. Neben der inneren Energie wird noch die men, cv ist f¨ Enthalpie h als Zustandsvariable verwendet, die sich additiv aus der inneren Energie u und der Volumenarbeit pv zusammensetzt: h = u + pv, dh = du + pdv + vdp = dq + vdp.

(3.7)

Die Enthalpie h = h(T, p) nimmt bei konstantem Druck proportional zur Temperatur des Arbeitsmittels zu, es gilt: dh = cp dT.

(3.8)

arme bei konstantem Druck, cp ist f¨ ur ideale Gase koncp heißt speziﬁsche W¨ stant. Aus (3.4) folgt mit (3.2) und (3.3) f¨ ur die dem Prozeß entnehmbare Nutzarbeit

(3.9) wN = dw = − dq = −qzu − qab bzw. wN = qzu − qab . Die Nutzarbeit des Prozesses ist damit gleich der Diﬀerenz zwischen der zuund abgef¨ uhrten W¨ armen. F¨ ur die Umwandlung der Hochtemperaturw¨arme in nutzbare Arbeit kann ein thermischer Wirkungsgrad ηth deﬁniert werden:4

w

qzu − qab

T T − Tmin N ηth Carnot = ηC = = = max = 1 − min . (3.10) qzu qzu Tmax Tmax Nach dieser Deﬁnition verstehen wir unter einem Wirkungsgrad das Verh¨altnis aus der einem Prozeß entnehmbaren Nutzarbeit und der zur Durchf¨ uhrung des Prozesses aufgewendeten Energie. Wirkungsgrade dienen zur Bewertung station¨ arer Prozesse und werden f¨ ur den Vergleich von Alternativen herangezogen. Der Carnot-Prozeß zeigt, daß zur Gewinnung von mechanischer Arbeit aus W¨ arme mit einem Kreisprozeß dem Prozeß W¨arme auf einem hohen Temperaturniveau zugef¨ uhrt und auf einem tieferen entzogen werden muß. Bei einem reversiblen Carnot-Prozeß ist wegen ds = 0:

q

q12 q34 qzu dq = ds = + = − ab = 0. (3.11) T T1 T4 Tmax Tmin Daraus ergibt sich: 4

Bei linksl¨ auﬁgen Prozessen (K¨ altemaschinen) wird zur Bewertung der G¨ utegrad ε, das Verh¨ altnis der nutzbaren W¨ arme zur aufgewandten Arbeit, verwendet.

66

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

T

q = min q . ab Tmax zu

(3.12)

Aus (3.10) und (3.12) folgt, daß W¨ arme nicht vollst¨andig in Arbeit umgewandelt werden kann. Eine vollst¨ andige Umwandlung w¨are nur f¨ ur Tmin /Tmax = 0, d.h. Tmin = 0 K gegeben. Nach dem 3. Hauptsatz der Thermodynamik kann eine Temperatur von 0 K aber nicht erreicht werden. Bei realen Prozessen ist Tmin in aller Regel durch die Umgebungstemperatur TU vorgegeben. Der Carnot-Prozeß ist das Beispiel eines Idealprozesses. Alle Zustands¨anderungen wurden so durchgef¨ uhrt, daß sie sich durch die im Prinzip m¨oglichen inversen Zustands¨ anderungen vollst¨ andig r¨ uckg¨angig machen lassen. Derartige Prozesse werden reversibel oder umkehrbar genannt. Der Carnot-Prozeß stellt als reversibler Prozeß mit inﬁnitesimal kleinen Gleichgewichtsst¨orungen einen Grenzfall dar, der bei wirklichen Prozessen nur angen¨ahert werden kann. Ein Prozeß verl¨ auft irreversibel, wenn bei irgendeinem Teilprozeß Arbeit in W¨ arme umgesetzt wird, oder bei einem Teilvorgang W¨arme ohne Arbeitsleistung von einem h¨ oheren auf ein tieferes Temperaturniveau ﬂießt. Solche Eﬀekte sind bei wirklichen Kreisprozessen nicht zu vermeiden, die deshalb immer mehr oder weniger irreversibel verlaufen. Der Nutzeﬀekt eines irreversibel zwischen zwei Temperaturen arbeitenden Prozesses ist geringer als der des reversiblen Carnot-Prozesses, f¨ ur seinen thermischen Wirkungsgrad gilt ηth < ηC .

(3.13)

Eine W¨ armemenge Q von einer h¨ oheren Temperatur als die Umgebungstemochstens zu einem Teil ηC Q in nutzbare Arperatur TU kann nach (3.10) h¨ beit umgewandelt werden. Diesen umwandelbaren Anteil bezeichnet man als Exergie. Die W¨ armemenge Q kann man sich aus der Exergie EEx und der Anergie EAn zusammengesetzt denken. Die Anergie ist der nicht in Arbeit umwandelbare Teil von Q und es gilt Q = EEx + EAn . Im theoretischen Grenzfall Tmin = TU folgt

TU Q EEx = ηC Q = 1 − Tmax

(3.14)

(3.15)

und EAn =

TU Q. Tmax

(3.16)

Hier gibt Tmax das Temperaturniveau der W¨ arme Q an. ¨ Die vorstehenden Uberlegungen haben gezeigt, daß W¨arme neben einer Quantit¨ at auch eine Qualit¨ at (Wertigkeit) besitzt. Die Beurteilung der Qualit¨ at erfolgt hier unter dem Gesichtspunkt der Umwandelbarkeit in mechanische Energie. Die Bewertung kann entweder mit Hilfe der Zustandsgr¨oße Entropie oder mit dem durch (3.15) deﬁnierten Begriﬀ Exergie vorgenommen

3.2 Der Dampfkraftprozeß

67

¨ Uberhitzer Dampferzeuger

Turbine

Speisepumpe

Kondensator

Abbildung 3.2. Notwendige Komponenten einer Dampfkraftanlage

werden. Es bleibt anzumerken, daß f¨ ur die Exergie kein Erhaltungssatz gilt. Es ist vielmehr so, daß durch die oben erw¨ ahnten Irreversibilit¨aten Arbeitsf¨ahigkeit – d.h. Exergie – verloren geht. Man spricht dann von einem Exergieverlust oder weniger genau von einem Energieverlust. Bei der technischen Umsetzung der Energiewandlung mit Kreisprozessen werden wir zwischen Prozessen unterscheiden, die mit einem bei allen Zustands¨ anderungen homogenen Medium und solchen, die mit einem heterogenen Medium arbeiten. In der technischen Anwendung sind dies • der Gasturbinenprozeß und • der Dampfkraftprozeß.

3.2 Der Dampfkraftprozeß 3.2.1 Der ideale Clausius-Rankine-Prozeß Beim Dampfkraftprozeß wird mit einer physikalisch heterogenen Substanz gearbeitet. Als Arbeitsmittel wird fast ausschließlich Wasser verwendet. Die Phasenumwandlung ﬂ¨ ussig/gasf¨ ormig wird im Dampferzeuger und die Umwandlung gasf¨ ormig/ﬂ¨ ussig im Kondensator vorgenommen. In Abb. 3.2 sind die notwendigen Elemente eines Dampfkraftprozesses dargestellt. Als Vergleichsprozeß wird der in Abb. 3.3 im T,s-Diagramm dargestellte ClausiusRankine-Prozeß5 verwendet, der aus je zwei Isobaren und Isentropen zusammengesetzt ist. Das T,s-Diagramm ist ein wichtiges Hilfsmittel f¨ ur die Berechnung von Kreisprozessen, da sich reversibel ausgetauschte W¨ a rmemengen gem¨aß der Be ziehung q = T ds als Fl¨ achen darstellen lassen. Im Teilbild a) von Abb. 3.3 ist qualitativ ein T,s-Diagramm f¨ ur Wasser dargestellt. Wir bezeichnen die Zust¨ ande auf der Siedelinie mit und auf der Taulinie mit . In Abb. 3.3 ist eine Isobare 1–4 eingezeichnet. Um die Fl¨ ussigkeit 2von 1 ausgehend zum uhren. Im Sieden zu bringen, ist pro Masseneinheit die W¨arme 1 cp dT zuzuf¨ Zustand 2 beginnt die Fl¨ ussigkeit zu sieden. Bei gleichbleibender Temperatur 5

Nach R. J .E. Clausius (1822–1888) und W. J. M. Rankine (1820–1872).

68

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

T

T

p>p k

a)

b) 4

p ,Tk k v=konst

p=konst p

Flüssigkeit

3

Siedelinie Dampf

3

2

2

Taulinie

Naßdampf

1 1

x=0

4

x=1

s T

s T

c)

d)

3

2

3

2 1

4

1

s

4

s

Abbildung 3.3. Clausius-Rankine-Prozeß im T,s-Diagramm. a) T,s-Diagramm f¨ ur Wasser (pk = 221,20 bar, Tk = 374,15◦ C), b) Sattdampfprozeß, c) unterkritischer Dampfkraftprozeß, d) u ¨berkritischer Dampfkraftprozeß

geht mehr und mehr Fl¨ ussigkeit in die Dampfphase u ¨ber. Dazu ist die Verdampfungsenthalpie ∆hV = T (s − s ) = h − h erforderlich. Aus dem T,sDiagramm geht hervor, daß zur Beschreibung eines Zustandes im Naßdampfgebiet außer Druck und Temperatur noch eine weitere Gr¨oße notwendig ist. Es ist u ur den Dampfgehalt x als Zustandsgr¨oße zu verwenden. Bei ¨blich, hierf¨ x = 0 siedet die Fl¨ ussigkeit, und bei x = 1 liegt trocken ges¨attigter Dampf vor. ¨ Zur Uberhitzung attigten Dampfes ist noch die W¨arme 4des trocken ges¨ 4 menge 3 cp dT = 3 T ds notwendig. Die physikalischen Eigenschaften der g¨ angigen Arbeitsmittel sind in der Literatur gut bekannt. F¨ ur Wasser wird auf die VDI-Wasserdampftafeln [3] verwiesen. Im Prozeßverlauf werden folgende Zustands¨anderungen des Arbeitsmittels vorgenommen: a) b) c) d)

1–2: 2–3: 3–4: 4–1:

Isentrope Verdichtung in der ﬂ¨ ussigen Phase, ¨ Isobare W¨ armezufuhr (Vorw¨ armung, Verdampfung und Uberhitzung), Isentrope Expansion, Isobare W¨ armeabfuhr und Kondensation.

Zur Darstellung des Prozeßverlaufes in der Turbine wird meist das h,s-Diagramm verwendet. In diesem k¨ onnen isobar ausgetauschte W¨armemengen

3.2 Der Dampfkraftprozeß

69

und bei isentroper Zustands¨ anderung ausgetauschte mechanische Arbeit als Strecken abgegriﬀen werden, vgl. hierzu Abb. 3.4. Dort ist ein Dampfkraft¨ prozeß mit einfacher Uberhitzung dargestellt. F¨ ur die Umwandlung von W¨ arme in mechanische Energie mit dem Clausius-Rankine-Prozeß kann ein thermischer Wirkungsgrad ηth analog zu (3.10) deﬁniert werden. Mit den Bezeichnungen aus Abb. 3.4 gilt

q

w

ηth = N = 1 − ab (3.17) qzu qzu F¨ ur die W¨ armezufuhr und W¨ armeabfuhr kann jeweils eine mittlere Temperatur deﬁniert werden: q (3.18) T zu = zu ∆s und

q

(3.19) T ab = ab . ∆s Die Entropiediﬀerenz ist gegeben durch ∆s = s4 − s1 . Aus Abb. 3.4 folgt sofort, daß T zu < T3 = Tmax und T ab ≥ T1 = Tmin . Daraus folgt, daß der thermische Wirkungsgrad des Clausius-Rankine-Prozesses geringer ist als der eines Carnot-Prozesses mit Tmax = T3 als oberer Temperatur. Die zur Auslegung von Kreisprozessen erforderlichen Enthalpiedaten k¨onnen entweder einer Dampftafel oder einem h,s-Diagramm entnommen werden, vgl. Anhang A.1. F¨ ur genaue Berechnungen sind die Werte der Dampftafel vorzuziehen. Beispiel 3.1. Gegeben sei ein idealer Wasser/Dampf-Prozeß mit einem Dampfzustand am Turbineneintritt von 530◦ C und 150 bar. Der Kondensatordruck betrage 0,1 bar. Berechnen Sie den thermischen Wirkungsgrad und vergleichen Sie ihn mit dem Wirkungsgrad des Carnot-Prozesses. Benutzen Sie die nachstehenden Dampftafeln, die auch f¨ ur die Bearbeitung der Beispiele 3.2–3.4 vorgesehen sind.

h

∆hT = h3− h4 Nutzarbeit der Turbine

3

armeabgabe im Kondensator ∆hK = h4− h1 W¨ pk,Tk

∆hSp = h2− h1 Energiezufuhr der Speisepumpe

4

armezufuhr im Dampferzeuger ∆hDE = h3− h2 W¨ 2 1

s

Abbildung 3.4. Clausius-Rankine-Prozeß im h,s-Diagramm

70

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

Zust¨ ande f¨ ur Wasser und u ¨berhitzten Dampf 230◦ C

240◦ C

250◦ C

260◦ C

310◦ C

530◦ C

540◦ C

5 bar v [m3 /kg] h [kJ/kg] s [kJ/kgK]

0,4549 2 919,1 7,1903

0,4647 2 940,1 7,2317

0,4744 2 961,1 7,2721

0,4841 2 981,9 7,3115

0,5321 3 085,4 7,4971

0,7388 3 548,4 8,1699

0,7481 3 570,1 8,1967

40 bar v [m3 /kg] h [kJ/kg] s [kJ/kgK]

0,001207 0,001228 0,001251 0,05172 990,5 1 037,7 1 085,8 2 835,6 2,6077 2,7006 2,7934 6,1353

0,06044 2 990,2 6,4130

0,09011 0,09135 3 513,1 3 535,8 7,1774 7,2055

150 bar v [m3 /kg] h [kJ/kg] s [kJ/kgK]

0,011924 0,001212 0,001232 0,001255 0,001421 0,02208 0,02250 993,1 1 039,2 1 086,2 1 133,9 1 394,5 3 394,3 3 421,4 2,5867 2,6775 2,7681 2,8585 3,3250 6,4548 6,4885

Zustandspunkte im Naßdampfgebiet p T [bar] [◦ C]

v [m3 /kg]

v h h ∆hV s s 3 [m /kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kgK] [kJ/kgK]

0,10 0,13 5,0 40

0,0010102 0,0010126 0,0010928 0,0012521

14,67 11,47 0,3747 0,04975

45,833 51,062 151,84 250,33

191,83 213,70 640,12 1 087,4

2 584,8 2 594,0 2 747,5 2 800,3

2 392,9 2 380,3 2 107,4 1 712,9

0,6493 0,7172 1,8604 2,7965

8,1511 8,0592 6,8192 6,0685

L¨ osung. Zun¨ achst werden die Enthalpien in den einzelnen Zust¨ anden bestimmt. Am Kondensatoraustritt (Zustand 1) herrscht ein Druck von pK = 0,1 bar. Aus der Dampftafel erh¨ alt man f¨ ur diesen Druck und den ﬂ¨ ussig siedenden Zustand die Enthalpie h1 = 191,83 kJ/kg. Das Wasser vom Zustand 1 wird mit einer Speisewasserpumpe auf einen Druck von pDE = 150 bar komprimiert. Die dabei von der Speisepumpe zugef¨ uhrte Enthalpie wird zu

∆hSp = v pDE − pK = 15,14 kJ/kg 1

berechnet. Aus der zugef¨ uhrten Enthalpie l¨ aßt sich die Enthalpie im Zustand 2 bestimmen: h2 = h1 + ∆hSp = 206,97 kJ/kg. Am Verdampferaustritt (Zustand 3) hat der u ¨berhitzte Dampf einen Druck von ur diese 150 bar und eine Temperatur von 530◦ C. Der Dampftafel entnimmt man f¨ Werte eine Enthalpie h3 = 3 394,8 kJ/kg. Die Enthalpie des am Turbinenaustritt in das Naßdampfgebiet entspannten Dampfes erh¨ alt man nach der Formel

h4 = h + x4 h − h 4

4

.

4

aßt sich durch Interpolation der Entropien bestimmen. Die Der Dampfanteil x4 l¨ Entropie s4 ist ebenso groß wie s3 = 6,4548 kJ/kgK, da die Zustands¨ anderung von 3 nach 4 isentrop abl¨ auft. Der Dampftafel entnimmt man f¨ ur den Zustand 4 s = 0,6493 kJ/kgK und s = 8,1511 kJ/kgK, so daß 4

4

3.2 Der Dampfkraftprozeß x4 =

s4 − s

4

s − s 4

71

= 0,7739

4

resultiert. Aus diesen Werten ergibt sich h4 = 2 043,75 kJ/kg. Aus den oben berechneten Enthalpien erh¨ alt man die folgenden Enthalpiediﬀerenzen: ∆hSp = h2 − h1 =

15,14 kJ/kg

∆hDE = h3 − h2 = 3 187,33 kJ/kg ∆hT = h3 − h4 = 1 350,55 kJ/kg ∆hK = h4 − h1 = 1 851,92 kJ/kg

(durch die Speisepumpe zugef¨ uhrt), (im Dampferzeuger zugef¨ uhrt), (in der Turbine abgef¨ uhrt), (im Kondensator abgef¨ uhrt).

Daraus ergibt sich f¨ ur den thermischen Wirkungsgrad

ηth =

qzu − qab

qzu

=

∆hDE − ∆hK ∆hDE

=

w

N

qzu

=

∆hT − ∆hSp ∆hDE

= 0,418.

In diesem Kreisprozeß werden somit 41,8% des zugef¨ uhrten W¨ armestroms in mechanische Leistung umgewandelt. Zum Vergleich wird der Carnot’sche Wirkungsgrad berechnet: ηC = 1 −

Tab Tzu

=1−

T4 T3

= 0,603.

Die Diﬀerenz zwischen ηC und ηth ist durch die isobare W¨ armezufuhr zwischen den Zust¨ anden 2 und 3 bedingt.

3.2.2 Irreversible Zustands¨ anderungen beim Dampfkraftprozeß Wir haben bisher vorausgesetzt, daß die Zustands¨anderungen des Arbeitsmittels in der Speisepumpe, dem Dampferzeuger, der Turbine und dem Kondensator reversibel verlaufen. Reale Prozesse sind aber zwangsl¨auﬁg mit Irreversibilit¨ aten verbunden, deren Einﬂuß auf den Prozeß wir absch¨atzen wollen. Zu diesem Zweck sind in Abb. 3.5 die Unterschiede zwischen dem idealen und realen Prozeß dargestellt.6 3.2.2.1 Druckerh¨ ohung in der Speisepumpe Die Druckerh¨ ohung in der Speisepumpe erfolgt irreversibel und ist daher mit einer Entropiezunahme verbunden. Die Zustands¨anderung erfolgt nicht von 1 nach 2, sondern nach 2r . Die Druckerh¨ ohung von p2 auf p2 entspricht dem r Druckabfall des Arbeitsmittels im Kessel. Bei den heute u ¨blichen Frischdampfdr¨ ucken von Zwangdurchlaufdampferzeugern betr¨agt die Antriebsleistung der Kesselspeisepumpen etwa 2–3% der Generatorleistung. 6

Abweichungen vom idealen Prozeß werden mit dem Index r f¨ ur real“ gekenn” zeichnet.

72

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

T

Idealer Prozeß Realer Prozeß

3

a b

b a

c

2r

c

2

d 4

1

4r

d

irreversible Verdichtung in der Speisepumpe Druckabfall im Dampferzeuger irreversible Expansion in der Turbine Druckabfall im Kondensator

s Abbildung 3.5. Realer Clausius-Rankine-Prozeß im T,s-Diagramm

¨ 3.2.2.2 Verdampfung und Uberhitzung Die Irreversibilit¨at bei der Dampferzeugung ergibt sich zum gr¨oßten Teil aus der großen Temperaturdiﬀerenz zwischen den heißen Rauchgasen und dem Arbeitsmittel. Bei der Bewertung ist aber zu ber¨ ucksichtigen, daß die H¨ohe der ¨ ugbaUberhitzungstemperatur ϑ3 durch die Festigkeitseigenschaften der verf¨ ren Werkstoﬀe begrenzt wird. Die Str¨ omung des Arbeitsmittels durch den Dampferzeuger ist mit einem Druckabfall verbunden. Die dabei pro Masseneinheit des Arbeitsmittels in W¨ arme umgewandelte Energie h2 − h2 ist von r der Speisepumpe aufzubringen. 3.2.2.3 Expansion in der Turbine Aufgrund des irreversiblen Expansionsverlaufs in der Turbine wird der Zustand 4r erreicht. Die im Kondensator abzuf¨ uhrende W¨arme erh¨oht sich damit um ∆qK = h4 − h4 . r

r

(3.20)

Der Wirkungsgrad des realen Prozesses ist damit um ∆η =

∆qK

r

qzu

(3.21)

geringer als der des idealen Clausius-Rankine-Prozesses. 3.2.2.4 Dampfniederschlagung im Kondensator Die Irreversibilit¨at bei der Kondensation wird durch die technisch notwendige Temperaturdiﬀerenz f¨ ur den W¨ arme¨ ubergang bestimmt. Beispiel 3.2. Bei dem Dampfkraftprozeß des Beispiels 3.1 habe die Speisepumpe einen Wirkungsgrad von 85% und die Turbine einen von 90%. Der Druckverlust im Kessel betrage 10 bar und im Kondensator 0,03 bar.

3.2 Der Dampfkraftprozeß

73

a) Wie groß ist der Wirkungsgrad des realen Prozesses? b) Welche Nennleistung gibt der Prozeß bei einem Dampfmassenstrom von 2 000 t/h ab? Bei der Berechnung soll die Dampftafel aus Beispiel 3.1 verwendet werden. L¨ osung. a) Zur Berechnung des realen thermischen Wirkungsgrades ηth m¨ ussen r zun¨ achst die Enthalpien in den einzelnen Zust¨ anden bestimmt werden. Die Enthalpien in den Zust¨ anden 1 und 3 k¨ onnen aus Beispiel 3.1 u ¨bernommen werden. Dort ist h1 = 191,83 kJ/kg und h3 = 3 394,8 kJ/kg. Irreversibilit¨ aten f¨ uhren zu den Zust¨ anden 2r und 4r . Bei der Bestimmung der ussen der Wirkungsgrad der Speisespeziﬁschen Enthaplie des Zustandes 2r m¨ wasserpumpe ηSp und der Druckverlust im Kessel ber¨ ucksichtigt werden. Deshalb ist p2 = pDE + ∆pDE = 160 bar. r

Die speziﬁsche Enthalpie im Zustand 2 betr¨ agt

h2 = h1 + ∆hSp = h1 + v p2 − pK 1

r

r

1 = 210,83 kJ/kg. ηSp

F¨ ur den Zustand 4r erh¨ alt man unter Ber¨ ucksichtigung der Druckverluste und dem Wirkungsgrad der Turbine den Druck p4 = pK + ∆pK = 0,13 bar. r

Bei der Bestimmung der speziﬁschen Enthalpie im Zustand 4 muß der Enthalpieverlust auf Grund von Irreversibilit¨ aten beachtet werden:

h4 = h3 − ∆hT = h3 − h3 − h4 ηT . r

Die Enthalpie im Zustand 4 f¨ ur den reversiblen Fall setzt sich nach der Formel

h4 = h + x4 h − h 4

4

4

aus der Enthalpie des reinen Dampfes h = 2 594,0 kJ/kg und der Enthalpie 4 der ﬂ¨ ussige Phase h = 213,70 kJ/kg zusammen. Der Dampfanteil wird wie in 4 Beispiel 3.1 mit Hilfe einer Interpolation von Entropien zu x4 =

s4 − s

4

s − s 4

= 0,7815

4

ur den reversiblen Fall; s3 , s und s bestimmt. Darin ist s4 = s3 die Entropie f¨ 4 4 sind der Dampftafel zu entnehmen. Man erh¨ alt somit f¨ ur den Zustand 4r h4 = 2 209,89 kJ/kg. r

Aus den oben berechneten Enthalpien erh¨ alt man die folgenden Enthalpiediﬀerenzen: ∆hSp = h2 − h1 = r

19,00 kJ/kg

(durch die Speisepumpe zugef¨ uhrt),

∆hDE = h3 − h2 = 3 183,47 kJ/kg

(im Dampferzeuger zugef¨ uhrt),

∆hT = h3 − h4 = 1 188,41 kJ/kg

(in der Turbine abgef¨ uhrt),

r

r

74

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit ∆hK = h4 − h1 = 2 014,06 kJ/kg r

(im Kondensator abgef¨ uhrt).

Damit berechnet man den thermischen Wirkungsgrad zu

ηth = r

qzu − qab

qzu

=

w

N

qzu

=

∆hDE − ∆hK ∆hDE

=

∆hT − ∆hSp ∆hDE

= 0,367.

ηth ist somit um 5,1 Prozentpunkte niedriger als der verlustfreie Prozeß aus r Beispiel 3.1. b) Die Nennleistung der Anlage errechnet sich zu

PN = m ˙ D ∆hT − ∆hSp

= ηth m ˙ D qzu = ηth m ˙ D ∆hDE = 649,7 MW. r

r

3.3 Maßnahmen zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades 3.3.1 Grunds¨ atzliche Gesichtspunkte Wie bereits gezeigt wurde, bringt der Carnot-Prozeß bei vorgegebenen Temperaturgrenzen den besten Wirkungsgrad f¨ ur die Umwandlung von W¨arme in mechanische Arbeit. Hieraus resultiert die Forderung, den Umwandlungswirkungsgrad eines technischen Kreisprozesses durch Ann¨aherung an den Carnot-Prozeß zu verbessern. Weitere Maßnahmen bestehen in der Erh¨ohung bzw. Absenkung der mittleren Temperatur der W¨armezu- bzw. W¨armeabfuhr. Beim Dampfkraftprozeß bestehen daf¨ ur im wesentlichen die folgenden M¨ oglichkeiten: • • • •

Erh¨ ohung des Frischdampfzustandes, Zwischen¨ uberhitzung, regenerative Speisewasservorw¨ armung, Senkung des Kondensationsdruckes.

3.3.2 Erh¨ ohung des Frischdampfzustandes Die Anhebung des Frischdampfzustandes – darunter verstehen wir die Erh¨ohung von Druck und Temperatur des Arbeitsmittels vor der Turbine – ist eine grundlegende Maßnahme zur Verbesserung des Wirkungsgrades. In Abb. 3.6 wurden die Frischdampfzust¨ ande zweier Prozesse (1–2–3–4) und (1-2 -3 -4) so gew¨ ahlt, daß f¨ ur beide die W¨armeabfuhr im Kondensator gleich groß ist. Die Arbeitsausbeute beider Prozesse unterscheidet sich um ∆w = h − h3 . Im T,s-Diagramm wird ∆w durch den Inhalt der Fl¨ache 3 2–2 –3 –3 dargestellt. Wichtig ist, daß die beim zweiten Prozeß zus¨atzlich zugef¨ uhrte W¨ arme ∆q vollst¨ andig in mechanische Arbeit umgewandelt wird. Es lassen sich auch noch h¨ ohere Frischdampfzust¨ande 3 derart ausw¨ahlen, daß die im Kondensator abzuf¨ uhrende W¨ armemenge geringer wird, vgl. Abb. 3.6. Aus dem Bild folgt qualitativ, daß der Wirkungsgrad mit dem Druck

3.3 Maßnahmen zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades

75

3``

T

3`

2``

3

2` 2

1

4`` 4`,4

s

Abbildung 3.6. Verbesserung des Wirkungsgrades durch Anhebung des Frischdampfzustandes

und der Temperatur zunimmt. Erg¨ anzend dazu ist in Abb. 3.7 die Abh¨angigkeit des Wirkungsgrades von den Frischdampfparametern f¨ ur einen einfachen Dampfkraftprozeß dargestellt. Dem Anheben der Frischdampftemperatur sind durch die Festigkeitseigenschaften der verf¨ ugbaren Werkstoﬀe Grenzen gesetzt. Zur Zeit sind bei den u ucken von ca. 250 bar Temperaturen bis 650◦ C erprobt. Bei ¨blichen Dampfdr¨ Materialtemperaturen u ur Teile des Dampferzeugers, der ¨ber ca. 570◦ C sind f¨ Turbine und der verbindenden Rohrleitungen austenitische Werkstoﬀe erforderlich. Der Gewinn durch den h¨ oheren Wirkungsgrad wird damit fast vollst¨ andig durch den Kapitaldienst f¨ ur die zus¨ atzlichen Investitionskosten aufgezehrt. Man bevorzugte daher andere Mittel zur Erh¨ohung des Wirkungsgrades als die Erh¨ ohung der Frischdampftemperatur, die inzwischen in Großkraftwerken bei 580◦ C liegt. Auch die Erh¨ohung des Frischdampfdruckes f¨ uhrt zu einem anlagentechnischen Mehraufwand bei den Speisepumpen und den Rohrleitungen. Bei der Festlegung der Frischdampfparameter sind deshalb die wirtschaftlichen Randbedingungen zu beachten. Das Steigern des Frischdampfdruckes ist u ¨ber gewisse Grenzen hinaus nur mit Anwendung der ein- oder mehrfachen Zwischen¨ uberhitzung sinnvoll, da sonst die Dampfn¨ asse hinter der Turbine zu groß wird. Bei großen Turbinen soll mit R¨ ucksicht auf die erosive Wirkung der Wassertr¨opfchen auf die Turbinenschaufeln die Dampfn¨ asse nicht u ¨ber 10% liegen, vgl. Abb. 3.7. 3.3.3 Zwischen¨ uberhitzung Die Zwischen¨ uberhitzung ist ein an den Hochdruckprozeß angeschlossener Teilprozeß. Dabei wird das Arbeitsmittel nach einer Teilentspannung in der Hochdruckturbine zum Dampferzeuger zur¨ uckgef¨ uhrt und im Zwischen¨ uber¨ wieder auf etwa die gleiche Temperatur wie der Hochdruckdampf hitzer (ZU) erhitzt. Eine Erh¨ohung des thermischen Wirkungsgrades ist dann erreichbar, wenn die mittlere Temperatur der W¨ armezufuhr f¨ ur den Teilprozeß u ¨ber der

76

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

0,16 ∆η η

600°

0,12

550° 0,08

500°

¨ Abbildung 3.7. Relative Anderung des thermischen Wirkungsgrades in Abh¨ angigkeit von Druck und Temperatur. Die unterbrochene Linie markiert Frischdampfzust¨ ande, die auf einen Wassergehalt von 10% im Expansionsendpunkt f¨ uhren

450° 0,04

0 100

150

200

250

p [bar] 3

T

300

3–4: Expansion in der Hochdruckturbine

5

4–5: Zwischen¨ uberhitzung 5–6: Expansion in der Mittelund Niederdruckturbine

4

2 1

6

s

Abbildung 3.8. Dampfkraftprozeß mit einfacher Zwischen¨ uberhitzung

des Hauptprozesses liegt, vgl. Abb. 3.8. Die W¨armezufuhr im Zwischen¨ uberhitzer erfolgt l¨ angs der Isobaren 4–5 und die Entspannung in der Turbine l¨ angs der Isentropen 5–6 bis auf Kondensatordruck. F¨ ur den thermischen Wirkungsgrad ergibt sich bei Vernachl¨assigung der Speisepumpenarbeit T6 s6 − s1 ηth = 1 − . (3.22) h3 − h1 + h5 − h4 Damit eine Verbesserung des Wirkungsgrades erreicht wird, muß die mittlere Temperatur der W¨ armezufuhr T ¨ f¨ ur den Teilprozeß u ¨ber der entsprechenZU

den Temperatur T HD des Hochdruckprozesses liegen. F¨ ur die Mitteltemperatur des Hochdruckprozesses gilt T HD =

h3 − h1 , s3 − s1

und entsprechend f¨ ur den Teilprozeß

(3.23)

3.3 Maßnahmen zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades 0,04 ∆η/η

0,25

540 ∆η/η

T4 [◦ C]

0,03

77

1−x 0,2

450 1−x

0,02

0,15

360 T4

0,01

270

0

180

0,1

0,05 0

0,25

0,5

0,75 p /p = p 5

3

¨ ZU

1 /p

HD

¨ Abbildung 3.9. Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades, ZU-Eintrittstem/p . Prozeß mit peratur und Endn¨ asse in Abh¨ angigkeit vom Druckverh¨ altnis pZU ¨ HD ◦ einfacher Zwischen¨ uberhitzung, pHD = 180 bar, THD = TZU = 540 C. ¨

T

¨ ZU

=

h5 − h4 1 T + T5 . ≈ s5 − s4 2 4

(3.24)

Meist wird die Temperatur der Zwischen¨ uberhitzung gleich der Frischdampftemperatur gew¨ ahlt, so daß T5 = T3 ist. Unter dieser Voraussetzung ist T ¨ ZU

gr¨ oßer als T HD , wenn T4 > 2 T HD − T5 = 2 T HD − T3

(3.25)

¨ ¨ gilt. Mit der ZU-Eintrittstemperatur T4 ist auch der ZU-Druck p4 festgelegt. In Abb. 3.9 ist die durch eine Zwischen¨ uberhitzung erreichbare Wirkungsgradverbesserung als Funktion des Druckverh¨altnisses p5 /p3 = p ¨ /pHD darZU ¨ gestellt. In der Abbildung sind zus¨ atzlich noch die resultierende ZU-Eintrittstemperatur T4 und der sich ergebende Wasseranteil am Austritt der Turbine (1 − x6 ) angegeben. Aus der Darstellung folgt, daß die Wirkungsgradverbesserung f¨ ur ein Druckverh¨ altnis von ca. 0,2 ein Maximum hat. Der besondere Vorteil der Zwischen¨ uberhitzung ist die Verringerung der Dampfn¨asse in den letzten Schaufelreihen der Turbine. Dadurch vermindert sich nicht nur die Gefahr von Erosionen durch die im Dampf enthaltenen Wassertr¨opfchen, sondern es ergibt sich auch eine Verbesserung des inneren Turbinenwirkungsgrades. Wegen des ﬂachen Maximums des thermischen Wirkungsgrades erfolgt die endg¨ ultige Festlegung des Trenndrucks p4 aus System¨ uberlegungen. Der Ausf¨ uhrung der Zwischen¨ uberhitzung kommt die heute aus konstruktiven Gr¨ unden vorgenommene Aufteilung der Turbinen in einen Hochdruck(HD), einen Mitteldruck- (MD) und einen Niederdruckteil (ND) entgegen. Die Zwischen¨ uberhitzung erfolgt dabei hinter der HD-Turbine.

78

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

Bei Kraftwerksanlagen ist die einfache Zwischen¨ uberhitzung die Regel. Der durch eine weitere Zwischen¨ uberhitzung erreichbare Wirkungsgradgewinn ist relativ gering (1–1,5%), so daß doppelte Zwischen¨ uberhitzungen wegen des damit verbundenen Bauaufwandes nur in Sonderf¨allen zum Einsatz kommen. Beispiel 3.3. Gegeben sei ein Dampfkraftprozeß mit einer einfachen Zwischen¨ uberhitzung, vgl. Abb. 3.8. Der Hochdruckdampf vor der Turbine hat einen Druck von 150 bar und eine Temperatur von 530◦ C, der Kondensatordruck betr¨ agt 0,1 bar. Unter der Bedingung, daß der Zwischen¨ uberhitzerdampf auf 540◦ C u ¨berhitzt wird und der N¨ assegehalt des Dampfes am Turbinenaustritt 12,6% nicht u ¨bersteigen soll, bestimme man a) den Zwischen¨ uberhitzerdruck und b) den thermischen Wirkungsgrad. Die Stoﬀwerte k¨ onnen der Dampftafel in Beispiel 3.1 entnommen werden. ¨ L¨ osung. a) Unter den getroﬀenen Voraussetzungen ist der ZU-Druck durch die Bedingung s5 = s6 und p4 = p5 = pZU festgelegt. Als erstes muß die speziﬁsche ¨ Entropie im Zustand 6 berechnet werden. Aus der Aufgabenstellung sind der Druck p6 = 0,1 bar und der Dampfgehalt im Zustand 6 x6 = 1 − 0,126 = 0,874 bekannt. Daraus l¨ aßt sich die speziﬁsche Entropie

s6 = s + x6 s − s 6

6

= 7,2055 kJ/kgK

6

bestimmen. Zur Entropie s5 = 7,2055 kJ/kgK und der Temperatur TZU ¨ = uberhitzerdruck T5 = 540◦ C ﬁndet man in der Dampftafel den Zwischenen¨ pZU ¨ = 40 bar. b) Der thermische Wirkungsgrad ist durch

ηth =

qzu − qab

qzu

=

w

N

qzu

gegeben. Zur Bestimmung der abgegebenen Leistung und der zugef¨ uhrten W¨ arme m¨ ussen zun¨ achst die Enthalpien in den einzelnen Zust¨ anden bestimmt werden. Die Enthalpien in den Zust¨ anden 1, 2 und 3 sind noch aus Beispiel 3.1 bekannt: h1 = 191,83 kJ/kg, h2 = 206,97 kJ/kg, h3 = 3 394,3 kJ/kg. Die weiteren Enthalpien erh¨ alt man durch Interpolation aus der Dampftafel: h4 = h(40 bar; 6,4548 kJ/kgK) = 3 012,11 kJ/kg, = 3 535,8 kJ/kg, h5 = h(40 bar; 540◦ C)

h6 = h + x6 h − h 6

6

6

= 2 283,17 kJ/kg.

Nachstehend sind die relevanten Enthalpiediﬀerenzen zusammengefaßt: ∆hSp = h2 − h1 =

15,14 kJ/kg

∆hDE = h3 − h2 = 3 187,33 kJ/kg ∆hHD = h3 − h4 = 382,19 kJ/kg

(durch die Speisepumpe zugef¨ uhrt), (im Dampferzeuger zugef¨ uhrt), (in der HD-Turbine abgef¨ uhrt),

3.3 Maßnahmen zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades ∆hZU 523,69 kJ/kg ¨ = h5 − h4 = ∆hND = h5 − h6 = 1 252,63 kJ/kg ∆hK = h6 − h1 = 2 091,34 kJ/kg

79

(im Zwischen¨ uberhitzer zugef¨ uhrt), (in der ND-Turbine abgef¨ uhrt), (im Kondensator abgef¨ uhrt).

Daraus ergibt sich f¨ ur den thermischen Wirkungsgrad ηth =

w

N

qzu

=

∆hDE + ∆h

¨ ZU

− ∆hK

∆hDE + ∆h

¨ ZU

=

∆hHD + ∆hND − ∆hSp ∆hDE + ∆h

= 0,436.

¨ ZU

Somit erh¨ alt man gegen¨ uber dem Prozeß ohne Zwischen¨ uberhitzung (3.1) einen um 1,8 Prozentpunkte h¨ oheren Wirkungsgrad.

3.3.4 Regenerative Speisewasservorw¨ armung Die regenerative Speisewasservorw¨ armung n¨ ahert den Clausius-Rankine-Prozeß dem Carnot-Prozeß dadurch an, daß das Speisewasser durch prozeßinternen W¨ armeaustausch auf eine wesentlich u ¨ber der Kondensationstemperatur des im Kondensator niedergeschlagenen Dampfes liegende Temperatur aufgeheizt wird. Dies kann durch regenerativen W¨armeaustausch zwischen dem Speisewasser und Anzapfdampf aus der Turbine geschehen. Dabei werden aus der Turbine an verschiedenen Stellen jeweils geringe Dampfstr¨ome entnommen. In Misch- und/oder Oberﬂ¨ achenvorw¨armern wird die Kondensationsw¨ arme dieser Dampfstr¨ ome genutzt, um das Speisewasser aufzuheizen, vgl. Abb. 3.10. Durch diese W¨ armeverschiebung wird der Prozeß formal einem Carnot-Prozeß angeglichen. Man spricht deshalb von einer Carnotisierung des Dampfkraftprozesses. Bei vorgegebenem Kondensatordruck und gleichbleibender Leistung der Turbine ist die in den Kondensator str¨omende Abdampfmenge und damit auch die an die Umgebung abgegebene Verlustw¨arme geringer, vgl. Abb. 3.11. F¨ ur den thermischen Wirkungsgrad eines Prozesses mit regenerativer Speisewasservorw¨ armung gilt

q

h3 − h 1 ab ηth = 1 − . (3.26) =1− qzu T1 s4 − s3 T

3

2 1’

a

1

b

4

s

Abbildung 3.10. Vereinfachte Darstellung der regenerativen Speisewasservorw¨ armung. Die W¨ armeverschiebung von a nach b erfolgt mit sog. Vorw¨ armern, vgl. Kap. 10. Damit in diesen Apparaten eine Dampfbildung vermieden wird, bringt man das Speisewasser auf einen ausreichend hohen Druck. Dazu wird die Vorw¨ armstrecke in eine Nieder- und eine Hochdruckvorw¨ armung unterteilt

80

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

0,20

8

n= n=8

∆η η

n=4

0,10

Abbildung 3.11. Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades durch regenerative Speisewasservorw¨ armung in Abh¨ angigkeit von der Speisewasserendtemperatur und der Anzahl der Vorw¨ armstufen n. Die Daten beziehen sich auf einen Prozeß mit einfacher Zwischen¨ uberhitzung, Leistungsgr¨ oße ca. 300 MW

n=2

0 0

200

Tsw [◦ C]

400

Infolge der regenerativen Speisewasservorw¨ armung vergr¨oßert sich der Dampfstrom durch die HD-Turbine, dagegen verringern sich die Massenstr¨ome durch die MD- und ND-Turbine. Dadurch vermindern sich die sog. Spaltverluste im Hoch- und Mitteldruckteil der Turbine und die sog. Austrittsverluste in der Niederdruckturbine, was eine Verbesserung des inneren Turbinenwirkungsgrades zur Folge hat, vgl. Abschn. 8.4. Beispiel 3.4. Bei einer Anlage mit einfacher Zwischen¨ uberhitzung soll eine zweistuﬁge Speisewasservorw¨ armung mit einem Mischvorw¨ armer a und einem Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer b durchgef¨ uhrt werden. Der Druck in den Vorw¨ armstufen ist mit 5 bar f¨ ur den Mischvorw¨ armer und 40 bar f¨ ur den Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer vorgegeben, vgl. das Schema in Abb. 3.12 und das T,s-Diagramm in Abb. 3.13. Der Kondensatordruck betr¨ agt 0,1 bar, der Dampfdruck vor der Hochdruckturbine 150 bar und vor ¨ der Niederdruckturbine 40 bar. Die Uberhitzertemperatur betr¨ agt 530◦ C; im Zwi◦ schen¨ uberhitzer wird eine Temperatur von 540 C erreicht. Man ermittle die erforderlichen Anzapfmengen y und z sowie den thermischen Wirkungsgrad des als ideal zu betrachtenden Prozesses.

9 HD

10

11 ND

12

13

G ~

1-y-z y

8

z

5 7

4 6

b

2

3 a

1

Abbildung 3.12. Dampfkraftanlage mit zweistuﬁger Vorw¨ armung und Zwischenu ¨berhitzung

3.3 Maßnahmen zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades 9

T

5 8 4

1

7

11

15 MPa 4 MPa

1-y 10

y

6

81

12 0,5 MPa

3

z

2

1-y-z 10 kPa

1

13

s

Abbildung 3.13. Dampfkraftprozeß mit zweistuﬁger Vorw¨ armung und Zwischen¨ uberhitzung im T,sDiagramm

L¨ osung. Unter der Voraussetzung, daß im System keine Irreversibilit¨ aten auftreten, kann die Enthalpie in den einzelnen Abschnitten der Dampftafel entnommen ussig siedenden Zustand werden. Man erh¨ alt f¨ ur den Druck p1 = 0,1 bar und den ﬂ¨ die Enthalpie h1 = 191,83 kJ/kg. Die Enthalpie im Zustand 2 ergibt sich aus Zustand 1 durch eine Druckerh¨ ohung auf p2 = 5 bar und das speziﬁsche Volumen v1 = 0,0010102 m3 /kg zu

h2 = h1 + v1 p2 − p1 = 192,32 kJ/kg. Die Enthalpie des Zustands 3 l¨ aßt sich wie die Enthalpie des Zustands 1 direkt der Dampftafel entnehmen: h3 = 640,12 kJ/kg. Analog zu h2 ergibt sich h4 zu

h4 = h3 + v3 p4 − p3 = 655,97 kJ/kg. Dem T,s-Diagramm entnimmt man, daß sich die Zust¨ ande 5 und 6 auf gleichem Temperaturniveau beﬁnden und T6 = 250,33◦ C der Siedetemperatur von Wasser beim Druck p6 = 40 bar entspricht. Eine Interpolation der Dampftafel liefert h5 = 1087,8 kJ/kg. Die Enthalpie im Zustand 6 kann unmittelbar der Dampftafel entnommen werden: h6 = 1 087,4 kJ/kg. Mit dem speziﬁschen Volumen v6 = 0,0012521 m3 /kg erh¨ alt man

h7 = h6 + v6 p7 − p6 = 1 101,17 kJ/kg. Zustand 8 ist das Ergebnis der Mischung von Wasser der Zust¨ ande 5 und 7: h8 = y h7 + (1 − y) h5 . Im Zustand 9 ist nach der Dampftafel h9 = 3 394,3 kJ/kg und s9 = 6,4548 kJ/kgK. Von Zustand 10 ist bekannt, daß er durch isentrope Expansion zustandekommt, weshalb s10 = s9 ist. Durch lineare Interpolation gewinnt man h10 =

s10 − s(40 bar, 310◦ C)

s(40 bar, 320◦ C) − s(40 bar, 310◦ C)

·

h(40 bar, 320◦ C) − h(40 bar, 310◦ C) + h(40 bar, 310◦ C)

= 3 014,85 kJ/kg.

82

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

Mit der Dampftafel legt man h11 = 3 535,8 kJ/kg fest. Analog zur Berechnung des Zustandes 10 erfolgt die Berechnung des Zustandes 12, f¨ ur den eine Enthalpie h12 = 2 926,81 kJ/kg gefunden wird. Die Entspannung in der Niederdruckturbine erfolgt isentrop in das Naßdampfgebiet hinein, woraus eine Enthalpie s13 − s (0,1 bar)

h13 = h (0,1 bar) +

s (0,1 bar) − s (0,1 bar) = 2 283,17 kJ/kg

h (0,1 bar) − h (0,1 bar)

resultiert. Die Anzapfmengen y und z aus der Niederdruckturbine ergeben sich aus Energiebilanzen. F¨ ur den Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer gilt

y h10 − h6 = (1 − y) h5 − h4 . Durch Auﬂ¨ osen der Gleichung nach y erh¨ alt man

y=

h5 − h4

h10 − h6 + h5 − h4

= 0,1830.

Man erh¨ alt somit f¨ ur die Enthalpie im Zustand 8: h8 = 1 090,25 kJ/kg, weshalb z aus der Bilanz z h12 + (1 − y − z) h2 = (1 − y) h3 berechnet werden kann. Durch Auﬂ¨ osen der Gleichung nach z erh¨ alt man

z=

(1 − y) h3 − h2

h12 − h2

= 0,1338.

F¨ ur den zu- und abgef¨ uhrten W¨ armestrom folgt, vgl. Abb. 3.12:

qzu = h9 − h8 + (1 − y) h11 − h10 = 2 729,69 kJ/kg,

qab = (1 − y − z) h1 − h13 = −1 428,76 kJ/kg. Daraus erh¨ alt man f¨ ur den thermischen Wirkungsgrad ηth = 1 −

q

ab

qzu

= 0,477.

Damit ergibt sich eine Verbesserung des Wirkungsgrades um 4,1 Prozentpunkte gegen¨ uber einem Prozeß mit Zwischen¨ uberhitzung, aber ohne Vorw¨ armung, vgl. Beispiel 3.3. Gegen¨ uber dem einfachen Prozeß aus Beispiel 3.1 wird eine Verbesserung von 5,9 Prozentpunkten erreicht.

3.3 Maßnahmen zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades

83

3.3.5 Einﬂuß des Kondensatordruckes Der thermische Wirkungsgrad des Dampfkraftprozesses h¨angt wesentlich vom Austrittsdruck des Dampfes aus der Niederdruckturbine ab, vgl. Abb. 3.14. Der Druck am Turbinenaustritt ist in guter N¨aherung gleich dem Kondensatordruck und legt damit die Temperatur fest, bei der die Abw¨arme des Dampfkraftprozesses an die Umgebung abgegeben wird. Neben der Verf¨ ugbarkeit einer W¨ armesenke bei der entsprechenden Temperatur sind bei der Festlegung des Kondensatordrucks noch weitere Randbedingungen zu beachten. So nimmt bei der Absenkung des Druckes die Dampfn¨ asse zu, wodurch sich die Erosion durch Wassertr¨opfchen in den letzten Reihen der Turbinenbeschaufelung zumindest in der Tendenz verst¨arkt. Weiter vergr¨ oßert sich das speziﬁsche Dampfvolumen und damit auch der Volumenstrom am Turbinenaustritt. Da die Austrittsquerschnitte der Niederdruckturbinen durch die maximal m¨ oglichen Schaufell¨ angen festgelegt sind, erh¨ oht sich damit zwangsl¨auﬁg die Dampfgeschwindigkeit und damit auch der Str¨omungsverlust, der mit dem Quadrat der Geschwindigkeit w¨ achst. Aus den genannten Gr¨ unden wird der Kondensatordruck bei Großkraftwerken im Bereich von 0,04 bis 0,06 bar gew¨ ahlt, was einer Kondensationstemperatur im Bereich von 30 bis 36◦ C entspricht. Wir werden auf diese Zusammenh¨ ange im einzelnen bei der Behandlung der Kondensatoren zur¨ uckkommen. 1,0

180 bar 0,95

η/η

0,04

[-]

0,975

80 bar 0,925 40 bar 0,9 0,04

0,06

0,08

0,1

p [bar] K

Abbildung 3.14. Abh¨ angigkeit des thermischen Wirkungsgrades vom Kondensationsdruck. Als Parameter ist der Frischdampfdruck angegeben. Prozeß ohne Zwischen¨ uberhitzung, Anlagengr¨ oße ca. 100 MW

84

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

Nutzwärme

G

G

Gegendruck p Nutzwärme

Abbildung 3.15. Gegendruckanlage

Abbildung 3.16. Entnahmekondensationsanlage

3.3.6 Kraft-W¨ arme-Kopplung Mit der Kraft-W¨arme-Kopplung k¨ onnen mit einer Anlage gleichzeitig zwei Energieformen bereitgestellt werden. Das klassische Beispiel f¨ ur einen solchen Prozeß ist die gleichzeitige Bereitstellung von Strom und W¨arme in Heizund Industriekraftwerken. Die Realisierung erfolgt meistens mit einem Gegendruck-Dampfkraftprozeß. Der Druck des Turbinenabdampfes beim Dampfkraftprozeß wird dabei so gew¨ ahlt, daß durch Kondensation des Dampfes am Heizort W¨ arme mit der geforderten Temperatur bereitgestellt werden kann. Ein Schema eines solchen Prozesses ist in Abb. 3.15 dargestellt. Beim idealen Koppelprozeß wird die gesamte zugef¨ uhrte Brennstoﬀenergie entweder als Arbeit bzw. Strom oder W¨ arme genutzt. Es ist u ur die Bewertung des ¨blich, f¨ Prozesses einen Nutzungsgrad

q

Arbeit + W¨ arme = 1 − ab (3.27) ε= zugef u ¨hrte Energie qzu uhrten Energie, der zu deﬁnieren. qab umfaßt den Teil der dem Prozeß zugef¨ nicht nutzbar gemacht wird, z.B. die W¨ armeverluste des Dampferzeugers. Bei ausgef¨ uhrten Prozessen werden Nutzungsgrade um 0,9 erreicht. Zur Lockerung der starren Kopplung zwischen der Strom- und W¨armelieferung wird oft noch ein Kondensationsteil hinzugef¨ ugt, so daß es z.B. bei Fernheizwerken im Sommer m¨ oglich ist, mehr Strom und im Winter mehr W¨arme zu liefern, vgl. Abb. 3.16. Das Hauptziel der Kraft-W¨arme-Kopplung liegt in der Prim¨ arenergieeinsparung und der Emissionsminderung. Es wurden auch Versuche unternommen, die Abw¨arme eines reinen Kondensationskraftwerkes nutzbar zu machen. Wegen der niedrigen Temperatur der Kondensatorabw¨ arme von ca. 30◦ C wurden aber nur wenige Projekte ausgef¨ uhrt, z.B. die Gew¨ achshaus- und Fischteichheizung im Kraftwerk Niederaußem der RWE Energie AG.

3.4 Kreisprozesse mit homogenen Medien – Gasturbinenprozeß T

3

85

Idealer Prozeß Realer Prozeß

3`

q zu 2

2` 4`

4 1,1`

q ab

s

Abbildung 3.17. Der Joule-Prozeß im T,s-Diagramm

3.4 Kreisprozesse mit homogenen Medien – Gasturbinenprozeß 3.4.1 Der Joule-Prozeß Schaltet man einen Verdichter und eine Expansionsmaschine – eine Turbine – zusammen, w¨ urde im Idealfall die Expansionsmaschine den Verdichter zum Erzeugen ihres eigenen Preßluftbedarfes antreiben k¨onnen. Erw¨armt man die Luft auf dem Wege zwischen Verdichter und Maschine, wird die Leistung der Maschine gr¨ oßer als der Bedarf des Verdichters, so daß Leistung f¨ ur andere Zwecke abgegeben werden kann. Bei diesem Prozeß liegt im Unterschied zum Dampfkraftprozeß das Arbeitsmittel, z.B. Luft, bei allen Zustands¨anderungen als homogenes Medium vor. Der dem Clausius-Rankine-Prozeß bei Dampfkraftanlagen entsprechende Vergleichsprozeß bei Gasturbinen ist der JouleProzeß7 . Er besteht aus zwei Isobaren und zwei Isentropen, vgl. Abb. 3.17. Die technische Umsetzung des Joule-Prozesses erfolgt in Form eines oﬀenen Prozesses, vgl. Abb. 3.18. Dabei wird Luft aus der Umgebung angesaugt und verdichtet. Die W¨ armezufuhr erfolgt in einer Brennkammer, in die der Brennstoﬀ eingespritzt wird. Das heiße Rauchgas wird dann in der Turbine entspannt und in die Umgebung ausgeblasen. Der Massenstrom durch die Turbine ist daher um den Brennstoﬀstrom gr¨ oßer als der Massenstrom durch den Verdichter. Bei mit Erd¨ ol gefeuerten Gasturbinen ist die Massenstromdiﬀerenz geringer als 5% und wird in diesem Abschnitt zun¨achst nicht weiter ber¨ ucksichtigt. Das Arbeitsmittel wird beim idealen Prozeß isentrop von 1 nach 2 verdichtet, die W¨ arme wird l¨ angs der Isobaren von 2 nach 3 zugef¨ uhrt. Daran schließt sich die isentrope Expansion in der Turbine von 3 nach 4 an. Die W¨ armeabfuhr erfolgt schließlich isobar von 4 nach 1. F¨ ur die pro Masseneinheit des Arbeitsmittels zu- und abgef¨ uhrten W¨armemengen, die Verdichterarbeit und die Nutzarbeit der Turbine gilt: 7

Nach J. P. Joule (1818–1889). Dieser Prozeß wird in der amerikanischen Literatur als Brayton-Prozeß bezeichnet.

86

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

qzu = h3 − h2 = cp T3 − T2 , qab = h1 − h4 = cp T1 − T4 , wT = h4 − h3 = cp T4 − T3 , wV = h2 − h1 = cp T2 − T1 .

(3.28) (3.29) (3.30) (3.31)

F¨ ur die aus dem Prozeß entnehmbare Nutzarbeit und den Wirkungsgrad folgt wN = wT + wV = −qzu − qab und

ηth

(3.32)

T1

T4 1 −

w

q

T4 T4 − T1 N ab

. = =1− =1− =1− qzu qzu T3 − T2 T2 T3 1 − T3

(3.33)

Bei den vorausgesetzten isentropen Zustands¨anderungen 1–2 und 3–4 folgt aus der Isentropengleichung p v κ = const

(3.34)

und der Zustandsgleichung, dem idealen Gasgesetz pv = RT

(3.35)

(R ist die spezielle Gaskonstante) f¨ ur die Temperaturen κ−1 κ−1 κ κ T2 p3 T3 p2 = = = T1 T4 p1 p4 und damit T T1 = 2 . T4 T3

(3.36)

(3.37)

Abgas

Frischluft

Verdichter

Turbine Brennkammer

Brennstoﬀ

Abbildung 3.18. Notwendige Komponenten einer Gasturbinenanlage. In den Ausf¨ uhrungen wird der Verdichter zumeist durch die Turbine angetrieben und beﬁndet sich zusammen mit der Turbine und der angetriebenen Arbeitsmaschine auf einer gemeinsamen Welle (Einwellenmaschine)

3.4 Kreisprozesse mit homogenen Medien – Gasturbinenprozeß

87

1,00

ηth

0,75 0,50 0,25 0

0

5

10

15

20

25 p2 /p1

Dabei ist cp κ= cv

Abbildung 3.19. Wirkungsgrad des idealen Joule-Prozesses f¨ ur Luft (κ = 1,4)

(3.38)

das Verh¨ altnis der speziﬁschen W¨ armekapazit¨ aten bei konstantem Druck bzw. bei konstantem Volumen. Damit kann der Wirkungsgrad (3.33) wie folgt geschrieben werden: κ−1 κ−1 κ κ T4 p1 T1 p4 =1− =1− =1− . (3.39) ηth = 1 − T2 T3 p2 p3 Der Wirkungsgrad des Joule-Prozesses ist also allein eine Funktion des Druckverh¨ altnisses. Dieser Zusammenhang ist in Abb. 3.19 dargestellt. Die W¨armezufuhr in der Brennkammer 2–3 spielt damit f¨ ur den Wirkungsgrad keine Rolle. F¨ ur die abgegebene Nutzarbeit gilt allerdings

w = w − w = η q . (3.40) N T V th zu Zur Erreichung der geforderten Arbeitsabgabe der Turbine ist eine angemessene W¨ armezufuhr erforderlich. Die technische Umsetzung des Joule-Prozesses ist mit Irreversibilit¨aten verbunden. Die wesentlichen Abweichungen vom idealen Prozeß sind in Abb. 3.17 dargestellt. Im Gegensatz zum Dampfkraftprozeß ist nicht nur die Irreversibilit¨ at in der Turbine von Bedeutung, sondern auch die im Verdichter und – aufgrund des Druckverlustes – die in der Brennkammer. Beispiel 3.5. Ein Joule-Prozeß arbeitet bei einem Druckverh¨ altnis von 8, einer Temperatur vor dem Verdichter von T1 = 300 K und einer Turbineneintrittstemperatur von T3 = 1 300 K. Das Arbeitsmittel ist ein perfektes Gas mit κ = 1,4 und cp = 0,994 kJ/kgK. Man bestimme: a) Die Gastemperatur nach dem Verdichter, b) die erforderliche Verdichterarbeit, c) die in der Turbine gewonnene Arbeit und

88

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

d) den thermischen Wirkungsgrad des idealen Prozesses. L¨ osung. a) Bei der isentropen Kompression eines idealen Gases folgt aus (3.36) f¨ ur ein Druckverh¨ altnis p2 /p1 = 8

T2 = T1

p2

κ−1 κ = 543,4 K.

p1

b) F¨ ur die speziﬁsche, isentrope Verdichterarbeit gilt mit (3.31) und (3.37)

wV = cp T2 − T1 = 242,0 kJ/kg. c) F¨ ur die speziﬁsche Arbeit der Turbine folgt nach (3.30) und (3.37)

wT = cp T3

T1 T2

−1

= −578,8 kJ/kg.

d) Nach (3.39) ist der thermische Wirkungsgrad ηth = 1 −

T1 T2

= 0,448.

Dies ist der Wirkungsgrad eines idealen Prozesses. Bei realen Prozessen sind die Irreversibilit¨ aten von Verdichter und Turbine zu ber¨ ucksichtigen. Dadurch vermindert sich der Wirkungsgrad z.T. erheblich, vgl. Beispiel 14.1. Ausgef¨ uhrte Anlagen erreichen bei guter Abstimmung zwischen Turbine und Verdichter Wirkungsgrade von ca. 30%.

3.4.2 Verbesserungsm¨ oglichkeiten f¨ ur den Joule-Prozeß 3.4.2.1 Vorbemerkung Der einfache Gasturbinenprozeß wird z.B. bei Strahltriebwerken von Flugzeugen und Spitzenlastkraftwerken wirtschaftlich eingesetzt. Bei anderen Anwendungen kommt es allerdings auch hier auf eine Optimierung des Wirkungsgrades an. Als Maßnahmen daf¨ ur stehen neben der Erh¨ohung des Druckverh¨altnisses zur Verf¨ ugung: • Innerer W¨ armeaustausch, • Zwischenk¨ uhlung und • Zwischen¨ uberhitzung. 3.4.2.2 Innerer W¨ armeaustausch Wie beim Dampfkraftprozeß kann auch hier der Wirkungsgrad durch einen regenerativen W¨ armeaustausch innerhalb des Prozesses verbessert werden. Die Temperatur am Austritt der Turbine T4 ist meist h¨oher als die Temperatur T2 hinter dem Verdichter. Es liegt daher nahe, einen W¨armeaustauscher in den

3.4 Kreisprozesse mit homogenen Medien – Gasturbinenprozeß Frischluft

Abgas

3

T Turbine

qzu 2`

Verdichter

Brennkammer

Brennstoff

Abbildung 3.20. Gasturbinenanlage mit regenerativem W¨ armeaustausch

4

2

1

Wärmeaustauscher

89

4`

qab

s Abbildung 3.21. Gasturbinenprozeß mit regenerativem W¨ armeaustausch im T,s-Diagramm

Kreislauf einzubauen, um die Verbrennungsluft vor der Brennkammer aufzuw¨ armen. Dadurch wird die W¨ armezufuhr in einen Bereich h¨oherer Temperatur und die W¨ armeabfuhr aus dem Kreisprozeß in einen solchen niedrigerer Temperatur verlegt, vgl. Abb. 3.20 und 3.21. Der Wirkungsgrad eines idealen Prozesses mit innerem W¨armeaustausch ist durch

q

w

T − T1 T − T1 ab N =1− =1− 4 =1− 2 ηth = qzu qzu T3 − T T3 − T4 2

T2 −1 T1 T1

=1− (3.41) T3 −1 T4 T4 bestimmt. Mit (3.37) folgt daraus κ−1 κ T1 T1 p2 . ηth = 1 − =1− T4 T3 p1

(3.42)

Gegen¨ uber dem einfachen Joule-Prozeß nimmt der Wirkungsgrad beim Prozeß mit innerem W¨ armeaustausch bei festgehaltenen Temperaturen mit dem Druckverh¨ altnis ab, vgl. Abb. 3.22. Die Abbildung zeigt, daß der innere W¨ armeaustausch nur bei kleinen Druckverh¨ altnissen und niedrigen Turbineneintrittstemperaturen vorteilhaft ist. Bei der praktischen Ausf¨ uhrung kann der W¨armeaustausch nicht ideal ausgef¨ uhrt werden, vielmehr ist T < T4 und T > T2 . Die Unvollkommenheit 2 4 des W¨ armeaustausches wird durch einen Eﬀektivit¨atsfaktor T − T2 (3.43) ε= 2 T4 − T2

90

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit 1,0

ηth,reg 0,75

0,5

T1 /T3 = 1/5 T1 /T3 = 1/4

0,25 T1 /T3 = 1/3

ohne Regeneration

0 0

5

10

15

20 p2 /p1 25

Abbildung 3.22. Wirkungsgrad des Joule-Prozesses mit idealem, regenerativen W¨ armeaustausch

gekennzeichnet. Der erreichbare ε-Wert h¨ angt vom Verh¨altnis der Produkte aus Mengenstrom und speziﬁscher W¨ armekapazit¨at des w¨armeabgebenden und des w¨ armeaufnehmenden Arbeitsmittels ab. Bei noch vertretbarem Aufwand f¨ ur den W¨ armeaustauscher werden Eﬀektivit¨atsfaktoren von ca. 0,8 erreicht. 3.4.2.3 Zwischenk¨ uhlung und Zwischenerhitzung Die f¨ ur die Verdichtung der Verbrennungsluft aufzubringende Arbeit bestimmt sich zu 2 wV = − v dp . (3.44) 1

F¨ ur ein perfektes Gas mit der thermischen Zustandsgleichung (3.35) folgt 2 wV = −

RT

dp . p

(3.45)

1

F¨ ur die von der Turbine abgegebene Arbeit gilt die entsprechende Beziehung 4 wT = −

RT

dp . p

(3.46)

3

Die Expansionsarbeit wT ist oﬀensichtlich am gr¨oßten, wenn die Expansion in der Turbine bei m¨ oglichst hoher Temperatur beginnt. Zur Optimierung der vom Prozeß abgegebenen Leistung wird die Verdichtung in nV Stufen mit nZK = nV − 1 Zwischenk¨ uhlungen und die Expansion in der Turbine in nT Stufen mit nZE = nT − 1 Zwischenerhitzungen unterteilt. Durch diese Maßnahme wird die mittlere Temperatur der W¨armezufuhr

3.4 Kreisprozesse mit homogenen Medien – Gasturbinenprozeß

91

T 3

3`

T¯zu 4 2``

2`

4`

2

T¯ab 1``

1`

1

s

Abbildung 3.23. Gasturbinenprozeß mit Zwischenk¨ uhlung und -erhitzung im T,s-Diagramm

gegen¨ uber einem einfachen Joule-Prozeß angehoben und die der W¨armeabfuhr gesenkt. Der resultierende Kreisprozeß ist in Abb. 3.23 im T,s-Diagramm dargestellt. F¨ ur ein Gas mit konstanter speziﬁscher W¨armekapazit¨at cp kann unter Voraussetzung von gleichartigen Verdichter- und gleichartigen Turbinenstufen die Nutzarbeit wN sofort aus dem T,s-Diagramm und den Gleichungen (3.45) und (3.46) bestimmt werden. Dabei wurde weiter vorausgesetzt, daß der Massenstrom in Verdichter und Turbine gleich groß ist. Es folgt

κ−1 T 1−κ wN = cp T3 ηT nZE + 1 1 − Π κ − 1 nZK + 1 Π κ − 1 (3.47) T V ηV mit: ηT adiabater Turbinenwirkungsgrad, ηV adiabater Verdichterwirkungsgrad, nZE Anzahl der Zwischenerhitzerstufen (nZE = 1 in Abb. 3.23), nZK Anzahl der Zwischenk¨ uhlerstufen (nZK = 2 in Abb. 3.23), altnis der Turbine, ΠT Druckverh¨ altnis des Verdichters. ΠV Druckverh¨ Aus Abb. 3.23 ist unmittelbar einsichtig, daß f¨ ur den Fall nZK → ∞ und nZE → ∞ ein Prozeß entsteht, bei dem die W¨arme bei der konstanten Temuhrt und bei der konstanten Temperatur T ab abgef¨ uhrt wird. peratur T zu zugef¨ Damit ergibt sich f¨ ur den Grenzfall der Wirkungsgrad ηth = 1 −

T ab T zu

.

(3.48)

Dies entspricht dem Wirkungsgrad eines Carnot-Prozesses zwischen den Grenztemperaturen T zu und T ab . Der durch den Grenz¨ ubergang entstandene Prozeß besteht aus zwei Isothermen und zwei Isobaren und ist unter dem Namen Ackeret-Keller-Prozeß8 bekannt. 8

Nach J. Ackeret (1898–1981) und C. Keller (geb. 1904).

92

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit zum Kamin

f

a

a b c d e f

b

c

G ~

d

e Brennstoff/Luft

Verdichter Gaserhitzer Gasturbine Generator W¨ armeaustauscher R¨ uckk¨ uhler

Abbildung 3.24. Schema eines geschlossenen Gasturbinenprozesses

Wegen der f¨ ur den W¨ arme¨ ubergang erforderlichen Temperaturdiﬀerenzen und der Kosten f¨ ur die zus¨ atzlichen Anlagenteile werden in der Praxis h¨ ochstens eine Zwischen¨ uberhitzung und zwei Zwischenk¨ uhlungen ausgef¨ uhrt. 3.4.3 Sonderformen des Gasturbinenprozesses 3.4.3.1 Geschlossener Prozeß Beim geschlossenen Prozeß wird die W¨ arme dem Arbeitsmittel nicht durch Verbrennen eines Brennstoﬀes im Kreislauf selbst zugef¨ uhrt, sondern mittels eines W¨ armeaustauschers, vgl. Abb. 3.24. Die Prozeßfolge ist ansonsten der einer oﬀenen Gasturbine v¨ ollig analog. Einzige zus¨atzliche Komponente ist der R¨ uckk¨ uhler. Die im R¨ uckk¨ uhler abgegebene W¨arme kann z.B. in ein Fernw¨ armenetz eingespeist werden. Geschlossene Gasturbinen arbeiten bei h¨oheren Dr¨ ucken als oﬀene. So herrscht z.B. vor dem Verdichter ein Druck von 10 bar und vor der Turbine ein Druck von 40–50 bar. Wegen der hohen Arbeitsdr¨ ucke sind die Abmessungen der Maschinen bei vergleichbaren Wirkungsgraden kleiner als bei oﬀenen Prozessen. Geringe Beimengungen gewisser Mineralstoﬀe, die bei Kohle oder bei schwerem Heiz¨ ol in der Asche enthalten sind, f¨ uhren bei direkt gefeuerten Gasturbinen zu Ablagerungen auf den hochbeanspruchten Turbinenschaufeln und auch zu Korrosion. Bei hohen Eintrittstemperaturen sind diese Ablagerungen schließlich begrenzend f¨ ur die Betriebszeit. Obwohl diese Erscheinungen beim geschlossenen Prozeß im Prinzip auch im Rohrb¨ undel des Gaserhitzers auftreten, ist mit dem geschlossenen Prozeß die Verwendung von Kohle als Brennstoﬀ m¨oglich geworden, vgl. Kap. 14. 3.4.3.2 Strahltriebwerk Die f¨ ur den Antrieb schneller Flugzeuge verwendeten Strahltriebwerke bestehen genau wie die Anlage nach Abb. 3.25 aus einem Verdichter, einer Brennkammer und einer Turbine. In dieser wird die Expansion des Gases aber nicht

3.5 Fazit

93

bis auf den atmosph¨ arischen Druck gef¨ uhrt, sondern nur soweit, daß ihre Leistung gerade f¨ ur den Antrieb des Verdichters ausreicht. Der nach der Turbine ¨ noch verf¨ ugbare Uberdruck gegen die Atmosph¨are wird dazu benutzt, um das Abgas mittels einer D¨ use auf eine hohe Geschwindigkeit zu beschleunigen. Der R¨ uckstoß des austretenden Gasstrahls ist die treibende Kraft des Triebwerks.

c b

a

a Diﬀusor b Verdichter

e

d

c Brennkammer d Turbine

e D¨ use

Abbildung 3.25. Schema eines Strahltriebwerkes

Mit dem Impulssatz der Str¨ omungsmechanik errechnet sich die Vortriebskraft zu

(3.49) F =m ˙ vF − vG . Hierbei ist m ˙ der Massenstrom durch das Triebwerk, vF die Fluggeschwindigkeit und vG die Geschwindigkeit des Gasstrahls. Die Leistung des Triebwerks ergibt sich zu

L = F vF = m (3.50) ˙ vF − vG vF . F¨ ur den Wirkungsgrad folgt ηV =

L Vortriebsleistung = V . W¨ armeleistung Q˙ zu

(3.51)

Hierbei ist Q˙ zu die mit dem Brennstoﬀ zugef¨ uhrte W¨armeleistung. ηV liegt bei Verkehrsﬂugzeugen in der Gr¨ oßenordnung von 0,25. Im Flugzeugbau haben die Gasturbinen wegen ihrer betrieblichen Anspruchslosigkeit, ihres geringen Gewichts, des g¨ unstigen Raumbedarfs und ihres ersch¨ utterungsfreien Laufs die Kolbenmotoren als Antriebsmaschinen praktisch vollst¨andig verdr¨angt.

3.5 Fazit Weitere Fortschritte auf dem Weg zu einem h¨oheren Wirkungsgrad der Umwandlung von W¨arme in mechanische Energie mit thermischen Kreisprozessen k¨ onnen erreicht werden, indem die mittlere Temperatur der W¨armeaufnahme des Prozesses erh¨oht und die der W¨ armeabfuhr abgesenkt wird. Dies ist aber

94

3 Umwandlung von W¨ arme in Arbeit

haupts¨ achlich von der Verf¨ ugbarkeit von warmfesten Werkstoﬀen und deren Preis bzw. dem Temperaturniveau der verf¨ ugbaren W¨armesenken abh¨angig. Ein anderer Weg, die Nutzung der eingesetzten Prim¨arenergie zu verbessern, besteht in der Kombination sich gegenseitig erg¨anzender technischer Prozesse. F¨ ur den reinen Kraftwerksbetrieb besteht die M¨oglichkeit der Verbindung des Gasturbinen- mit dem Dampfkraftprozeß. Diese Prozeßvariante wird in Kap. 14 behandelt. Ebenso besteht die M¨ oglichkeit, dem Wasserdampfprozeß andere Zweiphasen-Kreisprozesse, die mit geeigneten Stoﬀen f¨ ur den jeweiligen Temperaturbereich arbeiten, vor- oder nachzuschalten. Dabei dient die Kondensationsw¨arme des ersten Prozesses zur Verdampfung des Arbeitsmittels des nachfolgenden, vgl. [4]. Ist neben elektrischer Energie auch W¨ arme bereitzustellen, kann die Kondensationstemperatur oft soweit angehoben werden, daß die Abw¨arme des Kraftwerksprozesses auf dem gew¨ unschten Temperaturniveau anf¨allt. Dies ist der typische Fall der Kraft-W¨ arme-Kopplung. Nach Abzug der Verluste ergeben sich dabei Nutzungsgrade der eingesetzten Prim¨arenergie von ca. 80%, vgl. [5].

Literatur 1. Baehr, H.D.: Thermodynamik, 9. Auflage. Springer, Berlin Heidelberg New York 1996 2. Knizia, K.: Die Thermodynamik des Dampfkraftprozesses. Springer, Berlin Heidelberg New York 1966 3. Wagner, W.: Zustandsgr¨ oßen von Wasser und Wasserdampf. Springer, Berlin Heidelberg New York 1998 4. Brockel, D., Lang, A., Schwarz, N. et. al.: Treble Rankine Cycle Project. Forschungsbericht T 86-046, BMFT, Bonn 1986 5. Hakansson, K.: Handbuch der Fernw¨ arme-Praxis. Vulkan, Essen 1982

Teil II

Nutzung fossiler Brennstoﬀe

4 Dampfkraftwerke

4.1 Bedeutung und Entwicklung der Dampfkraftwerke Die ersten Dampfkraftwerke wurden von dem vielseitigen Erﬁnder Thomas Alva Edison1 in New York und London errichtet und 1882 in Betrieb genommen. Nach zahlreichen Erfolgen als Erﬁnder hatte sich Edison 1877 dem Problem der elektrischen Beleuchtung zugewandt. Nachdem es ihm 1879 gelungen war, eine Gl¨ uhlampe mit hitzebest¨ andigen Leuchtdr¨ahten zu entwickeln, wandte er sich unmittelbar der Kommerzialisierung seiner Erﬁndung zu. Mit der Inbetriebnahme der Anlagen in der Pearl Street in Lower Manhatten und am Holborn Viaduct in London, die Gleichstrom mit einer Spannung von 100 V und einer Leistung von jeweils 500 kW lieferten, er¨oﬀnete er das Zeitalter der Elektrizi¨ at. Im Jahr 1885 waren in New York bereits 250 000 Gl¨ uhbirnen in Verwendung und um 1900 waren es allein in den USA mehr als 18 Millionen. Die ersten Kraftwerke wurden mit Kohle gefeuert, und auch in unserer Zeit verbrennt die Zivilisation etwa ein Drittel der Prim¨arenergie in Form fossiler Brennstoﬀe in Dampfkraftwerken, um den Bedarf an elektrischer Energie zu decken. Den Dampfkraftwerken kommt deshalb eine besondere Bedeutung innerhalb der Energietechnik zu. Ihre Entwicklung seit dieser Zeit kann man in f¨ unf Abschnitte einteilen: 1. Der erste Abschnitt bis etwa 1900 ist gekennzeichnet durch manuell gefeuerte Flammrohr- und Rauchrohrkessel sowie die Nutzung von Kolbendampfmaschinen f¨ ur die Energieumwandlung. Die Leistung dieser Systeme war auf ca. 5 MW beschr¨ ankt. Dazu wurden bis zu 12 Kessel auf eine Sammelschiene f¨ ur eine Dampfmaschine geschaltet. Wegen der niedrigen 1

F¨ ur Edison (1847–1931) war das Erﬁnden kein Hobby, sondern ein Gesch¨ aft. Er schrieb einmal: Wir m¨ ussen Dinge von kommerziellem Wert erﬁnden – daf¨ ur ist ” dieses Labor da. Wir k¨ onnen nicht so vorgehen wie der alte deutsche Professor, der sich damit begn¨ ugt, sein Leben lang den ﬂaumigen Pelz einer Biene zu studieren, solange er nur sein Schwarzbrot und sein Bier bekommt.“

98

4 Dampfkraftwerke

2.

3.

4.

5.

Dampfdr¨ ucke und Temperaturen (ca. 15 bar und 300◦ C) sowie der hohen Verluste der Maschinen betrug der Wirkungsgrad der Energieumwandlung nur ca. 5%. Typisch f¨ ur den zweiten Abschnitt bis etwa 1925 war die Verwendung von sog. Steilrohrkesseln mit bewegten Rosten f¨ ur die Feuerung und der Einsatz von Dampfturbinen. Auch hier setzten Werkstoﬀ- und Konstruktionsprobleme bei den Kessel- und Feuerungssystemen der Weiterentwicklung Grenzen. So blieb die Kesselleistung auf ca. 30 t Dampf pro Stunde beschr¨ ankt, die Dampfparameter lagen bei 40 bar und 425◦ C, der Wirkungsgrad bei 20%. Der dritte Entwicklungsabschnitt bis etwa 1955 ist durch die Einf¨ uhrung der Kohlenstaubfeuerung charakterisiert. Damit entﬁel die Leistungsbegrenzung durch die Feuerung, es wurden Kessel mit bis zu 400 t/h und Dampfparametern von bis zu 120 bar und 525◦ C gebaut. Der Wirkungsgrad der Kraftwerke stieg damit auf 35%. Der vierte Abschnitt brachte die bessere Nutzung der im Wasser/Dampf¨ prozeß liegenden M¨ oglichkeiten durch den Ubergang zur Zwangdurchlaufschaltung bei den Dampferzeugern. Damit entﬁelen die Leistungsbegrenzungen durch die Kesselanlagen. Heute werden Einheiten mit Leistungen von bis zu 1 000 MW gebaut; die Dampfparameter liegen typischerweise bei 250 bar und 560◦ C. Es werden Wirkungsgrade von 43% erreicht. Der f¨ unfte Entwicklungsabschnitt ab ca. 1975 ist durch die in den Vordergrund getretenen Aufgaben im Bereich des Umweltschutzes gekennzeichnet, vgl. [2]. Es wurden Verfahren zur Eliminierung der Schadgase SOx und NOx aus den Rauchgasen entwickelt und erfolgreich eingesetzt. Daneben wurde mit der Wirbelschichtfeuerung ein System entwickelt, das diese Aufgabe f¨ ur ein weites Brennstoﬀband ohne zus¨atzliche Anlagenteile l¨ost. Die Ausr¨ ustung der Kraftwerke mit Umweltschutzanlagen hat aber auch ihren Preis: Die Investitionskosten f¨ ur die Ausr¨ ustung von 37 000 MW Kraftwerksleistung mit Entschwefelungs- und Entstickungsanlagen in der Bundesrepublik betrugen bis 1990 ca. 22 Mrd. DM; die Betriebskosten wurden mit 5 Mrd. DM pro Jahr veranschlagt. Daraus errechnet sich eine Erh¨ ohung der Stromgestehungskosten von ca. 0,03 DM/kWh.2 Dieser Mehraufwand ist gleichbedeutend mit einer Erh¨ohung des Kohlepreises um ca. 100 DM/t, vgl. Beispiel 1.1. In den zus¨atzlichen Stromgestehungskosten ist der Eigenenergiebedarf der Umweltschutzeinrichtungen enthalten, der bei einer 800 MW-Anlage ca. 1,5% der Kraftwerksleistung ausmacht.

Aus dieser Darstellung der Entwicklungsschritte geht hervor, daß die Begrenzungen f¨ ur die Anlagengr¨ oße im wesentlichen auf der Feuerungs- und Kesselseite lagen, d.h. bei der Umwandlung der Brennstoﬀenergie in die Enthalpie 2

Die W¨ ahrungsumstellung DM zu Euro erfolgte zum 1. Januar 2002, Umrechnungskurs: 1,95 DM = 1 Euro.

4.2 Stoﬀ- und Energiestr¨ ome in einem Dampfkraftwerk

99

des hochgespannten Dampfes. Durch die Kreativit¨at von zwei Ingenieurgenerationen konnte diese Grenze immer weiter hinausgeschoben werden. Daneben hat es aber auch bei den Turbinen und Generatoren große Fortschritte gegeben, so daß man bei diesen Komponenten ebenfalls von einer Endphase der Entwicklung sprechen kann. Parallel zur Weiterentwicklung der fossil gefeuerten Kraftwerke dr¨angten ab den 60er Jahren die mit Euphorie gef¨ orderten und damals allseits akzeptierten Kernkraftwerke auf den Stromerzeugermarkt. Aber auch bei diesem Kraftwerkstyp handelt es sich um W¨ armekraftwerke. Der Unterschied zum fossil gefeuerten Dampfkraftwerk besteht nur darin, daß bei diesem die Energiefreisetzung in den Atomh¨ ullen der beteiligten Reaktionspartner erfolgt, bei den Kernkraftwerken aber im Atomkern des verwendeten Brennstoﬀes. Das erste mit Reaktorw¨ arme beheizte Versuchskraftwerk wurde 1951 in Arco (Idaho) in Betrieb genommen. In Deutschland nahm 1966 als erstes Kernkraftwerk der mit einem Siedewasserreaktor ausger¨ ustete 250 MW-Block in Grundremmingen seinen Betrieb auf. Zum elektrischen Energiesystem geh¨ oren neben den Kraftwerken noch die ¨ Ubertragungsanlagen. Diese sind aber Teil der elektrischen Energietechnik und werden deshalb in diesem Buch nicht behandelt. Es sei nur folgendes angemerkt: Der entscheidende Vorteil der Elektrizit¨at gegen¨ uber anderen kommerziellen Energieformen ist ihre einfache und billige Transportf¨ahigkeit. Die M¨ oglichkeit der Einrichtung eines Verbundnetzes mit all seinen Vorteilen hat wohl als erster T. A. Edison erkannt, der ein derartiges System 1878 beschrieb. Die heutigen Verbundnetze sind riesige Organismen, die sich r¨aumlich u ¨ber mehrere Staaten ausdehnen und u ¨ber die große Energiemengen u ¨ber weite Distanzen transportiert werden. So betr¨ agt z.B. die Leistung der in das westeurop¨ aische Verbundnetz einspeisenden Kraftwerke bei Spitzenbelastung mehr als 300 000 MW.

4.2 Stoﬀ- und Energiestr¨ ome in einem Dampfkraftwerk Ein Dampfkraftwerk ist ein Energiewandler gr¨oßten Ausmaßes. Seine Aufgabe ist es, die aus fossilen Brennstoﬀen oder aus Kernbrennstoﬀen freigesetzte W¨ armeenergie in elektrischen Strom zu u uhren. Dies geschieht gem¨aß der ¨berf¨ in Abb. 4.1 skizzierten Verfahrenskette. Nach dieser Darstellung erscheint es naheliegend, den Energieumwandlungsprozeß in vier Abschnitte zu gliedern, die wir nach ihrer verfahrenstechnischen Funktion bzw. ihrer Hauptkomponente benennen. Alle ablaufenden Umwandlungsvorg¨ange sind mit Verlusten verbunden, deren Gr¨ oßenordnung ebenfalls in der Abbildung angegeben ist. 1. Feuerung. In der Feuerungsanlage wird der Brennstoﬀ mit dem Sauerstoﬀ der Luft verbrannt. Die chemische Energie des Brennstoﬀs wird dabei in W¨ arme der entstehenden Rauchgase umgewandelt. Die nicht brennbaren Begleitstoﬀe im Energietr¨ ager, Wasser und Asche, gehen als Dampf

100

4 Dampfkraftwerke

Brennstoffenergie Feuerung

Verlust: 1-3%

thermische Energie der Rauchgase Dampferzeuger

Verlust: 6-8%

Enthalpie des hochgespannten Dampfes Turbine

Verlust: ca. 50%

mechanische Energie Generator elektrische Energie

Verlust: 1-2% Abbildung 4.1. Energieumwandlungskette in einem Dampfkraftwerk

in die Atmosph¨ are bzw. bleiben als Flugstaub und Schlacke zur¨ uck. Die festen Verbrennungsr¨ uckst¨ ande werden mit geeigneten Verfahren so aufbereitet, daß sie entweder f¨ ur bautechnische Zwecke nutzbar gemacht werden k¨ onnen oder an daf¨ ur vorbereiteten Stellen gefahrlos zu deponieren sind. Bei einem typischen 700 MW-Kohlekraftwerk werden pro Stunde etwa 200 t Kohle mit einem Luftstrom von 1,6 · 106 m3 /h verfeuert. Als Reststoﬀe bleiben etwa 10–20 t Asche pro Stunde als Flugstaub oder Schlacke u ¨brig. 2. Dampferzeuger. Die heißen Rauchgase aus der Feuerung geben in den Kesselheizﬂ¨ achen W¨ arme an den Wasser/Dampfkreis ab. Durch die Abk¨ uhlung vermindert sich dabei der Rauchgasvolumenstrom im Verh¨altnis 4:1. Aufgabe des Dampferzeugers ist es, der Turbine einen Dampfstrom je nach Lastanforderung mit engen Toleranzen f¨ ur die Dampfparameter (p ± 3 bar, ϑ ± 3◦ C) zur Verf¨ ugung zu stellen. Der Dampfstrom eines 700 MW-Kraftwerkes betr¨ agt etwa 650 kg/s, der Dampfdruck liegt bei 200 bar und die Dampftemperatur bei 540◦ C. 3. Turbine–Kondensator. In der Turbine wird die Enthalpie des hochgespannten Dampfes in mechanische Energie umgewandelt, die an der Turbinenwelle abgenommen werden kann.3 Bei der Durchstr¨omung der Turbine nimmt der Volumenstrom des Dampfes infolge der Expansion um den Faktor 2 000 zu. Nach dem Austritt aus den letzten Turbinenstufen wird der Dampf im Kondensator niedergeschlagen und von der Speisewasser3

Ein Schaufelrad mit Dampf in eine Drehbewegung zu versetzen, wurde bereits 1629 von G. de Branca vorgeschlagen. Die ersten brauchbaren Dampfturbinen wurden 1883 von C.G.P. de Laval und 1884 von C.A. Parsons gebaut und in Betrieb genommen.

4.3 Aufbau eines Kraftwerksblocks

101

pumpe wieder zum Dampferzeuger gef¨ ordert; damit ist der Kreisprozeß geschlossen. Die Kondensationsw¨ arme aus dem Kondensator wird u uhl¨ber einen K¨ kreislauf entweder in einem K¨ uhlturm an die Atmosph¨are abgegeben oder an ein Oberﬂ¨achengew¨ asser abgef¨ uhrt. 4. Generator. Der Generator wandelt nach dem elektromagnetischen Spannungsinduktionsprinzip die Rotationsenergie in elektrischen Strom um.4 Die Entwicklung dieser Maschine war gekennzeichnet durch die Ausnutzung des Wicklungskupfers. F¨ ur die Abf¨ uhrung der dabei entstehenden W¨ arme mußte jedoch erst ein K¨ uhlsystem entwickelt werden. Der Wirkungsgrad der heute mit Wasserstoﬀ gek¨ uhlten L¨aufern und wassergek¨ uhl¨ ten St¨ andern ausger¨ usteten Generatoren liegt bei 98,5–99%. Bei Ubergang auf eine supraleitende Wicklung w¨ are eine Verbesserung auf etwa 99,5% m¨ oglich.

4.3 Aufbau eines Kraftwerksblocks 4.3.1 Aufgabenstellung Ein Kraftwerksblock ist eine autarke Einheit f¨ ur die Bereitstellung von elektrischem Strom. In einem mit fossilen Brennstoﬀen betriebenen Block werden zur Erf¨ ullung dieser Aufgabe die Stoﬀstr¨ ome von • Brennstoﬀ und Asche, • Luft und Rauchgas, • Wasser und Dampf miteinander verkn¨ upft. Als Produkt liefert der Block elektrischen Strom, der vom Generator in das Netz eingespeist wird. Wenn auch der Block vom u ¨bergeordneten Standpunkt des Verbundnetzes als eine Einheit angesehen und als solche behandelt wird, sind doch blockintern zur Handhabung der Stoﬀstr¨ome Subsysteme erforderlich, die nach ihrer Funktion unterteilt werden k¨onnen: • • • • • • • 4

Brennstoﬀaufbereitung und Feuerung, Dampferzeugung, Turbogruppe (Turbine und Generator), Wasserkreis, Umweltschutzeinrichtungen (Staubﬁlter, REA und DeNOx-Anlage), Leittechnik (Regelungen und Steuerungen), Elektrotechnik. Das dynamoelektrische Prinzip wurde 1867 durch W. von Siemens (1816–1892) entdeckt. Daneben war f¨ ur die Entwicklung von Generatoren großer Leistung die Erﬁndung des Walzenrotors mit radialen Wicklungen entscheidend, der 1901 von C. Brown eingef¨ uhrt wurde.

102

4 Dampfkraftwerke

Eine derart komplexe Anlage muß einen in allen Teilen klar erkennbaren, systematischen Aufbau haben. Der ¨ außere Aufbau muß sich dabei aus den Funktionen der Subsysteme entwickeln. Wegen unterschiedlicher Randbedingungen, die einerseits vom Naturprodukt“ Brennstoﬀ und andererseits von ” den Standortbedingungen herr¨ uhren, gibt es nicht nur eine, sondern zahlreiche L¨ osungen, die sich schon aus unterschiedlichen Kombinationen der Subsysteme ergeben. Die Beseitigung der Unterschiede, die sich aus den Brennstoﬀen ergeben, w¨ are nur durch die Abtrennung der Brennstoﬀbegleiter von der brennbaren Substanz erreichbar. Eine M¨ oglichkeit dazu bietet die Kohlevergasung. Trotz zahlreicher, u uhungen ist es aber ¨ber viele Jahrzehnte gehender Bem¨ bisher nicht gelungen, eine sowohl technisch als auch wirtschaftlich vertretbare L¨ osung daf¨ ur zu ﬁnden. Eine der Hauptaufgaben bei der Konzeptﬁndung f¨ ur eine Neuanlage wird deshalb auch k¨ unftig die Auswahl des bestgeeigneten Feuerungssystems sein. 4.3.2 Gesamtanordnung Bei der Auswahl eines Standortes spielen neben der N¨ahe der Verbrauchsschwerpunkte die Brennstoﬀ- und K¨ uhlwasserversorgung die entscheidende Rolle. Die technischen M¨ oglichkeiten zum Schutz der Umwelt vor L¨arm, Partikel- und Schadstoﬀemissionen sind heute so weit entwickelt, daß die Ber¨ ucksichtigung legitimer Interessen von Kraftwerksnachbarn bei nicht zu eingeschr¨ ankten r¨ aumlichen Verh¨ altnissen nur eine Frage des Aufwandes ist. Bei vorgegebenem Standort ist die Bauform so festzulegen, daß bei geringstem Grundﬂ¨ achen-, Raum- und Materialeinsatz eine z¨ ugige Montage, ein einwandfreier Betrieb und eine kosteng¨ unstige Wartung und Instandsetzung m¨oglich sind. Im Laufe der Zeit hat sich bei Kraftwerksanlagen als Standardbauform eine Linearanordnung, die auf die Richtung des Energieﬂusses und der Materialstr¨ ome R¨ ucksicht nimmt, als zweckm¨ aßig erwiesen. Diese Bauform ist schematisch in Abb. 4.2 dargestellt. Wie aus der Abbildung hervorgeht, k¨onnen von den in Abschn. 4.3.1 genannten Subsystemen jeweils zwei zu Hauptgruppen zusammengefaßt werden; dies sind: • • • •

Dampferzeuger und Feuerung, Turbogruppe und Wasserkreis, Regelung und Elektrotechnik und Umweltschutzeinrichtungen.

Im Zentrum der Anlage beﬁndet sich der Dampferzeuger und die Turbogrupauden – der Maschinenhalle und pe, die in zwei voneinander unabh¨ angigen Geb¨ dem Kesselhaus – untergebracht sind. Bei kohlegefeuerten Anlagen beﬁndet sich zwischen diesen Bauk¨ orpern meist der Kohlebunker. Bei der Geb¨ audeplanung ist besonders auf eine g¨ unstige F¨ uhrung der Heißdampfleitungen R¨ ucksicht zu nehmen. Verlangt werden aus Kostengr¨ unden

4.3 Aufbau eines Kraftwerksblocks

103

120 m

DeNOx-Anlage Dampferzeuger Feuerung Turbine

0 Kondensator Kohlenmühlen

Entschwefelung

Frischluftgebläse

Elektrofilter

Saugzuggebläse

230 m

Abbildung 4.2. Anordnungsschema eines steinkohlegefeuerten 750 MW-Kraftwerks mit DeNOx- und Rauchgasentschwefelungsanlage. Die Funktion der einzelnen Komponenten wird in den Kapiteln 5 bis 12 dargestellt.

ur W¨armedehnungen und kurze Wegl¨angen bei ausreichender Elastizit¨at f¨ ussen die Rohrleitungen so verlegt werden, Randpunktbewegungen. Ferner m¨ daß sie vollst¨andig entleert bzw. entw¨assert werden k¨onnen. ur den Betrieb der Hauptgruppen ist eine Vielzahl von MeßeinrichtunF¨ ur deren Bedienung und gen, Armaturen und Hilfsantrieben erforderlich. F¨ uhnen, Laufstege, Aufzugsanlagen, Hebezeuge und a¨hnliche Wartung sind B¨ Einrichtungen notwendig. Es w¨are im Prinzip m¨oglich, all diese Apparate und Anlagen in Freiluftbauutzt der Witterung weise aufzustellen. Allerdings sind diese Teile dann ungesch¨ ausgesetzt, so daß dies nur in Gegenden mit wenig Niederschl¨agen und gerinuhrt wird. Meistens wird die gesamte Anlage umschlossen, gen Fr¨osten ausgef¨ was auch im Hinblick auf Schallemissionen von großem Vorteil ist. Der Umriß des so entstehenden Geb¨audes ist durch die Hauptkomponenten im wesentlichen vorgegeben. ur das eingesetzte Kapital Bei Kraftwerken wird die Abschreibungszeit f¨ meistens mit 15 Jahren angesetzt, obwohl man mit einer Lebensdauer von 40 Jahren rechnet. Die Bauk¨orper der Kraftwerke sind reine Zweckbauten – utzen, wo es unbedingt notwendig ist. Mit dem sie sollen die Anlagen dort sch¨ ur andere wirtschaftlichen Tod der Anlage sind i.allg. auch die Bauwerke f¨ Zwecke nicht mehr verwertbar.

104

4 Dampfkraftwerke

4.3.3 Ausf¨ uhrungsbeispiel eines Dampfkraftprozesses Das wichtigste Maß f¨ ur die G¨ ute eines Kraftwerksprozesses ist der thermische Wirkungsgrad. Die Auslegung f¨ ur einen unter den gegebenen Randbedingungen hohen Wirkungsgrad erfolgt dabei nicht nur aus Gr¨ unden der Wirtschaftlichkeit, sondern wirkt sich auch auf die Menge der entstehenden Abfallstoﬀe aus. Je weniger Brennstoﬀ man f¨ ur eine vom Bedarf her vorbestimmte Jahresarbeit an Strom ben¨ otigt, desto weniger Asche, Rauchgase und Abw¨arme fallen an. Aus diesem Grunde wird ein energiereicher Dampfzustand vor der Turbine, ein niedriger Kondensatordruck und eine optimale regenerative Speisewasservorw¨ armung angestrebt. Kohlekraftwerke werden im Laufe ihrer Lebenszeit meist vom Grundlastin den Mittellastbereich abgedr¨ angt. Ihre Auslegung muß deshalb auch eine akzeptable thermische Elastizit¨ at sicherstellen, um schnelle Last¨anderungen und kurze Anfahrzeiten des Blockes zu erm¨ oglichen. Beispielhaft werde ein Kohlekraftwerk mit einer elektrischen Leistung von 760 MW betrachtet. Es werden folgende Dampfzust¨ande und -massenstr¨ome zugrundegelegt: Speisewasser: 286◦ C/310 bar, Frischdampfzustand vor Turbine: 560◦ C/250 bar, ¨ ZU-Dampf: 560◦ C/ 60 bar, Kondensatortemperatur und -druck: 35◦ C/ 0,056 bar, Frischdampfstrom: 616 kg/s, ¨ ZU-Strom: 543 kg/s. Um die f¨ ur einen Mittellastbetrieb erforderliche Elastizit¨at zu erreichen, wurde nur eine einfache Zwischen¨ uberhitzung vorgesehen. Der angenommene Kondensatordruck von 0,056 bar kann unter den in der Bundesrepublik bestehenden Klimabedingungen mit einem Naßk¨ uhlturm erreicht werden. Das W¨ armeschaltbild mit den wichtigsten Daten ist in Abb. 4.3 dargestellt. Die Anlage hat unter den angegebenen Bedingungen folgende Leistungsdaten: Feuerungsleistung: 1 683,0 MW W¨ armeleistung des Kessels: 1 600,0 MW Leistung des Turbogenerators: 764,4 MW Die elektrische Leistung vermindert sich um den Eigenbedarf der Anlage: Kraftbedarf der Speise- und Kondensatpumpen: Eigenbedarf der Kesselanlage: Eigenbedarf der Rauchgasw¨ asche: Sonstiger Eigenbedarf: Transformatorverluste:

28,7 17,3 7,3 1,3 1,9

MW MW MW MW MW

Abgegebene Leistung: 708,1 MW Hieraus ergibt sich ein Nettowirkungsgrad von 41,9%. Formal kann der Eigenbedarf durch einen Eigenbedarf-Wirkungsgrad ηE erfaßt werden. Der Net-

4.3 Aufbau eines Kraftwerksblocks 8

11

G ~

2 13 9

105

12

10 14

6

7

15 18 16 17 3

4

a 5 19

1

a 1 2 3 4 5 6 7

Speisepumpe Economizer Verdampfer Abscheidegef¨ aß Umw¨ alzpumpe ¨ HD-Uberhitzer HD-Einspritzung

8 9 10 11 12 13 14

HD-Turbine Zwischen¨ uberhitzer ¨ ZU-Einspritzung MD/ND-Turbine HD-Umleitstation Einspritzung ND-Umleitstation

15 16 17 18 19

Kondensator Kondensatpumpe ND-Vorw¨ armer Entgaser HD-Vorw¨ armer

Abbildung 4.3. Blockschema einer 760 MW-Anlage

towirkungsgrad des Kraftwerksblocks kann dann auch durch ein Produkt von Einzelwirkungsgraden dargestellt werden: ηN = ηth ηDE ηT ηG ηE .

(4.1)

Hier bedeutet: ηth Wirkungsgrad des Kreisprozesses ηDE Dampferzeugerwirkungsgrad ηT mechanischer Turbinenwirkungsgrad gem¨aß (8.26) ηG Wirkungsgrad des Generators ucksichtigt den Eigenbedarf der Anlage. ηE ber¨ Oft wird anstatt des Wirkungsgrades der speziﬁsche W¨ armeverbrauch w einer Anlage angegeben. Darunter versteht man den f¨ ur die Bereitstellung einer Kilowattstunde erforderlichen Energieeinsatz in Kilojoule; es ist

106

4 Dampfkraftwerke

w = 3 600

1 [kJ/kWh] . ηN

(4.2)

Die Wirkungsgrade moderner steinkohlegefeuerter Mittellastkraftwerke liegen f¨ ur Vollast im Bereich von 40–45%; der W¨ armeverbrauch liegt entsprechend zwischen 8 000 und 9 000 kJ/kWh. Anzumerken ist noch, daß der Wirkungsgrad bei Teillasten geringer ist. Dies ist darauf zur¨ uckzuf¨ uhren, daß die mechanischen Verluste unabh¨angig ¨ von der Last sind und ferner die thermodynamischen Parameter wie ZU-Temperatur und Speisewassertemperatur ung¨ unstiger als bei Vollast sind. Verbesserungsm¨ oglichkeiten f¨ ur den Wirkungsgrad bestehen im wesentlichen nur noch in einer Steigerung des Frischdampfzustandes und in der Anwendung der doppelten Zwischen¨ uberhitzung. Als Anhaltswerte k¨onnen gelten: Steigerung der Frischdampftemperatur um ∆η = 0,3%, 10 K auf 570◦ C: Anhebung des Druckes um 50 bar auf 300 bar: ∆η = 0,24%, ¨ Ubergang auf doppelte Zwischen¨ uberhitzung: ∆η = 1,2%. Die Realisierung dieser M¨ oglichkeiten ist mit erheblichen Aufwendungen verbunden. Wirtschaftlichkeitsrechnungen haben gezeigt, daß bei den derzeitigen Brennstoﬀkosten und ihrer f¨ ur die Zukunft absehbaren Entwicklung der ﬁnanzielle Anreiz f¨ ur den Bau derartiger Anlagen fehlt.5

4.4 Realisierung und Kosten Die technische Umsetzung des Kraftwerksprozesses ist in Abb. 4.3 schematisch dargestellt. Die wichtigsten f¨ ur ein Kohlekraftwerk erforderlichen Aggregate und Anlagenteile sind darin aufgelistet. Die Abbildung legt nahe, den Kraftwerksprozeß nach den Stoﬀ- bzw. Energiestr¨ omen in vier Pfade zu unterteilen. Im einzelnen sind dies: 1. 2. 3. 4.

der der der der

Brennstoﬀ/Aschestrom sowie der Luft/Rauchgasstrom, Speisewasser/Dampfstrom, Kondensat/K¨ uhlwasserstrom, Strom elektischer Energie.

Zum Pfad 1 geh¨ oren die Anlagen f¨ ur Transport, Lagerung und Aufbereitung des Brennstoﬀes, die Feuerungsanlage, der Lufterhitzer, die Ventilatoren und die Rauchgasreinigungsanlagen. Zum Pfad 2 geh¨oren die Kesselheizﬂ¨achen, ¨ also der Verdampfer, die Uberhitzer, desweiteren die Turbine, die Vorw¨armer, die Speisepumpe sowie die Frischdampﬂeitungen. Zum 3. Pfad geh¨oren der 5

Bei modernen Dampfkraftwerken werden f¨ ur die Erzeugung von 1 kWh ca. 0,3 kg Steinkohle ben¨ otigt. Bei den 1996 gezahlten Preisen f¨ ur Importkohle von ca. 50 e/t entspricht dies Brennstoﬀkosten von 0,015 e/kWh. Die Kosten des erzeugten Stroms werden folglich wesentlich von den Kapitalkosten bestimmt.

4.4 Realisierung und Kosten

107

Kondensator, der K¨ uhlturm und die K¨ uhlwasser- und Kondensatpumpen. Zum Pfad 4 geh¨ oren der Generator, die Transformatoren und Schaltanlagen, die Warte und die Eigenbedarfsanlage. Vom wirtschaftlichen Standpunkt aus ist ein Dampfkraftwerk dann optimal ausgelegt, wenn es neben einem minimalen Brennstoﬀverbrauch die geringsten Herstellungs- und Betriebskosten hat. Dabei ist vorausgesetzt, daß gleichzeitig ein H¨ochtsmaß an Betriebssicherheit und Anpassungsf¨ahigkeit an Belastungsschwankungen gegeben ist. Wir betrachten ein Kraftwerk, das eine konstante Leistung von 800 MW an das Netz abgeben soll. Wir fragen uns, wie sich die Herstellungskosten ver¨ andern, wenn der Wirkungsgrad erh¨ oht und damit der Brennstoﬀverbrauch vermindert wird. Es ist unmittelbar klar, daß sich bei gleichbleibender Leistungsabgabe die Kosten f¨ ur den Pfad 4 nicht ¨andern werden. Die zum Pfad 1 geh¨ orenden Anlagenteile sind dagegen ausschließlich vom Brennstoﬀstrom abh¨ angig, der bei einer Erh¨ ohung des Wirkungsgrades abnimmt. Die speziﬁschen Herstellungskosten der Komponenten des Pfades 1 vermindern sich damit mit zunehmendem Wirkungsgrad. Dies gilt auch f¨ ur die zum Pfad 3 geh¨ orenden Komponenten, denn mit der Zunahme des Wirkungsgrades nimmt der u uhrende W¨armestrom ab. Um eine ¨ber den Kondensator abzuf¨ Erh¨ ohung des Wirkungsgrades zu erreichen, m¨ ussen die Dampftemperaturen und Dampfdr¨ ucke erh¨ oht werden. Dadurch bekommen die Speisewasserpumpen mehr Stufen, die Kesselheizﬂ¨ achen werden gr¨oßer und m¨ ussen eventuell aus austenitischen Werkstoﬀen gefertigt werden. Auch sind zur Ausnutzung des gr¨ oßeren Druckgef¨ alles in der Turbine zus¨atzliche Turbinenstufen vorzusehen. Damit ist klar, daß die speziﬁschen Kosten f¨ ur die Komponenten des ¨ Pfades 2 sich vergr¨ oßern werden. Die Zunahme dieser Kosten ist beim Uberschreiten eines Grenzwertes, der das Optimum darstellt, schließlich so groß, daß die Einsparungen bei den anderen Pfaden diese nicht mehr ausgleichen ¨ k¨ onnen. Aus der vorstehenden Uberlegung folgt, daß der Brennstoﬀpreis der bestimmende Parameter f¨ ur die Auslegung eines Kraftwerkes ist: Bei einem niedrigen Brennstoﬀpreis liegt das wirtschaftliche Optimum bei einer Anlage mit vergleichsweise einfachem Aufbau und niedrigem Wirkungsgrad – bei hohen Brennstoﬀpreisen dagegen wird der Stromgestehungspreis trotz der Mehraufwendungen bei Einsatz einer Anlage mit h¨ oherem Wirkungsgrad g¨ unstiger. Lange Zeit ließen sich die speziﬁschen Gesamtkosten eines Kraftwerkes durch eine Vergr¨oßerung der Blockleistungen verringern. Dies h¨angt damit zusammen, daß der Material- und Bearbeitungsaufwand f¨ ur die Erstellung einer Anlage nicht proportional zur Anlagengr¨ oße w¨achst. Allerdings wird die Kostendegression mit zunehmender Blockgr¨ oße geringer.6 In grober N¨aherung kann angenommen werden, daß das Verh¨ altnis der speziﬁschen Kosten x1 , x2 6

Zusammen mit der Beschr¨ ankung der Teillastf¨ ahigkeit von Kohlefeuerungen auf ca. 40% d¨ urfte dies der Hauptgrund daf¨ ur sein, daß in Deutschland Anlagen von u ¨ber 1 000 MW bisher nicht realisiert wurden.

108

4 Dampfkraftwerke

zweier Anlagen gleich der n-ten Potenz des Verh¨altnisses der Anlagenleistungen P1 und P2 ist: n P1 x1 = . (4.3) x2 P2 Bei steinkohlegefeuerten Kraftwerken im Leistungsbereich zwischen 150 und 450 MW ist n = −0,25 und f¨ ur den Bereich zwischen 450 und 800 MW ist n = −0,22 [1], [3]. In der Literatur wird der Kraftwerksbau meist nur von seiner technischen Seite her behandelt. F¨ ur den in der Praxis stehenden Ingenieur sind aber die wirtschaftlichen und organisatorischen Zusammenh¨ange genau so wichtig. Obwohl hier nicht der Platz ist, auf Einzelheiten einzugehen, sollen doch die ¨ einzelnen Bauphasen in einem groben Uberblick dargestellt werden: 1. Vorplanung: Am Anfang des Bauvorhabens steht die Entscheidung des Bauherren. Er legt die Gr¨ oße und den Standort der Anlage fest und f¨ uhrt Vorstudien bzgl. der Auswahl des Kraftwerkstyps durch. 2. Planung und Auftragsvergabe: Die Planung im engeren Sinne wird von einem Kraftwerksbauer durchgef¨ uhrt, meist einem beratenden Ingenieur, der vom Bauherren mit der Durchf¨ uhrung des Projektes beauftragt wird. Dieser legt den inneren und ¨ außeren Aufbau der Anlage fest, unterteilt das Projekt in Gewerke, erstellt Ausschreibungsunterlagen und f¨ uhrt zusammen mit dem Bauherren die Auftragsvergabe durch. 3. Auftragsabwicklung: Der Kraftwerksbauer koordiniert und u ¨berwacht Fertigung und Montage hinsichtlich Qualit¨ at und Terminen und benennt einen Bauleiter. Zu den wichtigsten Aufgaben der Bauleitung w¨ahrend der Montage z¨ ahlt die Unfallverh¨ utung. 4. Inbetriebsetzung und Probebetrieb: Nach der Fertigstellung werden die einzelnen Komponenten auf ihre Funktionsf¨ ahigkeit erprobt, eingestellt und zusammengeschaltet. Den Abschluß der Inbetriebsetzung bildet der Probebetrieb, bei dem die Funktionsf¨ ahigkeit der Anlage gem¨aß der zugesicherten Eigenschaften nachgewiesen wird und das Personal des Bauherren in den Betrieb der Anlage eingef¨ uhrt wird. Der Probebetrieb endet mit ¨ der Ubernahme der Anlage durch den Bauherren. F¨ ur die Errichtung eines Kraftwerkes – vom Entschluß des Bauherren bis ¨ zur Ubernahme der fertigen Anlage – vergehen im Falle einer kohlegefeuerten 750 MW Anlage 4 Jahre und im Falle eines Kernkraftwerkes mit 1 200 MW 7–8 Jahre. Dabei wird vorausgesetzt, daß die Genehmigungsverfahren ohne prinzipielle Widerspr¨ uche durchlaufen werden.

4.5 Fazit In Deutschland waren im Jahr 2005 Kraftwerke mit einer Gesamtleistung von 117.000 MW in Betrieb, rd. 70% dieser Leistung entﬁel auf mit fossilen Brenn-

Literatur

109

stoﬀen gefeuerte Dampfkraftwerke. Die Kohlekraftwerke werden auch in der u ¨berschaubaren Zukunft den Hauptbeitrag zur Stromerzeugung liefern. Charakteristisch f¨ ur die Entwicklung der Kohleverstromung seit 1975 war die Automatisierung der Anlagen, die Durchf¨ uhrung der Maßnahmen zur SOx und NOx R¨ uckhaltung sowie die Vergr¨ oßerung der Blockleistung, die zu g¨ unstigeren Gestehungskosten f¨ ur den Strom f¨ uhrte. Gegenw¨artig erweist sich eine Blockleistung von ∼1000 MW wegen der Baugr¨oße des Kessels und der zweckm¨ aßigen Leistungseinheit f¨ ur die Stromgbedarfsdeckung als wirtschaftliche Obergrenze. F¨ ur die Weiterentwicklung werden die Verbesserung des Wirkungsgrades und uckhaltung die wichtigsten Aufgaben sein. die CO2 –R¨

Literatur 1. Wiehn, H., Martin, H., Schuster, H.: Trends und L¨ osungen im internationalen Anlagenbau. VGB Kraftwerkstechnik 65, 1126–1132 (1985) 2. STEAG (Herausgeber): Strom aus Kohle - Stand der Kraftwerkstechnik. Springer-Verlag 1998 3. Plate, K.: W¨ armekraftwerke: 75 Jahre VGB. VGB-Kraftwerkstechnik GmbH, 9–46, Essen 1995

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

5.1 Begriﬀe und Deﬁnitionen Bei der Verbrennung handelt es sich um die Hochtemperatur-Oxidation eines Brennstoﬀes, bei der im wesentlichen Kohlenstoﬀ und Wasserstoﬀ, die in verschiedener Form im Brennstoﬀ enthalten sind, mit Sauerstoﬀ exotherm reagieren. Eine Verbrennung heißt vollst¨ andig oder vollkommen, wenn alle brennbaren Bestandteile in ihre h¨ ochste Oxidationsstufe u uhrt werden. ¨berf¨ Jede Verbrennung wird durch eine Z¨ undung eingeleitet. Unter der Z¨ undtemperatur versteht man diejenige Temperatur, bei der mehr W¨arme durch die Reaktion freigesetzt als durch Strahlung an die Umgebung abgegeben wird, so daß sich die Verbrennung von selbst erh¨ alt. Die Z¨ undtemperatur ist im strengen Sinn kein Stoﬀparameter, sie wird aber als Erfahrungswert bei der Auslegung von Feuerungen und Sicherheitseinrichtungen immer wieder herangezogen. Die Z¨ undtemperaturen der verschiedenen Brennstoﬀe weisen erhebliche Unterschiede auf und sind dar¨ uber hinaus abh¨angig von der Brennkammerbeschaﬀenheit sowie den Reaktionsparametern Druck, Sauerstoﬀpartialdruck, der katalytischen Wirksamkeit organischer Bestandteile und der speziﬁschen Oberﬂ¨ ache des Brennstoﬀes. Bei Kohlen nimmt die Z¨ undtemperatur mit zunehmendem Inkohlungsgrad, d.h. mit der Abnahme der Fl¨ uchtigen, zu; ferner vom Asche- und Wassergehalt abh¨ angig. Die Z¨ undtemperaturen einiger Brennstoﬀe in Luft sind in Tabelle 5.1 zusammengestellt. Die maximale oder adiabate Flammentemperatur ist deﬁniert als die Temperatur, die erreicht wird, wenn bei vollst¨ andiger Verbrennung keine W¨armeabfuhr an die Umgebung stattﬁndet. Diese Temperatur errechnet sich aus dem Heizwert sowie den speziﬁschen W¨ armekapazit¨aten der Rauchgase und der Asche. Die Flammentemperatur ist abh¨ angig von der Vorw¨armung des Brennstoﬀes und der Verbrennungsluft sowie dem Luft¨ uberschuß. Das Luftverh¨altnis n ist der Quotient aus der f¨ ur eine Verbrennung praktisch notwendigen und der theoretisch erforderlichen Luftmenge. Ein Luftu ¨berschuß (n > 1) beeinﬂußt den Verbrennungsablauf in zweierlei Weise:

112

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

Tabelle 5.1. Richtwerte f¨ ur Z¨ undtemperaturen in Luft bei 1 bar Brennstoﬀ

Z¨ undtemperatur [◦ C]

Brennstoﬀ

Z¨ undtemperatur [◦ C]

Braunkohle Steinkohle Anthrazit Benzin Heiz¨ ol Wasserstoﬀ

250–410 400–500 550–600 330–520 220 560

Kohlenmonoxid Methan Ethan Ethen Propan Benzol

620–680 595 515 425 470 520–600

Tabelle 5.2. Richtwerte f¨ ur das Luftverh¨ altnis Feuerungsart

n

¨ Olfeuerungen Gasfeuerungen KohlenTrockenfeuerungen Schmelzfeuerungen Rostfeuerungen Wirbelschicht

1,03–1,15 1,05–1,10 1,20–1,30 1,15–1,25 1,30–1,40 1,10–1,30

Zum einen beschleunigt ein h¨ oherer Sauerstoﬀpartialdruck die Verbrennung und zum anderen wird durch den Luft¨ uberschuß die Verbrennungstemperatur gesenkt, was zu einer Verz¨ ogerung des Verbrennungsablaufs f¨ uhren kann. Anhaltswerte f¨ ur das Luftverh¨ altnis sind Tabelle 5.2angegeben. ¨ Zur Uberwachung einer Feuerung werden im Rauchgas die Gehalte von CO, CO2 und O2 gemessen, mit denen die Vollst¨andigkeit der Verbrennung beurteilt werden kann. In technischen Anlagen erfolgt die Umsetzung der chemischen Energie der Brennstoﬀe in isobaren Verbrennungsprozessen. Der Brennstoﬀ wird dabei mit Sauerstoﬀ, der aus der Luft entnommen wird, zur Reaktion gebracht. Die latent gebundene chemische Energie wird in Form von W¨arme auf die Rauchgase u ¨bertragen. Am Anfang der Auslegung einer Anlage stehen die Energieund Mengenbilanzen, mit denen wir uns als n¨achstes auseinandersetzen, vgl. Abb. 5.1. W¨ armestrom Q˙ Brennstoﬀstrom m ˙B Luftstrom m ˙L

-

6 Feuerung

- Rauchgasstrom m ˙ RG - Aschestrom m ˙

Abbildung 5.1. Energie- und Stoﬀstr¨ ome bei einer Feuerungsanlage .

A

5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung

113

5.2 Energiebilanz der Verbrennung Gegeben sei eine technische Verbrennungsanlage, vgl. Abb 5.1. Der Brennstoﬀ, der in der Anlage vollst¨ andig verbrennt, werde der Feuerung mit der Temperatur ϑB und die Verbrennungsluft mit der Temperatur ϑL zugef¨ uhrt. Die Verbrennungsprodukte, Rauchgas und Asche, verlassen die Feuerung mit der Temperatur ϑRG bzw. ϑA . Es liege ein station¨arer Fließprozeß vor, bei dem die kinetischen und potentiellen Energien vernachl¨assigbar klein seien; ferner soll bei dem Prozeß keine technische Arbeit verrichtet werden. Nach dem 1. Hauptsatz der Thermodynamik gilt f¨ ur diesen station¨aren Prozeß die Bilanzgleichung ˙ L cpL ϑL − ϑ0 m ˙ B H + cpB ϑB − ϑ0 + m = Q˙ + m ˙ RG cpRG ϑRG − ϑ0 + m ˙ A cpA ϑA − ϑ0 . (5.1) ur die speziﬁschen Hier ist H der Heizwert des Brennstoﬀes, die cpi stehen f¨ W¨ armen von Brennstoﬀ, Luft, Rauchgas bzw. Asche; ϑ0 ist die Bezugstemperatur, die mit derjenigen f¨ ur den Heizwert u ¨bereinstimmen muß und die u ¨blicherweise mit 25◦ C angenommen wird. Q˙ ist der vom Prozeß abgegebene W¨ armestrom, der meistens durch W¨ armestrahlung der heißen Flamme auf die Umfassungsw¨ ande der Brennkammer u ¨bertragen wird.

5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung 5.3.1 Elementare Verbrennungsrechnung Zur Dimensionierung einer Feuerungsanlage ben¨otigt man die Brennstoﬀ-, Verbrennungsluft- und die Rauchgasstr¨ ome. Diese Daten k¨onnen mit ei¨ ner Verbrennungsrechnung bestimmt werden. Ublicherweise bezieht man die Massen- und Volumenstr¨ ome auf 1 kg bzw. 1 m3 Brennstoﬀ. Nach DIN 1 942 werden folgende Bezeichungen vereinbart: µLoT , vLoT Speziﬁsche Verbrennungsluftmenge [kg/kg], bzw. [Nm3 /kg] bei st¨ ochiometrischer Verbrennung (o) mit trockener (T) Luft (L). µGoT , vGoT Speziﬁsche trockene Rauchgasmenge [kg/kg], bzw. [Nm3 /kg] bei st¨ ochiometrischer Verbrennung. µLo , vLo Speziﬁsche Verbrennungsluftmenge [kg/kg], bzw. [Nm3 /kg] bei st¨ ochiometrischer Verbrennung einschließlich Luftfeuchtigkeit. µLT , vLT Speziﬁsche Verbrennungsluftmenge [kg/kg], bzw. [Nm3 /kg] bei trockener Luft und einem Luftverh¨altnis n > 1. µL , vL Speziﬁsche Verbrennungsluftmenge bei feuchter Luft und einem Luftverh¨ altnis n. µG , vG Speziﬁsche feuchte Rauchgasmenge beim Luftverh¨altnis n.

114

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

Ausgehend von der Elementaranalyse kann eine elementare Verbrennungsrechnung ausgef¨ uhrt werden. F¨ ur die Verbrennung einer Brennstoﬀkomponente aus den Elementen C, H, S, N, O ergibt sich die Reaktionsgleichung t q Cp Hq Sr Ns Ot + p + + r − O2 4 2 q s −→ p CO2 + H2 O + r SO2 + N2 . (5.2) 2 2 Durch Einf¨ uhrung der molaren Massen Mi kann (5.2) als Mengenbilanz geschrieben werden: t q s t q p MC + MH + r MS + MN + MO + p + + r − MO 2 2 2 2 2 2 2 4 2 q s = p MCO + MH O + r MSO + MN . (5.3) 2 2 2 2 2 2 Die Molmasse des Brennstoﬀes ergibt sich zu q t s MB = p MC + MH + r MS + MO + MN . (5.4) 2 2 2 2 2 2 Aus (5.3) und (5.4) kann sofort die zur st¨ ochiometrischen Verbrennung von 1 kg Brennstoﬀ erforderliche Sauerstoﬀmenge berechnet werden: t MO2 q µO = p + + r − . (5.5) 2 4 2 MB Die erforderliche trockene Luftmenge µLoT ergibt sich aus (5.5) zu µLoT =

µO xO

2

;

(5.6)

2L

hierin ist xO = 0,2314 der Massenanteil des Sauerstoﬀs in der Luft, vgl. 2L Tabelle 5.3. F¨ ur die Verbrennungsprodukte folgt entsprechend: 2

µSO

2

µN

2

µH

2O

MCO

M MC MCO2 = γC CO2 = 3,665 γC , MB MB MC MC MSO MSO M 2 2 =r =p S = 1,998 γS , MB MB MS s MN2 = + 1 − xO µLoT = γN + 1 − xO µLoT , 2 2 2 MB q MH2 MH2 O q MH2 O = = 8,936 γH . = 2 MB 2 MB MH

µCO = p

2

=p

(5.7) (5.8) (5.9) (5.10)

2

(Ohne Wasserdampf der Verbrennungsluft.)

Die γi sind die Massenanteile aus der Elementaranalyse des Brennstoﬀes. F¨ ur die trockene Rauchgasmenge pro kg Brennstoﬀ folgt damit µGoT = µCO + µSO + µN ; 2

2

2

(5.11)

5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung

115

Tabelle 5.3. Zusammensetzung trockener Luft Komponente

Volumenanteil

Massenanteil

Molanteil

Stickstoﬀ Sauerstoﬀ Kohlendioxid Argon

0,7811 0,2094 0,00033 0,0092

0,7554 0,2314 0,0005 0,0126

0,7810 0,2095 0,00033 0,0092

die feuchte Rauchgasmenge ergibt sich zu µGo = µGoT + µH

2O

= µLoT + 1 .

(5.12)

µGo ist die feuchte Rauchgasmenge, allerdings ohne den Wassergehalt der Verbrennungsluft. Unter der Voraussetzung, daß die Elementaranalyse eines Brennstoﬀes bekannt ist, k¨ onnen aus den vorstehenden Gleichungen einfache Beziehungen f¨ ur die speziﬁsche Verbrennungsluft- und Rauchgasmengen hergeleitet werden: (5.13) µLoT = 11,50 γC + 34,28 γH − 1/8 γO + 4,31 γS , µLo = µLoT 1 + xH O , (5.14) 2

L

µGo = µLo + 1 − γA .

(5.15)

xH O ist der Dampfgehalt der feuchten Luft, bezogen auf 1 kg trockene Luft. 2 L Unter Einbeziehung des Luftverh¨ altnisses n > 1 und des Aschegehaltes γA erh¨ alt man die tats¨ achlichen Mengen: µLT = n µLoT , µGT = µLT + 1 − γA , µL = n µLoT 1 + xH

(5.16) (5.17)

2 OL

= n µLo ,

µG = µL + 1 − γA .

(5.18) (5.19)

Entsprechend gilt f¨ ur die speziﬁschen Volumina pro kg Brennstoﬀ: vLoT = 8,889 γC + 26,514 γH + 3,342 γS − 3,340 γO , vLo = vLoT 1 + xH O , 2

L

vL = n vLo ,

(5.20) (5.21) (5.22)

vGoT = 8,899 γC + 20,96 γH + 3,32 γS + 0,80 γN − 2,64 γO .

(5.23)

Bei der Herleitung dieser Gleichungen wurden die exakten Molvolumina verwendet, vgl. Tabelle 5.4. Bei feuchter Verbrennungsluft ist vGo = vGoT + xH

2O

vLoT

(5.24)

116

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

Tabelle 5.4. Molmassen, Normvolumina, Normdichten und Gaskonstanten der Brennstoﬀkomponenten Stoﬀ

Molmasse Molares Normvolumen Normdichte Gaskonstante [kg/kmol] [m3 /kmol] [kg/m3 ] [kJ/kgK]

Wasserstoﬀ Kohlenstoﬀ Schwefel Stickstoﬀ Sauerstoﬀ Kohlendioxid Wasserdampf Schwefeldioxid Luft (trocken)

2,016 12,011 32,060 28,013 31,999 44,01 18,015 64,06 28,96

22,428 – – 22,403 22,392 22,261 22,41 22,856 22,428

0,0899 – – 1,2504 1,429 1,977 0,804 2,931 1,293

4,127 – – 0,297 0,260 0,188 0,461 0,126 0,2869

und das speziﬁsche Rauchgasvolumen bei einem Luftverh¨altnis n betr¨agt vG = vGo + (n − 1) vLo .

(5.25)

In diesen Gleichungen ist xH O der auf 1 kg trockene Luft bezogene Wasser2 gehalt der feuchten Luft und γA der Aschegehalt des Brennstoﬀes. Bei Brenngasen ist die Zusammensetzung h¨auﬁg in Volumenanteilen yi angegeben. F¨ ur die Umrechnung in Massenanteile gilt xi =

yi Ri . RB

(5.26)

Hierbei ist: yi der Volumenanteil der i-ten Komponente, Ri die Gaskonstante in der i-ten Komponente, RB

−1 y i die Gaskonstante des Brenngases, mit RB = . Ri i

Damit sind der Luftbedarf und die Rauchgasmenge bestimmt; daraus lassen sich auch die f¨ ur die w¨ armetechnische Berechnung der Feuerung und des Dampferzeugers erforderlichen Rauchgaskenngr¨oßen ermitteln. Zwei wichtige Rauchgaskenngr¨ oßen sind der maximale CO2 -Gehalt yˆCO und der maximale 2 SO2 -Gehalt yˆSO , die u blicherweise in Volumenanteilen angegeben werden. Es ¨ 2 gilt a) bei trockenen Rauchgasen: v yˆCO T = CO2 2 vGoT =

1,8534 γC 8,899 γC + 20,96 γH + 3,32 γS + 0,80 γN − 2,64 γO

(5.27)

5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung

117

und yˆSO

2T

vSO

2

=

vGoT 0,6817 γC ; 8,899 γC + 20,96 γH + 3,32 γS + 0,80 γN − 2,64 γO

=

b) bei feuchten Rauchgasen: v yˆCO = CO2 2 vG

(5.28)

(5.29)

und vˆSO = 2

vSO

2

vG

.

(5.30)

Der maximale CO2 -Gehalt h¨ angt stark von der Brennstoﬀzusammensetzung ab. So erh¨ alt man bei Anthrazit ca. 21% und bei Erdgas ca. 12%. Aus dem gemessenen CO2 -Gehalt der trockenen Rauchgase yCO 2

gem

kann mit diesen Gleichungen das Luftverh¨ altnis ermittelt werden; es gilt n=

yˆCO 2 yCO

2

.

(5.31)

gem

Der einzuhaltende Luft¨ uberschuß (n − 1) ist nach (5.31) mit dem CO2 -Gehalt der Rauchgase verkn¨ upft. Ist der Luft¨ uberschuß zu groß, verursacht dies nicht nur eine Absenkung der Feuerraumtemperatur, sondern, wegen der gr¨oßeren Abgasmenge, auch eine Verminderung des Dampferzeugerwirkungsgrades. Ist andererseits der Luft¨ uberschuß zu klein, kann dies eine unvollkommene Verbrennung zur Folge haben. Bei unvollst¨ andiger Verbrennung ﬁndet dort, wo Sauerstoﬀ fehlt, nur eine Teiloxidation des Kohlenstoﬀs statt und es bildet sich CO. Diese Orte in der Feuerung heißen reduzierend. Gelangt Schwefel an solche Stellen, bildet sich ferner H2 S. Sowohl CO als auch H2 S f¨ uhren zu Korrosion, z.B. kann folgender Vorgang ablaufen: S + H2 −→ H2 S , H2 S + FeO −→ FeS + H2 O . Um Korrosion zu verhindern, muß bei jeder Verbrennung die Bildung reduzierender Zonen in der N¨ ahe begrenzender W¨ ande vermieden werden. Beispiel 5.1. Man berechne den Luftbedarf f¨ ur die vollst¨ andige st¨ ochiometrische Verbrennung von 1 kg Methan. L¨ osung. Nach der bekannten Reaktionsgleichung CH4 + 2 O2 −→ CO2 + 2 H2 O reagiert 1 mol CH4 mit 2 mol O2 . Durch Benutzung der Molmassen erh¨ alt man die speziﬁsche Massenbilanz

118

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik nCH MCH + nO MO −→ nCO MCO + nH 4

4

2

2

2

2

2O

MH

2O

.

Der Mindestsauerstoﬀbedarf µO2 zur Verbrennung von 1 kg Methan ergibt sich hieraus zu µO = 2

nO MO 2

2

nCH MCH 4

=4 4

kg O2 . kg CH4

Bei einem Massenanteil xO = 0,2314 des Sauerstoﬀs in der Luft folgt f¨ ur den 2 speziﬁschen Mindestluftbedarf µLoT =

µO

2

xO

2

= 17,29

kg Luft . kg CH4

5.3.2 Statistische Verbrennungsrechnung Bei Planungsbeginn einer Anlage ist die Brennstoﬀzusammensetzung oft nicht genau bekannt. In diesem Fall kann zur Bestimmung der Luft- und Rauchgasmenge unter Zugrundelegung der Immediatanalyse eine statistische Verbrennungsrechnung durchgef¨ uhrt werden. Dies ist eine N¨aherung mit einem gewissen Maß an Ungenauigkeit, die f¨ ur praktische Rechnungen meistens tragbar ist, vgl. z.B. [1]. Es gilt f¨ ur die speziﬁschen Mengen von Kohlen :

µLoT = 0,3163 H + 0,566 [kg/kg] , µGoT = 0,3308 H + 0,638 [kg/kg] ,

(5.32)

Heiz¨ol :

µLoT = 0,3437 H − 0,425 [kg/kg] , µGoT = 0,2670 H + 2,579 [kg/kg] ,

(5.33)

Erdgas :

µLoT = 0,3443 H − 0,063 [kg/kg] , µGoT = 0,2989 H + 1,015 [kg/kg] .

(5.34)

Oft gebraucht werden auch die speziﬁschen Rauchgasvolumina. In der N¨aherung der statistischen Verbrennungsrechnung folgt f¨ ur Kohlen :

vGoT = 0,2377 H + 0,449 [Nm3 /kg] ,

(5.35)

Heiz¨ol :

vGoT = 0,2250 H + 1,119 [Nm3 /kg] ,

(5.36)

Erdgas :

vGoT = 0,2819 H + 0,5528 [Nm3 /kg] .

(5.37)

Der Heizwert ist jeweils in MJ/kg einzusetzen; die Gasvolumina beziehen sich auf den Normalzustand von 25◦ C und 1013,2 hPa. Beispiel 5.2. Der mit Kohlenstaub gefeuerte Dampferzeuger eines 740 MW-Kraftwerkes hat einen W¨ armebedarf von Q˙ = 1 680 MW. Der Wirkungsgrad des Dampferzeugers betrage ηD = 0,925 und der Verlust durch Unverbranntes 0,5%.

5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung

119

Verfeuert wird eine Ruhr-Fettkohle mit folgender Elementaranalyse: C = 86,2%, H = 5,3%, O = 6,2%, N = 1,5% und S = 0,8% (auf waf bezogen). Der Heizwert betr¨ agt bei einem Aschegehalt von 8% und einem Wassergehalt von 9% H = 28,5 MJ/kg. Man bestimme den erforderlichen Brennstoﬀ- und Verbrennungsluftstrom sowie den resultierenden Rauchgasstrom bei einem Luftverh¨ altnis von n = 1,25. Dar¨ uber hinaus ist der anfallende Aschestrom zu ermitteln. L¨ osung. Aus den gegebenen Analysewerten bestimmen wir zun¨ achst die Massenanteile. Es ist γA = 0,08, γH O = 0,09, 2 C 1 − γA − γH O = 0,715. γC = 2 100 Analog dazu ergibt sich γH = 0,044,

γO = 0,051,

γS = 0,007,

γN = 0,0124.

F¨ ur die speziﬁsche Verbrennungsluft- und Gasmengen folgt damit aus der elementaren Verbrennungsrechung: µLoT = 9,49 kg/kg und µGoT = µLoT + 1 − γA = 10,4 kg/kg. Mit den Gleichungen der statistischen Verbrennungsrechnung ergibt sich f¨ ur die speziﬁschen Luft- und Rauchgasmengen

µLoT = 0,311 H + 0,76 1 − γA = 9,56 kg/kg und µGoT = 10,47 kg/kg. Die Diﬀerenz beider Berechnungsarten liegt damit unter 1%. Man erh¨ alt f¨ ur den Brennstoﬀstrom Q˙ m ˙B = = 63,7 kg/s. ηD H F¨ ur den Verbrennungsluftstrom folgt

m ˙ Lo = m ˙ B 0,311 H + 0, 76 1 − γA

= 605,6 kg/s = 781,2 Nm3 /s.

Bei einem Luftverh¨ altnis von n = 1,25 ist ˙ Lo n = 757 kg/s = 976,5 Nm3 /s. m ˙L =m F¨ ur den Rauchgasstrom ergibt sich:

m ˙ RG = m ˙ B µLoT + 1 − γA = 815,6 kg/s. Der Aschestrom setzt sich aus dem Aschegehalt der Kohle und dem Anteil an unverbranntem Kohlenstoﬀ zusammen: m ˙A =m ˙ B γA + m ˙ B 0,005 γC = 5,324 kg/s.

120

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

5.3.3 Rauchgaszusammensetzung Die Rauchgase bestehen in erster N¨ aherung haupts¨achlich aus Kohlendioxid, Wasserdampf sowie Sauerstoﬀ und Stickstoﬀ. Es gilt: µG = µCO + µH

2O

2

+ µO + µN . 2

(5.38)

2

F¨ ur den Luftgehalt µLG im Rauchgas gilt µO 2 µLG = (n − 1) µLoT = . 0,2315 Damit kann µN durch

(5.39)

2

µN = µ0 + 0,7685 µLG 2

(5.40)

N2

ausgedr¨ uckt werden. Hier ist µ0 der Stickstoﬀgehalt bei st¨ochiometrischer N2 Verbrennung. Damit folgt µG = µCO + µH

2O

2

+ µ0 + µLG .

(5.41)

N2

Bei st¨ ochiometrischer Verbrennung, d.h. µLG = 0, ist µGo = µCO + µH

2O

2

+ µ0 .

(5.42)

N2

F¨ ur die trockenen Rauchgase, d.h. µH

2O

µGoT = µCO + 2

µ0 N2

= 0, vereinfacht sich (5.42) zu

.

(5.43)

Wird dieser Ausdruck in (5.41) eingesetzt und durch µG dividiert, ergibt sich µ µ µ 1 = GoT + H2 O + LG . (5.44) µG µG µG Wir erweitern den ersten Summanden mit µCO , woraus 2 µH O µCO µ µ GoT 2 + 2 + LG 1= µG µCO µG µG

(5.45)

2

resultiert. Mit den fr¨ uher eingef¨ uhrten Bezeichnungen f¨ ur die speziﬁschen Gr¨ oßen kann diese Gleichung zu x 1 = CO2 + xH O + xLG (5.46) 2 x ˆCO 2

umgeformt werden. Hier ist x ˆCO der CO2 -Gehalt bei st¨ochiometrischer Ver2 brennung im trockenen Rauchgas und xLG der Luftgehalt des Rauchgases. Man erh¨ alt x (5.47) xLG = 1 − xH O − CO2 . 2 x ˆCO 2

Entsprechend gilt x0 N2

= 1 − xH

2O

− xCO − xLG = xCO 2

2

1 x ˆCO

2

−1 .

(5.48)

5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung

121

5.3.4 Stoﬀdaten F¨ ur die w¨ armetechnische Auslegung von Feuerungen und Kesseln werden die folgenden Stoﬀdaten von Luft und Rauchgasen1 ben¨otigt: • • • •

Dynamische Viskosit¨ at, spezielle Gaskonstante, speziﬁsche W¨armekapazit¨ at und W¨ armeleitf¨ ahigkeit.

Im Bereich niedriger Dr¨ ucke h¨ angt die Gaskonstante lediglich von der Zusammensetzung ab, die anderen Gr¨ oßen zus¨ atzlich von der Temperatur. 5.3.4.1 Gaskonstante Mit den nun bekannten Werten f¨ ur die Gasanteile kann die Gaskonstante des Rauchgases mit der bekannten Mischungsregel berechnet werden. Es gilt RG = Ri xi (5.49) i

bzw. RG = RL xLG + RN xN + RH 2

2

2O

xH

2O

+ RCO xCO . 2

2

Es folgt nach Einsetzen von (5.47) und (5.48) RG = RL + RH O − RL xH O + 2 2

1−x ˆCO 1 2 RN − R xCO . RCO + 2 2 2 x ˆCO x ˆCO L 2

(5.50)

(5.51)

2

F¨ ur feste und ﬂ¨ ussige Brennstoﬀe ist x ˆCO ≈ 0,25 und es gilt in erster 2 N¨ aherung RG = 0,287 − 0,074 xCO + 0,175 xH 2

2O

[kJ/kgK] ,

(5.52)

dabei ist der Fehler kleiner als 0,5%. Bei bekannten speziﬁschen Gaskonstanten kann das speziﬁsche Volumen mit Hilfe der thermischen Zustandsgleichung perfekter Gase (3.35) durch xH O 2 und xCO ausgedr¨ uckt werden. F¨ ur das speziﬁsche Volumen von Rauchgasen 2 fester und ﬂ¨ ussiger Brennstoﬀe gilt in erster N¨ aherung unter technischen Normalbedingungen2 : vG = 1 2

RG T = 0,773 − 0,201 xCO + 0,470 xH O [m3 /kg] . 2 2 p

(5.53)

Daten f¨ ur andere Stoﬀe ﬁnden sich z.B. in den Zahlentafeln [2] und [3]. Technischer Normzustand nach DIN 1 343: 273,15 K oder 0◦ C und 1 013,25 hPa.

122

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

5.3.4.2 Speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at F¨ ur die speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at cp eines Gasgemisches gilt die Mischungsregel xi cpi . (5.54) cp = i

Unter den getroﬀenen Voraussetzungen gilt f¨ ur feuchte Luft bzw. Rauchgase cpG = cpLT + cpH O − cpLT xH O + cpCO − cpLT xCO . (5.55) 2

2

2

2

Diese Gleichung kann nicht weiter vereinfacht werden, da die speziﬁschen W¨ armekapazit¨ aten von der Temperatur abh¨ angen, vgl. Abb. 5.2.

1.3

2.6

1.2

cp [kJ/kgK]

2.4

1.1 2.2

N2 O2

1.0

H2 O 2.0

Luft

0.9 CO2

1.8

0

500

1500

1000

2000

0.8

0

500

1000 ϑ [◦ C]

1500

2000

Abbildung 5.2. Speziﬁsche mittlere W¨ armekapazit¨ aten ausgew¨ ahlter Einzelgase in Abh¨ angigkeit von der Temperatur

F¨ ur die praktische Rechnung ist es zweckm¨aßig, die Temperaturabh¨angigkeit der Stoﬀwerte durch Polynomans¨ atze zu approximieren. F¨ ur die speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at von trockener Luft gilt im Temperaturbereich von 0– 1 500◦ C die Darstellung cpLT = aLT + bLT ϑ + cLT ϑ2 + dLT ϑ3 + eLT ϑ4 + fLT ϑ5 [kJ/kgK] . (5.56) F¨ ur feuchte Luft und feuchte Rauchgase gilt entsprechend cpG = cpLT + PH

2O

xH

2O

+ PCO xCO [kJ/kgK] 2

(5.57)

2

mit ϑ4 ,

(5.58)

PCO = aCO + bCO ϑ + cCO ϑ2 + dCO ϑ3 + eCO ϑ4 .

(5.59)

PH

2O

2

= aH

2O

2

+ bH

2O

2

ϑ + cH

2O

2

ϑ2 + dH

2O

2

ϑ3 + eH

2O

2

5.3 Stoﬀbilanz der Verbrennung

123

Tabelle 5.5. Koeﬃzienten zur Berechnung der speziﬁschen W¨ armekapazit¨ at cp a b c d e f

PH

PCO

2O

LT

0,1004173 · 10 0,1919210 · 10−4 0,5883483 · 10−6 −0,7011184 · 10−9 0,3309525 · 10−12 −0,5673870 · 10−16

0,8554535 · 10 0,2036005 · 10−3 0,4583082 · 10−6 −0,2798080 · 10−9 0,5634413 · 10−13

1

0

2

−0,1002311 · 100 0,7661864 · 10−3 −0,9259622 · 10−6 0,5293496 · 10−9 −0,1093573 · 10−12

In den Anwendungen wird meist mit der mittleren oder integralen speziﬁschen W¨ armekapazit¨ at 1 cp = ϑ

ϑ cp (ϑ) dϑ

(5.60)

0

gerechnet. F¨ ur trockene Luft gilt: 1 1 1 1 1 cpLT = aLT + bLT ϑ + cLT ϑ2 + dLT ϑ3 + eLT ϑ4 + fLT ϑ5 . (5.61) 2 3 4 5 6 Entsprechend gilt f¨ ur feuchte Luft und feuchtes Rauchgas cpG = cpLT + P H

2O

xH

2O

+ P CO xCO 2

(5.62)

2

mit PH

2O

= aH

2O

P CO = aCO 2

2

1 b ϑ+ 2 H2 O 1 + bCO ϑ + 2 2 +

1 1 1 cH O ϑ2 + dH O ϑ3 + eH O ϑ4 , 2 2 3 4 5 2 1 1 1 ϑ2 + dCO ϑ3 + eCO ϑ4 . c 2 2 3 CO2 4 5

(5.63) (5.64)

Beispiel 5.3. Man berechne die adiabate Verbrennungstemperatur der vollst¨ andigen, st¨ ochiometrischen Verbrennung von Kohlenstoﬀ mit Luft. Rechnen Sie der Einfachheit halber mit einer Luftzusammensetzung von 79 Vol.-% N2 und 21 Vol.-% O2 . Die mittleren molaren W¨ armekapazit¨ aten entnehme man Abb. 5.2. Der Heizwert H von Kohlenstoﬀ betr¨ agt 393,5 kJ/mol. Die Ausgangstemperatur der beteiligten Stoffe werde mit 0◦ C angenommen. Wie ¨ andert sich die Verbrennungstemperatur bei einem Luftverh¨ altnis n > 1? L¨ osung. Es gilt die molare Reaktionsgleichung C + O2 +

0, 79 N2 −→ CO2 + 3,76 N2 . 0,21

Aus der Energiebilanz (5.1) folgt mit Q˙ = 0 f¨ ur die adiabate Verbrennungstemperatur ϑad die Gleichung H = nCO MCO cpCO ϑad + nN MN cpN ϑad . 2

2

2

2

2

2

Hier sind cpCO = 1,26 kJ/kgK und cpN = 1,2 kJ/kgK die Abb. 5.2 entnommenen 2 2 mittleren molaren W¨ armekapazit¨ aten. Aufgel¨ ost nach ϑad erh¨ alt man

124

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik ϑad =

H nCO MCO cpCO + nN MN cpN 2

2

2

2

2

= 2 165◦ C.

2

Diese Temperatur wird bei einer realen Verbrennung nicht erreicht. Gr¨ unde daf¨ ur sind: • • •

Endotherme Dissoziation der Verbrennungsgase, auftretende Nebenreaktionen, z.B. N + O −→ NO, W¨ armeverluste.

Erfolgt die Verbrennung bei einem Luftverh¨ altnis n > 1, ist der Nenner der vorstehenden Gleichung um die W¨ armekapazit¨ at f¨ ur Luft zu erg¨ anzen. Das Resultat ist in Abb. 5.3 dargestellt. Die Verbrennungstemperatur sinkt mit steigendem Luftverh¨ altnis, da eine gr¨ oßere Gasmasse aufgeheizt werden muß, der Heizwert von Kohlenstoﬀ jedoch konstant bleibt.

2 500

ϑmax [◦ C]

2 000

1 500

Abbildung 5.3. Maximale Flammentemperatur bei der Verbrennung von Kohlenstoﬀ als Funktion des Luftverh¨ altnisses

1 000

500 1

2

3

4

n [-]

5.3.4.3 Dynamische Viskosit¨ at Die dynamische Viskosit¨ at η von Luft und Rauchgas l¨aßt sich im Temperaturbereich zwischen 0 und 1 500◦ C durch die N¨aherungspolynome ηLT = aLT + bLT ϑ + cLT ϑ2 + dLT ϑ3 + eLT ϑ4 + fLT ϑ5 [µPas] .

(5.65)

bzw. ηG = ηLT + QH

2O

xH

2O

+ QCO xCO [µPas] 2

(5.66)

2

bestimmen mit QH

2O

= aH

2O

+ bH

2O

ϑ + cH

2O

ϑ2 + dH

2O

ϑ3 + eH

2O

ϑ4 ,

QCO = aCO + bCO ϑ + cCO ϑ2 + dCO ϑ3 + eCO ϑ4 2

2

2

2

und den Koeﬃzienten aus Tabelle 5.6.

2

2

(5.67) (5.68)

5.4 Anmerkungen zum Verbrennungsablauf

125

Tabelle 5.6. Koeﬃzienten zur Berechnung der dynamischen Viskosit¨ at ηLT a b c d e f

QH

QCO

2O

0,171423 · 10 0,463604 · 10−1 −0,274583 · 10−4 0,181123 · 10−7 −0,674497 · 10−11 0,102775 · 10−14

−0,912446 · 10 0,456500 · 10−2 0,219889 · 10−4 −0,189123 · 10−7 0,513889 · 10−11

2

2

−0,426777 · 101 0,407427 · 10−3 −0,512536 · 10−5 0,738556 · 10−8 −0,343972 · 10−11

1

5.3.4.4 W¨ armeleitf¨ ahigkeit F¨ ur die W¨ armeleitf¨ ahigkeit λ von Rauchgasen im Temperaturbereich zwischen 0 und 1 500◦ C gilt entsprechend λG = λLT + SH

2O

xH

2O

+ SCO xCO [W/mK] 2

(5.69)

2

mit λLT = aLT + bLT ϑ + cLT ϑ2 + dLT ϑ3 + eLT ϑ4 + fLT ϑ5 [W/mK] .

(5.70)

Darin ist ϑ4 ,

(5.71)

SCO = aCO + bCO ϑ + cCO ϑ2 + dCO ϑ3 + eCO ϑ4 .

(5.72)

SH

2O

2

= aH

2O

+ bH

2O

2

ϑ + cH

2O

2

ϑ2 + dH

2O

2

ϑ3 + eH

2O

2

2

Die Zahlenwerte der Koeﬃzienten ﬁndet man in Tabelle 5.7. Tabelle 5.7. Koeﬃzienten zur Berechnung der W¨ armeleitf¨ ahigkeit λLT a b c d e f

SH

SCO

2O

−1

0,249858 · 10 0,653537 · 10−4 −0,769084 · 10−8 −0,192425 · 10−11 0,741350 · 10−14 −0,286443 · 10−18

−1

−0,108311 · 10 0,559682 · 10−4 0,741350 · 10−7 −0,590139 · 10−10 0,196175 · 10−13

2

−0,803582 · 10−2 0,110672 · 10−4 −0,839725 · 10−8 0,113023 · 10−10 −0,573126 · 10−14

5.4 Anmerkungen zum Verbrennungsablauf Die Vorg¨ ange bei der Verbrennung sind ¨ außerst komplex und k¨onnen deshalb hier nur modellhaft beschrieben werden. Am einfachsten sind die Verh¨altnisse bei der Verbrennung eines Gases. Ist die Z¨ undung eingeleitet, so muß die

126

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

Temperatur u undpunkt gehalten und die Zufuhr des Sauerstoﬀs un¨ber dem Z¨ ter gleichzeitiger Abfuhr der Verbrennungsprodukte aufrecht erhalten werden. Der Verbrennungsablauf zerf¨ allt demnach in zwei grunds¨atzlich voneinander verschiedene Phasen: Den physikalischen Vorgang der Herstellung eines z¨ undf¨ ahigen Gemisches aus Sauerstoﬀ und Brennstoﬀ und den chemischen Vorgang der Reaktion zwischen den Verbrennungspartnern. Die Dauer des Vorgangs setzt sich aus der Zeitspanne f¨ ur die Gemischbildung τG und der Reaktionszeit τR zusammen. Die Verbrennungszeit ergibt sich entsprechend zu τB = τG + τR .

(5.73)

Fl¨ ussige und feste Brennstoﬀe lassen sich in ihrem Aggregatzustand nicht verbrennen. Sie m¨ ussen durch entsprechende Aufbereitung erst in den gasf¨ormigen Zustand u uhrt werden. ¨berf¨ Fl¨ ussige Brennstoﬀe werden deshalb in feinste Tr¨opfchen zerst¨aubt, die unter der Einwirkung der Flammenstrahlung rasch verdampfen und anschließend wie ein Gas verbrennen. Bezeichnet man die f¨ ur die Verdampfung ben¨otigte Zeit mit τV , folgt f¨ ur die Verbrennungszeit τB = τG + τR + τV .

(5.74)

Bei den in Brennkammern großer Dampferzeuger u ¨blichen Flammentempe¨ sind τ und τ raturen von 1 100◦ C (bei Braunkohle) bzw. 1 600◦ C (bei Ol) R V klein gegen τG , so daß die Dauer der Verbrennung im wesentlichen durch den physikalischen Mischvorgang bestimmt wird, vgl. Abb. 5.4. 5

2 Steinkohle

Heiz¨ ol

Braunkohle

100

τ [s]

5

2 10−1 5

2 10−2 0

100

200

300 d [µm]

400

500

Abbildung 5.4. Ausbrennzeit fester und ﬂ¨ ussiger Brennstoﬀe

5.4 Anmerkungen zum Verbrennungsablauf

127

Noch komplexer verl¨ auft die Verbrennung eines Kohleteilchens, bei der die folgenden Phasen unterschieden werden k¨ onnen: • • • • •

Aufheizung des Kohleteilchens, Austritt der ﬂ¨ uchtigen Bestandteile, Gemischbildung mit der Verbrennungsluft, Z¨ undung und Verbrennung der Fl¨ uchtigen, Z¨ undung und Verbrennung des Restkokses.

Nach dem Austreiben der Fl¨ uchtigen kann das Kohleteilchen als ein por¨oses Kohlenstoﬀger¨ ust beschrieben werden. Die Reaktionsrate der heterogenen Kohlenstoﬀoxidation mit dem Sauerstoﬀ der Verbrennungsluft wird zum einen durch chemische Vorg¨ ange (Adsorption, Reaktion, Desorption), haupts¨achlich aber durch Transportvorg¨ ange (Mischung, Grenzschichtdiﬀusion, Porendiﬀusion) begrenzt. F¨ ur die st¨ ochiometrische Verbrennung von 1 kg Kohle sind etwa 8,5 kg Luft erforderlich. Um ein gleichm¨ aßiges Gemisch zu erhalten, muß jedes Kohleteilchen mit einem Luftw¨ urfel umh¨ ullt sein, dessen Kantenl¨ange bei Verbrennungstemperatur etwa 30 mal gr¨ oßer ist als die Abmessung des Teilchens. Hieraus wird deutlich, daß der physikalische Mischvorgang w¨ahrend der heterogenen Phase der Reaktion die Dauer der Verbrennung bestimmt. In Abb. 5.4 ist die Brennzeit von Kohlenstaub in Abh¨angigkeit vom Korndurchmesser dargestellt; es handelt sich dabei um Mittelwerte aus Untersuchungen verschiedener Autoren. Daneben ist die Ausbrennzeit noch vom Luft¨ uberschuß abh¨ angig. Beispiel 5.4. Von den beschriebenen Vorg¨ angen, die bei der Verbrennung eines Kohleteilchens unterschieden werden, soll beispielhaft die Aufheizung untersucht werden. Wir gehen dazu von der Vorstellung aus, daß das Teilchen mit der Temperatur TK (t) von Luft der Temperatur TL getragen und in eine Brennkammer mit der Flammentemperatur TF eingebracht wird. Der Einfachheit halber wird angenommen, daß die Brenngase vollkommen durchl¨ assig f¨ ur W¨ armestrahlung sind. Gehen Sie von einem kugelf¨ ormigen Kohleteilchen aus. Es sollen folgenden Zahlenwerte angenommen werden: Teilchenradius r = 10−4 m, speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at der Kohle cpK = 1,5 kJ/kgK, Dichte der Kohle ρK = 900 kg/m3 , W¨ armeleitf¨ ahigkeit der Luft λL = 0,02 W/mK, Lufttemperatur TL = 300 K, Flammentemperatur TF = 1 873 K, Z¨ undtemperatur der Kohle TZ = 573 K, Emmissionsverh¨ altnis der W¨ armestrahlung zwischen Flamme und Teilchen ε = 0,9, Nusseltzahl f¨ ur kugelf¨ ormige Teilchen Nu = 2. L¨ osung. F¨ ur das Teichen kann unter Ber¨ ucksichtigung der Erw¨ armung durch die W¨ armestrahlung der Flamme und der Abk¨ uhlung infolge konvektiven W¨ armeaustausches mit der umgebenden Luft die W¨ armebilanz

128

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

dTK 4 π r3 ρK cpK = π r2 ε σS T 4 − T 4 + 4 π r2 α TL − TK F K 3 dt aufgestellt werden. Hier ist α die W¨ arme¨ ubergangszahl, die aus der Nusseltzahl berechnet werden kann. F¨ ur kleine, kugelf¨ ormige Teilchen ist die Nusseltzahl Nu =

α2r = 2. λL

Deshalb ist α=

λL r

.

Naturgem¨ aß ist die Temperatur TF der Flamme groß gegen die Temperatur TK des Kohleteilchens. Daher kann die W¨ armebilanz zu

dTK 4 π r3 ρK cpK = π r2 ε σS T 4 + 4 π r2 α TL − TK F 3 dt vereinfacht werden. Die L¨ osung der vereinfachten Diﬀerentialgleichung kann wie folgt geschrieben werden: ε σS r T 4

TK (t) = TL +

1 − exp −

F

4 λL

3 λL t

ρK cpK r2

.

Die asymptotisch erreichte Kohletemperatur T∞ = TK (t → ∞) ist folglich T∞ = TL +

ε σS r T 4 F

4 λL

.

Aus dieser Gleichung ist zu erkennen, daß die Teilchentemperatur nur dann gr¨ oßer als die Z¨ undtemperatur TZ werden kann, wenn

r>

4 λL TZ − TL ε σS T 4

= rmin

F

ist, was bedeutet, daß Teilchen, die kleiner als rmin sind, die Z¨ undtemperatur nicht erreichen. Die Temperatur TK zu einem beliebigen Zeitpunkt t kann gem¨ aß

TK (t) = TL + T∞ − TL

1 − exp −

3 λL t

ρK cpK r2

berechnet werden. Bis zum Erreichen der Z¨ undtemperatur wird die Zeit τZ = −

ρK cpK r2 3 λL

ln 1 −

TZ − TL

T∞ − TL

ben¨ otigt. Mit den vorgegebenen Zahlenwerten ist T∞ = 1 085 K und τZ ≈ 0,096 s. Die diesem Beispiel zugrundegelegte Modellvorstellung wurde von Nusselt [4] vorgeschlagen. Es war der erste Ansatz f¨ ur eine Theorie der Feststoﬀverbrennung.

5.5 Fazit

129

Bei Staubfeuerungen ist die Brennkammer so zu dimensionieren, daß die Verweilzeit in der Kammer gr¨ oßer ist als die Brennzeit der Kohleteilchen. Bei der Dimensionierung von Großanlagen wird die Festlegung einer ausreichenden Brennkammergr¨ oße dadurch erreicht, daß eine f¨ ur den Vorgang charkteristische Kennzahl deﬁniert wird und deren zul¨ assiger Variationsbereich anhand von Erfahrungswerten an ausgef¨ uhrten Anlagen festgelegt wird. F¨ ur die Festlegung des Brennkammervolumens ist dies die sog. Volumenbelastung, vgl. Kap. 6. Der Verbrennungsablauf ist nach heutigem Kenntnisstand haupts¨achlich von folgenden Gr¨oßen abh¨ angig: • • • •

Der Gr¨ oße der Reaktionsoberﬂ¨ ache, d.h. dem Korndurchmesser, dem Luftverh¨altnis, d.h. dem Sauerstoﬀpartialdruck, den Mischverh¨ altnissen in der Flamme, dem Turbulenzgrad etc., der mittleren Flammentemperatur und damit der Aufheizgeschwindigkeit.

Diese Einﬂußgr¨ oßen sind allerdings nicht unabh¨angig voneinander. So l¨aßt z.B. ein h¨ oherer Luft¨ uberschuß einen gr¨ oßeren Teilchendurchmesser bei gleicher Ausbrennzeit zu. Eine unvollst¨andige Verbrennung ist vor allem durch das Auftreten von CO gekennzeichnet, unverbrannte H2 - und S-Anteile kommen dagegen fast nicht vor. Dies h¨ angt mit der Reaktionsgeschwindigkeit zusammen, die in erster N¨ aherung umgekehrt proportional zur Bildungsw¨arme ist. Die CO-Bildung beansprucht damit mehr als doppelt soviel Zeit wie die H2 O- oder SO2 Bildung. Die reaktionsfreudigen Elemente S und H verbinden sich daher rasch mit dem Sauerstoﬀ, w¨ ahrend f¨ ur die CO- bzw. CO2 -Bildung nur noch die restliche O2 -Menge verbleibt. Bei Feuerungsanlagen, die mit einem ungen¨ ugenden Luft¨ uberschuß oder einer schlechten Brennereinstellung betrieben werden, besteht daher der unvollst¨ andig verbrannte Anteil haupts¨achlich aus CO und Feststoﬀteilchen.

5.5 Fazit In diesem Abschnitt wurden elementare Grundlagen der Verbrennung soweit zusammengestellt, wie sie f¨ ur die Berechnung der Verbrennungsluft– und Rauchgasstr¨ ome, der Rauchgaszusammensetzung sowie der Energiebilanzen erforderlich sind. Die Kenntnis dieser Daten ist notwendig, um Gebl¨ase, Luftvorw¨ armer, Kohlem¨ uhlen und Dampferzeugerheizﬂ¨achen usw. dimensionieren zu k¨ onnen. In diesem Buch steht das System Kraftwerk im Vordergrund und nicht so sehr die Einzelprozesse, deshalb wurde auch das Hauptgewicht auf die sogenannte statistische Verbrennungsrechnung gelegt. Die Verbrennung ist eine unserer ¨ altesten Techniken. Obwohl sie schon lange ein Schwerpunkt der Forschung ist, sind noch viele Fragen oﬀen; so z.B die Kopplung des Reaktionsablaufs mit dem Str¨omungsfeld laminarer und

130

5 Grundlagen der Verbrennungstechnik

turbulenter Flammen, die Schadstoﬀbildung und auch die Z¨ undung von Kohlenstaubﬂammen. Bei den Kraftwerksfeuerungen hat die Forschung besonders zu den Fragen der NOx –Minderung wichtige Beitr¨age geliefert, vgl. z.B. [5], [6]. Obwohl all diese Fragen f¨ ur die Anwendungen wichtig sind, ist ihre Behandlung nicht Ziel dieses Buches.

Literatur 1. Brandt, F.: Brennstoﬀe und Verbrennungsrechnung. Selbstverlag des FDBR (Fachverband Dampfkessel-, Beh¨ alter- und Rohrleitungsbau e.V.), Essen 1985 2. Landolt, H., B¨ ornstein, R.: Numerical data and functional relationships in science and technology. Springer, Berlin Heidelberg New York 1992 3. VDI-W¨ armeatlas. 9. Auﬂage, VDI-Verlag (Verein deutscher Ingenieure e.V.), D¨ usseldorf 2002 4. Nusselt, W.: Der Verbrennungsvorgang in der Kohlenstaubfeuerung. Zeitschrift des VDI 68, 102–107 (1923) 5. Warnatz, J., Maas, U., Dibbe, R.W.: Verbrennung. Springer, 2. Auﬂage 1997 6. Zelkowski, J.: Kohleverbrennung. VGB–Kraftwerkstechnik, 2. Auﬂage 2002

6 Feuerungssysteme und -anlagen

6.1 Allgemeines Systeme, mit denen die chemische Energie fossiler Brennstoﬀe freigesetzt wird, heißen Feuerungen. Der dabei ben¨ otigte Sauerstoﬀ wird in der Regel durch Luftzufuhr zur Verf¨ ugung gestellt, in selteneren F¨allen auch durch Zuf¨ uhrung anderer sauerstoﬀhaltiger Gase. Je nach Suspensionszustand des Brennstoﬀs k¨ onnen Feuerungen unterteilt werden in, vgl. auch Abb. 6.1: • Festbett- oder Rostfeuerungen: Sie ﬁnden bei festen Brennstoﬀen Anwendung, die Verbrennung erfolgt auf einem festen oder beweglichen Rost. Fluidisierende Schicht kleine Schichtgroße Schichtausdehnung ausdehnung

Rostfeuerung

Luft

w = wL (Lockerungspunkt)

Abgas

Dampferzeuger

zirkulierende Wirbelschicht

pneumatische Teilchenaustragung

Staubfeuerung

Brennstoff Kalkstein

stationäre Wirbelschicht Brennstoff Kalkstein

Druckverlust des Wirbelbettes Dp

liegende Schicht

Luft

w = wS Gasgeschwindigkeit w (merklicher Feststoffaustrag)

Abbildung 6.1. Einteilung der Feuerungssysteme

132

6 Feuerungssysteme und -anlagen Rohkohlebunker

Brenner

Zuteiler M C M

Schüsselmühle

C

Mühlenluftgebläse M

C

Frischluftgebläse C M

RegenerativDampfluftvorwärmer luftvorwärmer

Abbildung 6.2. Verfahrensschema einer Staubfeuerung f¨ ur Steinkohle

• Wirbelschichtfeuerungen: Der Brennstoﬀ wird in einer vom Sauerstoﬀtr¨ager durchstr¨ omten Wirbelschicht aus inerten Teilchen verbrannt. Dieses System wird vorzugsweise f¨ ur feste Brennstoﬀe eingesetzt. • Brennerfeuerungen: Der Brennstoﬀ wird zusammen mit dem Sauerstoﬀtr¨ager in die Brennkammer eingeblasen. Dieses System wird f¨ ur Gase, ﬂ¨ ussige Brennstoﬀe und f¨ ur fein gemahlene feste Brennstoﬀe verwendet. Aufgabe der Feuerung ist es, den Brennstoﬀ f¨ ur die Verbrennung aufzubereiten, zu dosieren, vollkommen zu verbrennen und im Brennstoﬀ enthaltene, nicht brennbare Bestandteile m¨ oglichst einfach zu entfernen. Ein ideales Feuerungssystem, das all diese Funktionen erf¨ ullt, muß folgende Eigenschaften aufweisen: • • • •

Kein Unverbranntes und keinen Sauerstoﬀ in den Verbrennungsprodukten, weiter Regelungsbereich mit stabilen Bedingungen, kurze Totzeiten und steile Lastgradienten bei Last¨anderungen, hohe Verf¨ ugbarkeit der Anlage bei geringem Instandhaltungsaufwand.

Der Aufbau einer Feuerungsanlage ist abh¨ angig von der Art und den Eigenschaften eines Brennstoﬀes, daneben hat auch die Leistung einer Feuerung einen wesentlichen Einﬂuß auf die Systemauswahl. Die Konstruktion eines Dampferzeugers, in dem die W¨ armeenergie der heißen Rauchgase auf das Arbeitsmittel u ¨bertragen wird, paßt sich in ihrem Aufbau der Feuerungsanlage an, vgl. [1], [2], [3] und [4]. In Abb. 6.2 sind die Komponenten einer Staubfeuerung dargestellt. Sie besteht aus folgenden Anlagenteilen: ¨ • Brennstoﬀbevorratung und -aufbereitung: Bunker, Olvorw¨ armer, Mahlanlagen etc.,

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

133

Sekundärluftdüsen

Kohletrichter Feuerraum

Schichthöhenregler

Roststäbe

• • • •

Luftzuführung Luftregelklappen

Ascheaustrag

Abbildung 6.3. Schuppen-Wanderrost, Bauart EVT [5]

ufter etc., Brennstoﬀ- und Luftstellglieder: Zuteiler, Frischl¨ Verbrennungseinrichtung, Feuerraum, uckst¨ande. Einrichtungen zum Austrag der Verbrennungsr¨

Vielfach werden zur Feuerungsanlage auch noch die Teilsysteme der Rauchgasreinigung gez¨ahlt. Dies sind der Staubﬁlter sowie ggf. auch die Entschwefelungs- und Entstickungsanlage. Um das System Feuerung nicht zu komplizieren, wollen wir diesem Brauch nicht folgen. Die Anlage zur Vorw¨armung der Verbrennungsluft, der Luvo (Luftvorw¨armer), ist vom Verfahrensablauf upft und wird deshalb als Teilsystem her eng mit der Feuerungsanlage verkn¨ derselben behandelt.

6.2 Feuerungssysteme fu ¨ r feste Brennstoﬀe 6.2.1 Rostfeuerungen 6.2.1.1 Wanderroste Der Rost ist die einfachste Bauform einer Feuerung. Mit ihm begann die Entur ein wicklung von industriellen Feuerungsanlagen.1 Die heute wichtigste, f¨ weites Brennstoﬀband geeignete Bauart ist der Wanderrost. Er arbeitet wie ein Transportband. Die Kohle gelangt aus dem Aufgabetrichter auf den Rost, wobei die Schichtdicke u ¨ber sog. Schichtregler eingestellt wird, vgl. die Abbildungen 6.3 und 6.4. Die Abb. 6.3 zeigt einen Schuppen-Wanderrost. Der Rost tr¨agt die Kohle mit gleichbleibender Geschwindigkeit durch den Feuerraum. Auf diesem Weg verbrennt die Kohle, so daß am Ende des Rostes nur noch Asche und Schlacke ankommen; diese werden vom Rost in den Aschetrichter geworfen. Die Verbrennung der Kohle ﬁndet innerhalb der ruhenden Schicht statt. arluft, wird von unten Der gr¨oßte Teil der Verbrennungsluft (80–90%), die Prim¨ 1

ur eine Rostfeuerung erhielt J. Watt im Jahr 1785. Das erste Patent f¨

134

6 Feuerungssysteme und -anlagen Kohle

Zünddecke (Mauerwerk) Schichthöhenregler Pendelstauer

Trocknen Entgasen Zünden

Verbrennen Wanderrostband

Abbildung 6.4. Verbrennungsablauf auf einem Wanderrost

durch die Schicht geblasen und dient gleichzeitig zur K¨ uhlung der Rostst¨abe. Die Luft tritt durch Spalte im Rostbelag aus, die so klein sein m¨ ussen, daß kein zu großer Anteil des Brennstoﬀes durch den Rost f¨allt. Auf der anderen Seite muß die freie Rostﬂ¨ache, das ist die Summe aller Spaltquerschnitte, aber so groß sein, daß die Luftgeschwindigkeit nicht u ¨ber 4–5 m/s liegt, da sonst viel Feinanteil des Brennstoﬀs ausgetragen wird. Die verbleibende Luftmenge wird oberhalb des Rostes mit etwa 100 m/s als Sekund¨ arluft in den Feuerraum eingeblasen. Mit der Sekund¨arluft soll der Turbulenzgrad in der Brennkammer erh¨oht und so die Verbrennung der Fl¨ uchtigen intensiviert werden. Rostfeuerungen werden je nach Brennstoﬀart mit einem Luft¨ uberschuß von 35–50% betrieben. F¨ ur den Betrieb einer Rostfeuerung sind neben der Brennstoﬀ¨orderung ein Rostantrieb und meist auch je ein Frischluft- und Saugzuggebl¨ase erforderlich. Der Eigenkraftbedarf liegt bei 2–2,5 kW pro MW W¨armeleistung. Da die Prim¨arluft zur K¨ uhlung der Rostst¨abe benutzt wird, ist die Luftvorw¨armung auf h¨ochstens 140◦ C begrenzt. Durch eine Vorw¨armung in dem zul¨assigen Temperaturbereich wird das Brennverhalten nur wenig beeinﬂußt, allerdings verbessert sich der Wirkungsgrad durch eine dann m¨oglichen Absenkung der Abgastemperatur am kalten Ende des Luftvorw¨armers. Wegen des Fehlens eines Grundfeuers muß der Brennstoﬀ auf dem Rost durch Einstrahlung aus dem Feuerraum und von heißen Mauerteilen, der sog. Z¨ unddecke, gez¨ undet werden. Der Verbrennungsablauf ist in Abb. 6.4 schematisch dargestellt. Die Gr¨oße der Z¨ unddecke richtet sich nach der zur Verfeuerung kommenden Kohle; je weniger ﬂ¨ uchtige Bestandteile der Brennstoﬀ hat, umso gr¨oßer wird die erforderliche Fl¨ache. Die optimale Schichth¨ohe auf dem Rost ist von der Korngr¨oße des Brennstoﬀes und dem Gehalt an Fl¨ uchtigen abh¨angig. Typische Werte f¨ ur die Schichth¨ohe und die Rostbelastung sind in Tabelle 6.1 angegeben. Unter Rostbelastung versteht man das Verh¨altnis aus eingebrachter W¨arme und der Gr¨oße der Rostﬂ¨ache. Oberhalb des Rostes wird der Feuerraumquerschnitt durch Einziehen der Vorder- und R¨ uckwand verkleinert. Die resultierende

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

135

Tabelle 6.1. Schichth¨ ohe und Rostbelastung Kohlenart

K¨ ornung [mm]

Schichth¨ ohe [mm]

Rostbelastung [MW/m2 ]

Gaskohle 35% Fl¨ uchtige

Nußkohle 30/18a Feinkohle 10/0

60–100 70–130

< 1,0 < 0,8

Magerkohle 15% Fl¨ uchtige

Nußkohle 30/18 Feinkohle 10/0

40– 80 50–100

< 1,3 < 1,1

a

Handels¨ ubliche Kohle mit einer K¨ ornung zwischen 18 und 30 mm.

Querschnittsbelastung QQ – das ist das Verh¨ altnis aus eingebrachter W¨armeleistung und Feuerraumquerschnitt – ist ca. 50% gr¨oßer als die Rostbelastung. Die maximale Rostbelastung ist wesentlich durch die Verbrennungs- und Verschlackungseigenschaften der Kohle begrenzt. Bei zu hohen Rostbelastungen kann es zur Ausbildung von Verschlackungen auf dem Rost und damit zu erheblichen Betriebsst¨ orungen kommen. Bei der Schlackenbildung schmelzen die mineralischen Bestandteile der Kohle und bilden schließlich eine luftundurchl¨ assige Schicht; die Verbrennung im verschlackten Bereich wird damit unterbrochen. Ziel der Verbrennung auf dem Rost ist es, einen u ¨ber die Rostl¨ ange gleichm¨ aßigen Ausbrand zu erreichen. Dieses Ziel wird am ehesten bei der Verfeuerung von niederﬂ¨ uchtiger Kohle erreicht. Bei der Verbrennung hochﬂ¨ uchtiger Kohlen kann es im vorderen Bereich des Rostes ¨ortlich zu h¨ oheren W¨ armebelastungen kommen. Aus diesem Grund ist die zul¨assige W¨ armebelastung bei hochﬂ¨ uchtigen Kohlen niedriger als bei niederﬂ¨ uchtigen. Die Rostgeschwindigkeit liegt zwischen 1,5 und 15 m/h, wobei die untere Grenze durch die Gefahr der R¨ uckz¨ undung in den Kohletrichter und die obere Grenze durch das Abreißen der Z¨ undung gegeben ist. Zur Sicherstellung des Ausbrandes ist bei einer Wanderrostfeuerung ein ausreichend langer Ausbrandweg der Flamme bzw. eine ausreichend lange Verweilzeit der Rauchgase in der Brennkammer zur Verf¨ ugung zu stellen; zur Optimierung der Verbrennung auf dem Rost sind weiter Schichth¨ohe, Rostgeschwindigkeit und Ausbrandweg aufeinander abzustimmen. Ein Maß f¨ ur die Verweilzeit der Rauchgase in der Brennkammer ist die Volumenbelastung QV . Darunter versteht man das Verh¨ altnis von eingebrachter W¨armeleistung zum Brennkammervolumen. Bei Rostfeuerungen f¨ ur Kohle liegt QV im Bereich von 3 0,2–0,25 MW/m . Die Leistungsregelung erfolgt bei der Wanderrostfeuerung durch Verstellen der Rostgeschwindigkeit. Bei mittelﬂ¨ uchtigen Kohlen kann damit ein Bereich von ±10% pro Minute beherrscht werden. Die Verstellung der Schichth¨ohe ist in ihrer Wirkung als Stelleingriﬀ zu tr¨ age: Bei einem 10 m langen Rost w¨ urde es fast eine Stunde dauern, bis eine neue Laststufe erreicht w¨are. Bei Kohlen mit einem hohen Anteil von Teilchen mit einer Korngr¨oße von weniger als 1 mm gibt es noch eine weitere Grenze f¨ ur die Rostfeuerung:

136

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Brennkammer Kohletrichter Sekundärluftzuführung Wurfparabeln Zuteiler Werfer Rost

Aschetrichter Primärluftzuführung

Abbildung 6.5. Wanderrost mit Wurfbeschickung, Bauart EVT [5]

Diese Feinanteile fallen durch die Rostspalten und vergr¨oßern so den sog. Feuerungsverlust, vgl. 6.4. ¨ Beide Begrenzungen k¨ onnen mit Einschr¨ ankungen durch Ubergang zur Wurfbeschickung praktisch aufgehoben werden, vgl. Abb. 6.5 sowie [5]. Bei der Wurfbeschickung wird der Brennstoﬀ mit einem mechanischen Werfer auf die entgegenlaufende Rostbahn aufgegeben. Die feineren Kohlepartikel verbrennen dabei bereits in der Schwebe. Die gr¨ oberen Partikel treﬀen abh¨angig von ihrer Masse nach unterschiedlichen Wurfweiten auf den Rost und verbrennen. Die Rostbelastung kann deshalb um etwa 50% h¨oher gew¨ahlt werden als bei der einfachen Rostfeuerung. Bei Brennkammern, die nach wirtschaftlichen Gesichtspunkten ausgelegt wurden, wird ein erheblicher Anteil von noch nicht vollst¨ andig verbrannten Kohleteilchen mit dem Rauchgasstrom ausgetragen. Zur Begrenzung des Feuerungsverlustes ist es deshalb erforderlich, einen Teil des im Entstauber anfallenden Flugstaubes wieder dem Brennstoﬀ zuzumischen. In diesem Fall spricht man von einer Flugstaubrezirkulation. Im Unterschied zur einfachen Rostfeuerung erfolgt die Z¨ undung durch das Grundfeuer auf dem Rost. Die Feuerleistung kann deshalb mit großen und schnellen Lastgradienten verstellt werden, ohne daß die Z¨ undung abreißt. Es wurden Anlagen mit bis zu 150 MW Feuerleistung ausgef¨ uhrt. Dieses Feue¨ rungssystem stellt den Ubergang zur Staubfeuerung dar, vgl. Abb. 6.5. 6.2.1.2 Andere Rostsysteme Neben den Wanderrosten wurden insbesondere f¨ ur Brennstoﬀe mit geringen Heizwerten spezielle Rostbauarten entwickelt. Kennzeichnend f¨ ur diese Roste ist ihre Sch¨ urwirkung, die durch eine Relativbewegung der einzelnen Rostst¨ abe erreicht wird. Der auf dem Rost beﬁndliche Brennstoﬀ wird dadurch st¨ andig umgelagert und umgew¨ alzt. So werden immer andere, oft noch unverbrannte Brennstoﬀpartien der Strahlungsw¨ arme aus dem Feuerraum ausge-

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

1 F¨ ulltrichter 2 Beschickungsrost 3 Vorschubrost

4 Prim¨ arluftzufuhr 5 Luftkan¨ ale 6 Sekund¨ arluftd¨ usen

137

7 Temperaturw¨ achter 8 Aschetrichter 9 Rauchgaskanal

Abbildung 6.6. Vorschubrost zur M¨ ullverbrennung mit mechanischem Antrieb der Rostst¨ abe der Firma EVT [5]

setzt und f¨ ur die Verbrennungsluft zug¨ anglich gemacht. Sch¨ urroste eignen sich besonders f¨ ur Brennstoﬀe mit hohem Wassergehalt, wie z.B. Rohbraunkohle, Torf und Holz. In neuerer Zeit werden sie haupts¨achlich f¨ ur die Verbrennung von Hausm¨ ull eingesetzt. Beispielhaft ist in Abb. 6.6 ein Vorschubrost f¨ ur eine M¨ ullverbrennungsanlage dargestellt. Der Verlauf des Verbrennungsprozesses kann durch eine Verstellung der F¨ order- bzw. der Sch¨ urcharakteristik des Rostes beeinﬂußt werden, z.B. durch eine Verstellung des Hubes der beweglichen Rostst¨ abe. Wie beim Wanderrost vollzieht sich auch beim Vorschubrost der feuerungstechnische Ablauf in den Verfahrensschritten Trocknung, Entgasung, Z¨ undung und Verbrennung. Der Verbrennungsablauf kann durch die Prim¨arluftdosierung und die Sch¨ urung in Grenzen gesteuert werden. Eine Besonderheit der in Abb. 6.6 dargestellten Konstruktion ist die M¨ ullaufgabe mit einem Wanderrost. Dadurch kann der M¨ ullmengenstrom stufenlos nach den feuerungstechnischen Erfordernissen eingestellt werden. Bei den meisten Rostbauarten dagegen erfolgt die M¨ ullaufgabe mit Schiebern. Die daraus resultierenden Feuerungsschwankungen pﬂanzen sich bis in die Dampferzeugung fort.

138

6 Feuerungssysteme und -anlagen

6.2.1.3 Einsatzbereiche der Rostfeuerung Die Leistung von Wanderrostfeuerungen ist durch die Rostﬂ¨ache beschr¨ankt. F¨ ur die Verbrennung von Kohle sind Rostfeuerungen bis zu W¨armeleistungen von ca. 100 MW, bei Wurfbeschickern bis ca. 150 MW wirtschaftlich einsetzbar. Sie werden vorzugsweise in Industrie- und Heizkraftwerken verwendet. Es werden Rostgr¨oßen bis 100 m2 betrieben. Besondere Vorteile der Rostfeuerungen sind: • • • •

¨ Ubersichtlicher Aufbau und hohe Verf¨ ugbarkeit, einfacher Betrieb und niedrige Wartungskosten, g¨ unstiges Teillast- und Last¨ anderungsverhalten, breites zul¨ assiges Brennstoﬀband und M¨ oglichkeit von Brennstoﬀkombinationen, • M¨ oglichkeit der Einbindung des Brennstoﬀschwefels durch Zugabe von Kalk in den Feuerraum (bis ca. 70%), • relativ niedrige NOx -Emissionen (bei Fettkohlen bis unter 400 mg/m3 ), • geringer Eigenkraftbedarf. Als Nachteile sind zu nennen: • Hoher Feuerungsverlust (2–4%), • Luftvorw¨ armung nur beschr¨ ankt m¨ oglich (dadurch liegen die Abgastemperaturen bei ca. 150◦ C), • Nichteignung des Systems f¨ ur Feinkohlen. F¨ ur die M¨ ullverbrennung haben sich Rostsysteme wegen ihrer Robustheit als gut geeignet erwiesen. Als besondere Vorteile sind zu nennen: • Keine Vorsortierung des M¨ ulls erforderlich, • keine Zerkleinerung notwendig (die St¨ uckgr¨oße ist durch Aufgabevorrichtung begrenzt), • thermische Zerst¨ orung der im Hausm¨ ull enthaltenen chemischen Verbindungen bei Feuerraumtemperaturen von 1 000 bis 1 200◦ C. Es sind Feuerungsanlagen mit einer M¨ ullkapazit¨at von bis zu 50 t/h erfolgreich in Betrieb, vgl. [6]. Die Vorteile der thermischen Abfallverwertung sind: • • • •

Einsparung von Deponieraum durch Volumenreduktion auf ca. 15%, Gewinnung verwertbarer Reststoﬀe durch Mineralisierung, Ressourcenschonung durch Energienutzung und keine unkontrollierte Ausbreitung bzw. Akkumulation von Schadstoﬀen.

In der Bundesrepublik Deutschland wurden 1984 7,3 Mio. t Hausm¨ ull in M¨ ullverbrennungsanlagen verwertet. Das entspricht ca. 25% des gesamten anfallenden Hausm¨ ulls.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

139

Kohlebunker Lastregler des Dampferzeugers SperrluftZuteiler Gebläse M Luftvorwärmer zum Kamin

Heißluftklappe nach Eco

FrischluftGebläse

Temperatur

Mühlen-Gebläse

M Temperatur

Mühle M

M KaltluftRegelklappe

Kohlenstaubbrenner Heißluft zu den Brennern

Abbildung 6.7. Schema einer Mahl- und Feuerungsanlage mit M¨ uhlenluftvorw¨ armer f¨ ur Steinkohlen

6.2.2 Staubfeuerungen 6.2.2.1 Allgemeines Der Hauptgrund f¨ ur die Bevorzugung der Kohlenstaubfeuerung gegen¨ uber anderen Feuerungssystemen besteht darin, daß ein Kohlenstaub/Luftgemisch wie ein Gas“ brennt und Staubﬂammen daher leicht gez¨ undet und einfach ” geregelt werden k¨onnen.2 Die Staubfeuerung kann praktisch f¨ ur alle Kohlenarten von Braunkohle bis Anthrazit angewendet werden. Kennzeichnend f¨ ur Staubfeuerungen ist die Brennstoﬀaufbereitung außerhalb der Brennkammer: Der Brennstoﬀ wird gemahlen und dabei getrocknet. Die Brenneigenschaften unterschiedlicher Kohlen k¨onnen durch geeignete Ausmahlung weitgehend einander angeglichen werden. Die aufbereitete Kohle wird mit Luft als Transportmittel in den Feuerraum eingeblasen und verbrennt in der Schwebe. Die Brenneigenschaft der Kohle, die haupts¨achlich vom Gehalt an Fl¨ uchtigen und Ballast abh¨angt, hat einen entscheidenden Einﬂuß auf die Auswahl des Feuerungssystems. Die Feuerungssysteme unterscheiden sich in der Art der Kohlenstaubeinblasung in die Brennkammer (direkt oder indirekt) und der Entaschung (trocken oder ﬂ¨ ussig). Die notwendigen Elemente einer Staubfeuerung mit direkter Kohlenstaubeinblasung sind in dem Anlagenschema Abb. 6.7 dargestellt. Die Anlage besteht aus: • Rohkohlebunker, • Kohlezuteiler, • M¨ uhle, 2

• Brenner, • Feuerraum, • Luftvorw¨armer (Luvo),

• • •

Prim¨arl¨ ufter, Frischl¨ ufter, Saugzug.

Die erste Staubfeuerung wurde 1918 im Oneida-Street Kraftwerk in Milwaukee, USA in Betrieb genommen.

140

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Die Rohkohle wird vom Lagerplatz in den Kohlenbunker transportiert, vom Zuteiler je nach Lastanforderung abgezogen und in die M¨ uhle gebracht, in der M¨ uhle gemahlen und mit Heißluft (der Prim¨arluft) getrocknet und schließlich mit Hilfe der Brenner in den Feuerraum eingeblasen. Die entstehenden Rauchgase werden mit dem Saugzug aus dem Feuerraum abgezogen; im Luftvorw¨ armer wird durch W¨ armeaustausch die durch den Frischl¨ ufter bzw. Prim¨ arl¨ ufter gef¨ orderte Verbrennungsluft vorgew¨armt. Die Brennstoﬀbevorratung und -f¨ orderung wird hier nicht behandelt. Es sei aber darauf hingewiesen, daß f¨ ur den Betrieb eines Kraftwerkes die st¨orungsfreie Versorgung der Feuerung mit Brennstoﬀ eine wesentliche Voraussetzung ist. Dies gilt in gleicher Weise auch f¨ ur den Abtransport der Asche. Die Aussage wird auch aus den Investitionskosten der Bekohlungs- und Entaschungsanlagen deutlich, diese betragen etwa 2–4% der gesamten Erstellungskosten einer Kraftwerksanlage. 6.2.2.2 Mahlen und Trocknen der Kohle Im Anlieferungszustand ist die Kohle nicht geeignet, direkt der Feuerung zugef¨ uhrt zu werden; sie muß vielmehr homogenisiert, getrocknet und gemahlen werden. Die zul¨ assige Restfeuchte der gemahlenen Kohle h¨angt von den Brenneigenschaften und damit dem Gehalt an Fl¨ uchtigen ab. Sie betr¨agt bei den fein zu mahlenden Steinkohlen etwa 2% und bei Braunkohlen 14–20%. Der zur Trocknung erforderliche W¨ armestrom Q˙ T entspricht bei wenig feuchten Steinkohlen etwa 3% und bei Braunkohlen, deren Wassergehalt bis zu 60% betragen kann, rund 15% des zugef¨ uhrten Energiestroms. Es gilt

1 − γW ˙ QT = m γW − ˙K γzul ∆hV + cpD ϑ2 − ϑV + 1 − γzul

1 − γW γzul cpW ϑ2 − ϑV + γW cpW ϑV − ϑ1 + 1 − γzul

. (6.1) 1 − γW cpK ϑ2 − ϑ1 Hierbei ist: Q˙ T γW γzul ϑ1 , ϑ2 ϑV m ˙K cpK cpW , cpD

zur Trocknung erforderlicher W¨ armestrom, Wassergehalt der Rohkohle, zul¨ assiger Wassergehalt der gemahlenen Kohle, Temperatur der Kohle vor bzw. nach der Trocknung, Verdampfungstemperatur des an die Kohle gebundenen Wassers, Rohkohlemassenstrom, spez. W¨ armekapazit¨ at der trockenen Kohle, spez. W¨ armekapazit¨ at des Wassers bzw. des Dampfes,

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

141

∆hV

spez. Verdampfungsenthalpie des Wassers bei Trocknungsdruck, cpT spez. W¨ armekapazit¨ at des Trocknungsmittels, Massenstrom des Trocknungsmittels. m ˙T Die erforderliche Temperatur des Trocknungsmediums berechnet sich aus ϑT = ϑ2 +

Q˙ T . m ˙ T cpT

(6.2)

ahlen, daß der Taupunkt des Wasserdampf/GasDie Temperatur ϑ2 ist so zu w¨ gemisches nach der M¨ uhle an keinem Ort unterschritten wird; auf der anderen Seite soll ϑ2 wegen der mit der Temperatur zunehmenden Brandgefahr m¨ oglichst niedrig sein. Anhaltswerte f¨ ur ϑ2 sind in Tabelle 6.2 zusammengestellt. Tabelle 6.2. Richtwerte f¨ ur die Sichtertemperatur [◦ C] Kohlenart

Trocknungsmittel Luft Rauchgas

Braunkohle Steinkohle Anthrazit

— 90–120 –140

180–220 200 unbegrenzt

Zur Beurteilung der Korngr¨ oßenverteilung des Kohlenstaubgemisches hinter der M¨ uhle wird der R¨ uckstand auf zwei Sieben mit Maschenweiten von 0,09 mm (bezeichnet als R 0,09) und 0,2 mm nach DIN 4188 bestimmt. Bei Braunkohlen wird auch noch der R¨ uckstand auf dem Sieb R 1,0 ermittelt. Richtwerte f¨ ur die Ausmahlung sind in Tabelle 6.3 angegeben. Tabelle 6.3. Richtwerte f¨ ur die Ausmahlung verschiedener Kohlen R¨ uckstand auf Sieb [%]

R 0,09

R 0,2

R 1,0

Steinkohle mit 10% Fl¨ uchtigen Steinkohle mit 30% Fl¨ uchtigen Braunkohle mit 50–60% Fl¨ uchtigen

10 25 50–60

1 5 5–10

0 0 <1

Als Trocknungs- und gleichzeitig als F¨ ordermittel f¨ ur die gemahlene Kohle aus der M¨ uhle zu den Brennern wird entweder Heißluft, i.allg. bei Steinkohlen, oder heißes Rauchgas, vorzugsweise bei Braunkohlen, verwendet. F¨ ur die Mahltrocknung von Braunkohle werden Schlagradm¨ uhlen eingesetzt, bei denen das Zerkleinerungswerkzeug als Prallplatte auf einem umlaufenden Rad angebracht ist. Dieses Rad ist als Radialgebl¨asestufe ausgebildet

142

6 Feuerungssysteme und -anlagen 2 1

3 zum Brenner

8

Brennkammer

100 w [%] 50 0 1

2

3

4

5

6

7

8 Ort

1

2

3

4

5

6

7

8 Ort

1000 J [°C]

4

7 500 5

6 0

Abbildung 6.8. Trocknungsvorgang innerhalb eines Mahlsystems f¨ ur Braunkohle

und saugt heißes Rauchgas von ca. 1 000◦ C aus dem Oberteil der Brennkammer an, Ort (1) in Abb. 6.8. Der Betrieb derartiger M¨ uhlen hat gezeigt, daß die Gebl¨ aseschaufeln einem erheblichen Verschleiß unterliegen. In einer Weiterentwicklung wurde dem Gebl¨ aserad deshalb eine Zerkleinerungsstufe vorgeschaltet. Diese besteht aus einer gr¨ oßeren Zahl hammerartiger Schl¨ager, die auf der Nabe der M¨ uhle beweglich befestigt sind. Die Aufgabe der nassen Rohkohle erfolgt in den Ansaugschacht hinein (4). Durch W¨ armeaustausch mit der Kohle werden die heißen Rauchgase bereits vor Eintritt in die M¨ uhle (5) bis (6) abgek¨ uhlt und die Oberﬂ¨ache der Kohlenk¨ orner soweit abgetrocknet, daß Anbackungen in der M¨ uhle vermieden werden. In Abb. 6.8 ist der Mahltrocknungsvorgang schematisch dargestellt; dazu ist l¨ angs des Kohleweges der Wassergehalt der Kohle und die Temperatur der Trocknungsgase aufgetragen. Durch Ver¨ anderung der zugef¨ uhrten Heißluftmenge an Stelle (3) kann die Temperatur im Sichter (7) der M¨ uhle eingestellt werden. Aus konstruktiven Gr¨ unden ist es nicht zu vermeiden, daß eine gewisse Falschluftmenge von den M¨ uhlen angesaugt wird. So kann Luft z.B. an der Schiebestelle (2) eintreten; diese ist notwendig, um einen Ausgleich in den W¨ armedehnungen zwischen den ca. 30–50 m langen R¨ ucksaugesch¨achten und der Brennkammerwand zu erm¨ oglichen. Die Zerkleinerung auf die erforderliche Feinheit erfolgt mit einem speziﬁschen Arbeitsaufwand von 12–15 kWh und einem speziﬁschen Verschleiß der Mahlwerkzeuge von ca. 30–50 Gramm pro Tonne Kohle. Die Durchsatzleistung der M¨ uhlen betr¨ agt bis zu 180 t/h. Das Schlagrad hat dann einen Durchmesser von ca. 4 m, wiegt etwa 65 t und ist mit 12 Schlagplatten best¨ uckt. Die Verweilzeit der Kohle in der M¨ uhle betr¨ agt etwa 15–25 s. In Abb. 6.9 ist eine solche Mahlanlage schematisch dargestellt.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

2 1 3

1 2 3 4 5 6

143

Rohkohle/Rauchgase Staub-F¨ ordergasgemisch Sichter Griesr¨ ucklauf Schlagrad Doppellager

4

.. . ..

5 6

Abbildung 6.9. Schlagradm¨ uhle f¨ ur Braunkohle, Bauart EVT

6.2.2.2.1 Neue Verfahren zur Trocknung von Braunkohle In den herk¨ ommlichen Braunkohlekraftwerken sind je nach Wassergehalt der Rohbraunkohle 15–20% der Brennstoﬀmenge erforderlich, um das in der Kohle enthaltene Wasser zu verdampfen. Dieser Braunkohleanteil kann nicht zur Dampferzeugung und somit auch nicht zur Stromerzeugung genutzt werden. Sofern es gelingt, die feuchte Rohbraunkohle vor der Einbringung in den Dampferzeuger mit einem energetisch eﬃzienten Verfahren zu trocknen, k¨ onnen Wirkungsgradverbesserungen von ca. 10–15% erreicht werden. Das in der Rohkohle vorhandene Wasser liegt zum gr¨oßten Teil als adsorbtiv gebundenes Haftwasser im intergranularen Porenraum vor. Das u ¨brige Wasser ist entweder chemisorptiv durch Wasserstoﬀbr¨ uckenbindung oder durch Kapillareﬀekte st¨ arker an die Braunkohlesubstanz gebunden. F¨ ur den Einsatz bei Kraftwerken wurden Trocknungs- und Entw¨ asserungsverfahren entwickelt. Der wesentliche Unterschied zwischen den beiden Verfahrensprinzipien besteht darin, daß bei Trocknungsverfahren das Kohlewasser verdampft wird, bei den Entw¨ asserungsverfahren dagegen wird das Wasser durch Druckaufbringung auf die erw¨ armte, feuchte Kohle in ﬂ¨ ussiger Phase ausgepreßt. Eine Neuentwicklung auf diesem Gebiet ist das MTE-Verfahren (Mechanisch-Thermische-Entw¨ asserung). Bei diesem Verfahren wird das in der Kohle gebundene Wasser in ﬂ¨ ussiger Form ausgetrieben. Dazu wird die Kohle in ei-

144

6 Feuerungssysteme und -anlagen

nem abgeschlossenen Raum auf eine Temperatur von ca. 150◦ C erw¨armt, daran anschließend wird das Kohlewasser durch Auspressen mittels mechanischer Kr¨ afte entfernt. Mit dem MTE-Verfahren kann abh¨angig von der Beschaﬀenheit der Kohle ein Endwassergehalt von 15–20% erreicht werden. Bez¨ uglich Einzelheiten sei auf die Literatur [7], [8] verwiesen. Die Kohletrocknung basiert auf der Verdampfung des Kohlewassers, was einen entsprechenden energetischen Mehraufwand gegen¨ uber den Entw¨asserungsverfahren bedeutet. Durch Energier¨ uckgewinnung, z.B. durch Nutzung des W¨ armeinhalts der Br¨ uden, kann der Energieaufwand auch bei den Trocknungsverfahren vermindert werden. So wird beim WTA-Verfahren (Wirbelschichttrocknung) mit interner W¨ armenutzung der Rheinbraun AG) die Br¨ udenenergie f¨ ur die Trocknung nutzbar gemacht. Beispiel 6.1. Zur Feuerung eines 600 MW-Braunkohleblocks ist ein Brennstoﬀstrom von m ˙ K = 213 kg/s erforderlich. Der Wassergehalt der Kohle γW schwankt zwischen 50 und 60%. F¨ ur die Mahltrocknung wird heißes Rauchgas aus der Brennkammer angesaugt und mit heißer Luft so vermischt, daß die Temperatur vor der M¨ uhle ϑT = 800◦ C betr¨ agt. Die Eintrittstemperatur der Kohle sei ϑ1 = 15◦ C. Die Verdampfungstemperatur des an die Kohle gebundenen Wassers ϑV kann n¨ aherungsweise mit 100◦ C angenommen werden. Wie groß ist der erforderliche Trocknungsmittelstrom m ˙ T f¨ ur den minimalen und maximalen Wassergehalt der Kohle, wenn die Temperatur der Kohle nach der Trocknung ϑ2 = 200◦ C betr¨ agt und die Restfeuchte γzul bei 16% liegt? Stoﬀdaten: cpW = 4,2 kJ/kgK,

cpD = 2,0 kJ/kgK,

cpK = 0,9 kJ/kgK,

cpRG = 1,218 kJ/kgK.

∆hV = 2 257 kJ/kg,

ur den TrockL¨ osung. (6.1) liefert den Trocknungsw¨ armestrom Q˙ T . Aus (6.2) folgt f¨ nungsmittelstrom m ˙T =

Q˙ T

cpT ϑT − ϑ2

.

˙ T = 378 kg/s. 1. Beim minimalen Wassergehalt γW = 0,5 ist Q˙ T = 276 MW und m ˙ 2. Ist γW = 0,6, erh¨ oht sich QT auf 341 MW und m ˙ T auf 466 kg/s. Der f¨ ur die Braunkohletrocknung erforderliche Rauchgasstrom entspricht im Regelfall etwa 30% des Gesamtrauchgasstroms.

F¨ ur die Mahltrocknung von Steinkohlen haben sich weitgehend Sch¨ usselm¨ uhlen durchgesetzt. Abb. 6.10 zeigt schematisch den Aufbau einer solchen M¨ uhle. Der Kohledurchsatz dieser M¨ uhlen liegt zwischen 20 und 80 t/h bei einem uhlentyp Mahlbarkeits-Index von 30 bis 100◦ H (Grad Hardgrove). Dieser M¨ arbeitet nach dem Prinzip des Kollergangs mit i.allg. drei großen Mahlrollen, die durch Federn oder mit einer Hydraulik auf das Mahlgut gepreßt werden. W¨ ahrend das Mahlrad, das u ¨ber ein Kegelradgetriebe angetrieben wird, langsam u ussel rollt, wird u uhrungssystem Heißluft ¨ber die Mahlsch¨ ¨ber ein Luftf¨ zugef¨ uhrt. Die heiße Luft trocknet die Kohle und transportiert das gemahlene Gut zum Sichter, mit dem feine und grobe Teilchen getrennt werden. Die

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe 1 2 3 4 5 6 7

145

Luftzuf¨ uhrungsgeh¨ ause Luftumlenkhaube Mahlsch¨ ussel Mahlpendel Sichter Sichterklappen Pyritaustrag

Abbildung 6.10. Sch¨ usselm¨ uhle zur Mahltrocknung von Steinkohlen, Bauart EVT

im Sichter abgetrennten groben Teilchen werden in die M¨ uhle zur¨ uckgef¨ uhrt. Abh¨ angig von der Einstellung des Sichters werden Mahlfeinheiten von 10– 35% R 0,09 bei einem speziﬁschen Arbeitsaufwand von 7–10 kWh/t erreicht. Der speziﬁsche Nettoverschleiß an den Mahlwerkzeugen ist im Vergleich zu den Schlagradm¨ uhlen gering, wobei abh¨ angig von der Kohlenart mit 5–20 g/t zu rechnen ist. Der Austausch von Verschleißteilen ist in Abst¨anden von etwa 8 000 Betriebsstunden erforderlich. Beispiel 6.2. F¨ ur den Betrieb eines steinkohlegefeuerten 740 MW-Blocks ist ein Brennstoﬀstrom m ˙ K von 63,7 kg/s erforderlich. Der Wassergehalt der Kohle γW betr¨ agt im Regelfall 9%, er kann aber zwischen 7 und 10% schwanken. Als Trocknungsmittel steht Heißluft mit einer spezﬁschen W¨ armekapazit¨ at von cpT = cpL = ugung. Die Tempe1,035 kJ/kgK und einer Temperatur von ϑT = 350◦ C zur Verf¨ ratur der Kohle vor der M¨ uhle ϑ1 betr¨ agt 15◦ C, die Temperatur nach M¨ uhle ϑ2 ist mit 110◦ C anzunehmen. Die Restfeuchte liegt bei γzul = 2%. Stoﬀdaten: siehe Beispiel 6.1. a) Welcher Heißluftstrom ist f¨ ur die Kohletrocknung im Regelfall erforderlich? b) Bei konstantem Heißluftstrom ist die erforderliche Temperatur bei minimalem und maximalem Wassergehalt der Kohle zu ermitteln. L¨ osung. a) Nach (6.1) erh¨ alt man den Trocknungsw¨ armestrom

146

6 Feuerungssysteme und -anlagen Q˙ T = 17,4 MW

und aus (6.2) den Trocknungsmittelstrom m ˙T =

Q˙ T

cpT ϑT − ϑ2

= 70,1 kg/s.

b) Bei festgehaltenem Trocknungsmittelstrom muß f¨ ur eine ausreichende Trocknung der Kohle die Heißlufttemperatur nach ϑT = ϑ2 +

Q˙ T m ˙ T cpL

.

variiert werden. Beim minimalen Wassergehalt der Kohle von 0,07 ist ein Trocknungsw¨ armestrom von 14,1 MW und eine Heißlufttemperatur von 304,4◦ C erforderlich. Beim maximalen Wassergehalt von 0,1 sind dies 19,1 MW bzw. 372,7 ◦ C.

6.2.2.3 Luftvorw¨ armung Die Anwendung der regenerativen Speisewasservorw¨armung zur Verbesserung des Wirkungsgrades wurde erst durch Einf¨ uhrung der Verbrennungsluftvorw¨ armung m¨ oglich. Unabh¨ angig davon bringt die Luftvorw¨armung bei staubgefeuerten Anlagen Vorteile f¨ ur den Verbrennungsablauf: • Sie erleichtert und stabilisiert die Z¨ undung. • Sie erm¨ oglicht bei steinkohlegefeuerten Anlagen die Kohletrocknung mit Heißluft. Da aber der Massenstrom der abzuk¨ uhlenden Rauchgase in der Regel gr¨oßer ist als derjenige der aufzuw¨ armenden Verbrennungsluft, besteht f¨ ur die mit dieser Technik erreichbare Heißlufttemperatur eine Grenze. Eine weitere Begrenzung ergibt sich durch die Zunahme der NOx -Bildung mit der Heißluft¨ temperatur. Ublicherweise werden je nach Feuerungsart und Brennstoﬀ die in Tabelle 6.4 angegebenen Richtwerte f¨ ur die Luftvorw¨armung angestrebt. Tabelle 6.4. Richtwerte f¨ ur die Luftvorw¨ armung Feuerungsart

Vorw¨ armtemperatur [◦ C]

Rostfeuerung

< 150 bei Kohle < 200 bei M¨ ull 250–340 300–370 < 400 < 250

¨ Gas- und Olfeuerungen Kohlenstaub-Trockenfeuerungen -Schmelzfeuerungen Wirbelschichtfeuerung

Die Luftvorw¨armer werden bevorzugt als Regenerativ-W¨ armeaustauscher ausgef¨ uhrt. Die zu u arme wird zun¨achst aus dem Rauchgas¨bertragende W¨ strom entnommen und in eine Stahlmasse eingespeichert. Diese besteht aus

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe a b c d e f

147

Rauchgase (heiß) Rauchgase (kalt) Luft (kalt) Luft (heiß) Geh¨ ause Speichermasse

Abbildung 6.11. Regenerativ-Luftvorw¨ armer, Bauart Ljungstr¨ om

einer Matrix d¨ unner Blechlamellen von ca. 0,5 mm Dicke. Durch eine geeignete Formgebung bildet diese Matrix eine Vielzahl von parallelen Str¨omungskan¨alen und besitzt deshalb eine große Oberﬂ¨ ache. Von der Blechmasse wird die W¨ arme dann an die aufzuw¨ armende Luft abgegeben. Die Speichermasse ist dabei in der Form eines Rotors oder Stators ausgebildet. Die wechselseitige Beaufschlagung der Speichermasse mit heißen Rauchgasen oder kalter Luft erfolgt entweder durch Drehen des Rotors zwischen feststehenden Rauchgasund Luftkan¨ alen oder durch Drehen der Kan¨ ale beiderseits des Stators. Der Rotor kann entspechend der g¨ unstigst m¨ oglichen Anordnung in der Gesamtanlage mit vertikaler oder horizontaler Achse ausgef¨ uhrt werden. Beim Statorluvo ist nur die vertikale Bauweise u ¨blich, vgl. Abb. 6.11. Bei der Bauart Ljungstr¨ om3 rotiert die Speichermasse unter feststehenden luft- und rauchgasseitigen Anschl¨ ussen (Rotorluvo). Bei der Bauart Rothem¨ uhle ruht die Heizﬂ¨ ache und die Luft- und Rauchgasanschl¨ usse, die in einer geeignet geformten Haube untergebracht sind, drehen sich dar¨ uber (Statorlu¨ vo). Da die Luft unter Uberdruck und das Rauchgas unter Unterdruck steht, m¨ ussen die Luft- und die Rauchgasseite durch Schleifdichtungen voneinander getrennt werden. Bei fast allen Anlagen ist der Luvo die letzte Heizﬂ¨ache im Rauchgasstrom. Die Heizﬂ¨ ache wird so ausgelegt, daß die Rauchgasw¨arme soweit wie m¨oglich genutzt wird. Die Begrenzung ist durch den Taupunkt der Rauchgase gegeben. Auch wenn die mittlere Temperatur der Luvo-Bleche am sog. kalten Ende noch u ¨ber dem S¨auretaupunkt liegt, kann die minimale Temperatur den Taupunkt bereits unterschreiten. Die Unterschreitung des Taupunktes ist nicht nur wegen der vermehrten Korrosionsgefahr zu vermeiden, sondern auch wegen der dann auftretenden Staubablagerungen an den feuchten Blechen. Ver3

Die regenerative Luftvorw¨ armung wurde 1920 von A.S. Ljungstr¨ om eingef¨ uhrt.

148

6 Feuerungssysteme und -anlagen

schmutzungen f¨ uhren zu einer Verminderung der W¨armeleistung und zu einem Anstieg des Druckverlustes f¨ ur die Gas- und Luftstr¨omung; der Druckabfall im Luvo liegt bei ca. 50 mbar. Wegen der begrenzten Leistungsreserven der Gebl¨ ase ist der Druckverlustanstieg eine Grenze f¨ ur die Reisezeit4 einer Anlage. Zur Regelung der Prim¨ arlufttemperatur, deren H¨ohe aus Sicherheitsgr¨ unden durch die zul¨ assige Sichtertemperatur der M¨ uhle begrenzt ist, wird ein Kaltluftbypass um den Luvo vorgesehen. Die Konsequenz ist eine mit zunehmender Bypassmenge steigende Abgastemperatur. Dies verlangt eine genaue Ber¨ ucksichtigung des Kohlebandes (Feuchte) bereits bei der Auslegung. Die exakte Berechnung eines Regenerativ-W¨armeaustauschers ist verh¨altnism¨ aßig aufwendig. Bei den Drehluvos kann allerdings in guter N¨aherung mit den einfacheren Rekuperatorgleichungen gearbeitet werden. Dies ist dann zul¨ assig, wenn die Speichermasse so groß und die Drehzahl so hoch ist, daß die periodischen Temperaturschwankungen an den einzelnen Orten geringer als ca. 5% der Luftaufw¨ armspanne sind. Unter dieser Voraussetzung gelten folgende Gleichungen: Q˙ = αL AL ∆ϑ = αRG ARG ∆ϑ , (6.3) Q˙ = m ˙ RG cpRG ϑRG − ϑRG , (6.4) 1 1 2 Q˙ = m ˙ L cpL ϑL − ϑL . (6.5) 1

1

2

Hier bedeuten: Q˙ u armemenge pro Zeiteinheit, ¨bertragene W¨ ache der Speichermasse (Heizﬂ¨ache) auf der Luft- bzw. AL , ARG Oberﬂ¨ Rauchgasseite, m ˙ L, m ˙ RG Luft- bzw. Rauchgasmengenstrom, cpL , cpRG mittlere spez. W¨ armekapazit¨ at der Luft bzw. des Rauchgases, ϑL , ϑRG Luft- bzw. Rauchgastemperatur, ubergangsgangszahl f¨ ur die Luft- bzw. Rauchgasseite. αL , αRG W¨arme¨ Zur Verdeutlichung ist in Abb. 6.12 das Str¨ omungsschema (Gegenstrom) und das Temperaturviereck dargestellt. Durch Gleichsetzen von (6.4) und (6.5) kann das Verh¨altnis der Temperaturdiﬀerenzen gebildet werden: ϑRG − ϑRG 1

ϑL − ϑL 1

2

2

=

m ˙L

2

m ˙ RG

1

cpL =X. cpRG

(6.6)

Bei Vorgabe der Mengenstr¨ ome und dreier Temperaturen kann mit (6.5) die vierte Temperatur berechnet werden. F¨ ur die Aufheizung der Luft spielt das Verh¨ altnis X eine große Rolle. Wird dieser Wert zu ung¨ unstig (X < 0,8), ist der luftseitige Zweig des Temperaturvierecks sehr steil. Die H¨ohe der Heißlufttemperatur wird dann durch die sog. Temperaturschere begrenzt. Aus 4

Als Reisezeit bezeichnet man die Zeit zwischen zwei Revisionen.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe Speichermasse

. m RG 1. heiße Seite

JRG 1 JL

149

kalte Seite

1

JRG heiße Seite

2

JL

2

2. kalte Seite

Abbildung 6.12. Str¨ omungsschema und Temperaturviereck am Luvo

. m Leck

. mL

wirtschaftlichen und praktischen Gr¨ unden ist auf der heißen Luvoseite eine Gr¨ adigkeit von wenigstens 20◦ C erforderlich. Durch die f¨ ur die Drehluvos typische Undichtigkeit kommt es zu einer Leckagestr¨ omung von der Luftseite zur Rauchgasseite. Der Leckagestrom m ˙ Leck ist abh¨ angig von der Druckdiﬀerenz zwischen Luft und Rauchgas, der Luvobauart, der Luvogr¨ oße und dem Abdichtsystem. Durch diesen Luft¨ ubertritt kommt es zu einer Absenkung der Abgastemperatur von ϑRG auf ϑ . RG2 2 Letztere ist die meßbare und damit allein interessierende Abgastemperatur. Ein Maß f¨ ur den Leckagestrom ist der Abfall der CO2 -Konzentration ∆xCO 2 (CO2 -Abfall ) auf der Rauchgasseite. Es gilt der Zusammenhang ∆xCO = 2

m ˙ RG

1

m ˙ x 2 Leck CO . ˙ Leck 1 − xH O + m

(6.7)

2

ur die Abgastemperatur Typischerweise betr¨ agt der CO2 -Abfall 0,7–1,0%. F¨ folgt unmittelbar m ˙ Leck ϑ = ϑRG − ϑRG − ϑL . (6.8) RG2 2 2 1 m ˙ RG + m ˙ Leck 1

Durch den CO2 -Abfall kommt es zu einer Absenkung der Abgastemperatur um den Wert ∆ϑL , d.h. die maßgebende Abgastemperatur ist um ∆ϑL gr¨oßer als die am Kamin gemessene. Bei einem CO2 -Abfall von 1% verschlechtert sich der Wirkungsgrad des Dampferzeugers um ca. 0,1%. Die Auslegung des Luvos beginnt mit der Festlegung des freien Durchgangsquerschnitts (Luft- und Gasseite): AQ

RG

+ AQ = L

m ˙ RG + m ˙L 1

1

φ

.

(6.9)

F¨ ur die Massenstromdichte gilt φ = 6–8 kg/m2 s als Richtwert. Aufgrund des errechneten Wertes kann der Luvodurchmesser festgelegt werden. Die erforderliche Heizﬂ¨ achengr¨ oße ergibt sich aus (6.3), die W¨arme¨ ubertragungszahl α

150

6 Feuerungssysteme und -anlagen

h¨ angt von der Formgebung der Kan¨ ale ab. Bei Massenstromdichten zwischen 6 und 8 kg/m2 s liegt α etwa im Bereich von 11–14 W/m2 K. Vor allem bei kleinen Kesselanlagen bis zu einer W¨armeleistung von etwa 100 MW, werden statt der Regenerativluvos R¨ ohrenluvos verwendet. Ein solcher besteht aus zu B¨ undeln zusammengefaßten Rohren, durch welche die aufzuheizende Luft str¨ omt, w¨ ahrend die Rauchgase die Rohre umsp¨ ulen. Gegen¨ uber den Regenerativluvos ben¨ otigen R¨ ohrenluvos ein gr¨oßeres Bauvolumen und sind dar¨ uber hinaus anf¨ allig f¨ ur Verschmutzung und Korrosion in den ersten Rohrreihen. Bei rekuperativen Luvos sind keine beweglichen Teile vorhanden. Solange keine Korrosionssch¨ aden auftreten, sind diese vollkommen dicht. Beispiel 6.3. Ein Luvo f¨ ur die Feuerungsanlage eines 750 MW-Blocks soll abgesch¨ atzt werden. Es sind folgende Gr¨ oßen gegeben: Frischluftstrom

m ˙L

Rauchgasstrom

m ˙ RG

Eintrittstemperatur der Frischluft

ϑL

2

Austrittstemperatur der Frischluft

ϑL

1

Eintrittstemperatur des Rauchgases

ϑRG

Austrittstemperatur des Rauchgases

ϑRG

= 755 kg/s,

2

= 821 kg/s,

1

= 40◦ C, = 350◦ C, = 402◦ C,

1

= 140◦ C,

2

W¨ arme¨ ubergangszahl α = 12 W/m2 K, mittlere spez. W¨ armekapazit¨ at der Luft cpL = 1,03 kJ/kgK, CO2 -Abfall ∆xCO = 1%, 2

CO2 -Gehalt der Rauchgase

xCO

H2 O-Gehalt der Rauchgase

xH

= 0,004,

Massenstromdichte

φ

= 7 kg/m2 s.

2

2O

= 0,222,

Zu bestimmen sind: a) Der Luvodurchmesser dLuvo , b) die erforderliche Heizﬂ¨ ache A. L¨ osung. a) Der Luvodurchmesser wird gem¨ aß

dLuvo =

4 AQ

π ache des Luvos bezeichnet. Da nicht die berechnet, wobei AQ die Querschnittsﬂ¨ gesamte Querschnittsﬂ¨ ache angestr¨ omt werden kann, wird ein Zuschlag von 10% ber¨ ucksichtigt: AQ = 1,1 AQ

.

theor

Unter Benutzung der Massenstromdichte ergibt sich f¨ ur die theoretische Querschnittsﬂ¨ ache m ˙ RG + m ˙L 1 1 = AQ φ theor mit

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

151

m ˙L =m ˙L −m ˙ Leck . 1

2

Aus der Deﬁnition des CO2 -Abfalls (6.7) kann eine Beziehung f¨ ur den Leckagestrom hergeleitet werden:

m ˙ Leck =

˙ RG ∆xCO m 2

1 − xH

2O

1

xCO − ∆xCO 2

.

2

Die Gr¨ oßen xH O = 0,004 und xCO = 0,222 entnimmt man der Verbrennungs2 2 rechnung. Damit k¨ onnen m ˙ Leck = 38,6 kg/s und m ˙ L = 716,4 kg/s bestimmt 2

werden. F¨ ur die Fl¨ achen ergibt sich AQ

theor

= 219,6 m2 und AQ = 241,6 m2 .

Demnach betr¨ agt der Luvodurchmesser dLuvo = 17,5 m. b) F¨ ur die erforderliche Heizﬂ¨ ache gilt A = AL + ARG , ache auf der Luftseite und ARG als Heizﬂ¨ ache auf der Rauchmit AL als Heizﬂ¨ gasseite. Es gilt n¨ aherungsweise AL = ARG = mit Q˙ = m ˙ L cpL 1

und ∆ϑ =

1 2

Q˙ α ∆ϑ

ϑL − ϑL 1

ϑRG − ϑL 1

2

1

+ ϑRG − ϑL 2

2

.

Aus diesen Formeln berechnet man Q˙ = 228,8 MW und ∆ϑ = 76 K, woraus AL = 2,508 · 105 m2 resultiert. Die erforderliche Heizﬂ¨ ache betr¨ agt somit A = 5,017 · 105 m2 . Bei einer Blechst¨ arke von 0,5 mm und einer Dichte von 7,7 · 103 kg/m3 ergibt sich allein f¨ ur das W¨ armespeichermaterial des Luvos eine Masse von ann¨ ahernd 1 000 t.

Es bleibt noch anzumerken, daß nach dem beschriebenen Regenerativ-Prinzip arbeitende W¨ armeaustauscher zunehmend auch f¨ ur die Aufw¨armung entschwefelter Rauchgase hinter Naßw¨ aschen verwendet werden. Durch ihren Einsatz wird nicht nur sonst notwendige zus¨atzliche Aufheizenergie eingespart, sondern auch die f¨ ur die Entschwefelung erforderliche Wassermenge verringert. 6.2.2.4 Brenner Mit den Brennern wird der mit der Prim¨ arluft aus den M¨ uhlen bzw. den Staubbunkern herangef¨ uhrte Kohlenstaub zusammen mit der restlichen Verbrennungsluft, der Sekund¨ arluft, in die Brennkammer eingeblasen. Bei steinkohlegefeuerten Anlagen werden ca. 80% der Verbrennungsluft als Sekund¨arluft und 20% als Prim¨ arluft eingebracht. Durch die Art der Einbringung wird der

152

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Reaktionsablauf in der entstehenden Flamme entscheidend beeinﬂußt. Durch einen geeigneten Aufbau der Brenner sind folgende Funktionen sicherzustellen: • Stabile Z¨ undung, • sichere und vollst¨ andige Verbrennung innerhalb des Feuerraumes und • niedrige Produktionsraten von Schadstoﬀen, die bei der Verbrennung entstehen k¨ onnen, z.B. Kohlenmonoxid und Stickoxide. Die stabile Z¨ undung und der sichere Verbrennungsablauf in der Flamme sind grundlegende Forderungen, die unter allen Betriebsbedingungen der Anlage erf¨ ullt sein m¨ ussen. Man spricht von einer stabilen Z¨ undung, wenn diese in einem eng umgrenzten Raum in Brennern¨ ahe erfolgt. Hauptkriterien f¨ ur eine sichere Z¨ undung sind: • • • •

Schnelle Aufheizung der Kohleteilchen, hohe Staubs¨ attigung im Kohlenstaub/Luftgemisch (Prim¨arstrahl), Feinheit der Ausmahlung sowie hohe Eintrittstemperatur des Prim¨ argemisches und der Sekund¨arluft.

Die Aufheizung der Kohlenstaubteilchen erfolgt durch Strahlungsaustausch mit den etwa 1 400◦ C heißen Gasen im Feuerraum. Legt man das StefanBoltzmann-Gesetz zugrunde, l¨ aßt sich ein Temperaturtransient von ca. 3 000– undung erfolgt bei einer 4 000 K/s absch¨atzen.5 Die Aufheizung bis zur Z¨ Temperatur des Prim¨ arstrahls von ca. 100◦ C und einer Z¨ undtemperatur der ¨ strebt man eine Kohleteilchen von ca. 300◦ C in etwa 0,05 s. Ublicherweise Z¨ undung in etwa 1 m Abstand von der Brenner¨oﬀnung an. Daraus ergibt sich eine Geschwindigkeit der Prim¨ arstrahlen von 20–25 m/s. Die f¨ ur eine sichere Z¨ undung der Kohle erforderliche Staubs¨attigung h¨angt im wesentlichen von den ﬂ¨ uchtigen Bestandteilen des Brennstoﬀes ab. Bei Steinkohlen liegt die erforderliche S¨ attigung zwischen 0,25 kg/m3 bei 30% Fl¨ uchti3 gen und 0,5–0,6 kg/m bei 10% Fl¨ uchtigen. Auch die erforderliche Ausmahlung richtet sich nach dem Gehalt an Fl¨ uchtigen. Als Richtwert f¨ ur Steinkohle kann gelten: Der Zahlenwert des R¨ uckstands auf dem Sieb 0,09 soll kleiner sein als der Anteil der Fl¨ uchtigen der Kohle in Prozent minus 5. Eine Vorausberechnung des Verbrennungsablaufes ist wegen der Vielzahl der ablaufenden Vorg¨ ange nur in Grenzen m¨ oglich; der Auswertung von Betriebserfahrungen kommt deshalb eine besondere Bedeutung zu. Die heute im Einsatz beﬁndlichen Brennerbauarten k¨onnen in zwei Gruppen unterteilt werden: Strahlbrenner und Wirbelbrenner. Eine D¨ usengruppe eines Strahlbrenners ist in Abb. 6.13 dargestellt. Beim Strahlbrenner erfolgt die Vermischung zwischen dem Kohlenstaub-Prim¨arluftstrahl und dem Sekund¨ arluftstrahl aufgrund der Freistrahlturbulenz, vgl. 5

Nach diesem Gesetz ist der vom Kohlekorn absorbierte W¨ armestrom proportional zur Oberﬂ¨ ache des Teilchens und der 4. Potenz seiner absoluten Temperatur, vgl. Beispiel 5.4.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

153

2

1

2

1 Primärstrahl 2 Sekundärstrahl

Abbildung 6.13. Str¨ omungsfeld eines Strahlbrenners. Die Geschwindigkeiten von Prim¨ ar- und Sekund¨ arstrahl werden so gew¨ ahlt, daß die Z¨ undung in einem ausreichenden Abstand vom Brenner erfolgt (Richtwert: 0,8–1,5 m). Damit soll ein R¨ uckbrennen“ in die ” Prim¨ arluftleitung verhindert werden

Abb. 6.13. Die Brenner sind meist so aufgebaut, daß ein Prim¨arstrahl von zwei Sekund¨ arstrahlen umgeben ist. Ausschlaggebend f¨ ur eine schnelle Vermischung ist nicht nur eine ausreichend hohe Geschwindigkeit des Sekund¨arstrahls, sondern auch eine große Geschwindigkeitsdiﬀerenz zum Prim¨arstrahl. Nach den Gesetzen der Freistrahlausbreitung vermischt sich die Sekund¨arluft bei hohen Eintrittsgeschwindigkeiten sowohl mit dem Prim¨arstrahl als auch mit heißen Rauchgasen – man sagt: Der Sekund¨arluftstrahl saugt Heißgas an. Bei Kohlenstaubfeuerungen werden meist Sekund¨arluftgeschwindigkeiten von 50–70 m/s gew¨ ahlt. Jeder Brenner besteht aus Kohlenstaubd¨ usen mit zugeordneten Sekund¨ arluftd¨ usen. Der Abstand zwischen den Kohlenstaubd¨ usen und den Sekund¨ arluftd¨ usen ist dabei so zu w¨ ahlen, daß die Kohleteilchen bereits vor der Vermischung mit der Sekund¨ arluft z¨ unden. Strahlbrenner werden fast ausschl. bei Tangentialfeuerungen verwendet, vgl. Abb. 6.14. Bei dieser Feuerung sind die Brennerstrahlen auf einen Kreis in der Feuerraummitte ausgerichtet. Dadurch entsteht in der Brennkammer eine Drallstr¨ omung, die infolge Turbulenz die Vermischung f¨ordert und damit den Ausbrand und die Stabilit¨ at der Flamme erh¨ oht. Um einen m¨oglichst langen Flammenweg zu erreichen, sind die Brenner in den Ecken des Feuerraums angeordnet. Im Vergleich zu den Wirbelbrennern erfolgt die turbulente Vermischung von Brennstoﬀ und Luft wegen der Parallelf¨ uhrung der Strahlen zun¨ achst langsamer und ergibt einen verz¨ ogerten Verbrennungsablauf. Bei dieser Konstruktion ist die Stufenverbrennung, die zur Reduzierung der Stickoxidbildung eingef¨ uhrt wurde, bereits von der Grundkonzeption her gegeben. Zu einer weiteren Verminderung der Stickoxidbildung werden die Brenner in einer Tangentialfeuerung oft mit abgesenkten Luftzahlen betrieben und die u ¨brige Verbrennungsluft wird als Ausbrandluft (over ﬁre air) im Oberteil des Brennraumes zugegeben.

154

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Ausbrandluft

Oberluft

Öl

Kohle Zwischenluft Kohle Unterluft Öl

Abbildung 6.14. Anordnung von Strahlbrennern in einer Tangentialfeuerung f¨ ur Steinkohle (EVT). Die Ober- und Unterluftd¨ usen eines jeden Brenners, die hier ¨ aus zwei Kohle- und drei Luftd¨ usen bestehen, sind gleichzeitig als Olbrenner zur Z¨ undung bzw. St¨ utzung der Kohlenﬂamme ausgef¨ uhrt. Bei einer Feuerung f¨ ur eine 750 MW-Anlage werden typischerweise 16 Brennergruppen in vier Lagen angeordnet. Jede Brennergruppe hat eine Brennleistung von etwa 160 MW. Der Abstand vom untersten zum obersten Brenner einer Brennerecke betr¨ agt ca. 25 m.

Die Brenner in einer Tangentialfeuerung sind in der Regel zu Gruppen zusammengefaßt. Die Brenner einer Gruppe werden entweder in einer H¨ohenlage (bei Steinkohle) oder einer Feuerraumecke (bei Braunkohle) angeordnet. Die Zuf¨ uhrung des Kohlenstaub/Luftgemisches aus den M¨ uhlen erfolgt derart, daß jeweils die Brenner einer Gruppe von derselben M¨ uhle versorgt werden. In Abb. 6.15 ist das Schema einer Tangentialfeuerung f¨ ur Steinkohle mit allen Hilfsmaschinen dargestellt. Bei Wirbel- oder Drallbrennern werden die Prim¨ar- und Sekund¨arluftstrahlen mit konzentrisch zueinander angeordneten, ringf¨ormigen D¨ usen in den Feuerraum eingeblasen. Die Sekund¨ arluft wird dabei in einen zentral zugef¨ uhrten Kernluftstrom und einen ¨ außeren Teilstrom aufgeteilt, siehe Abb. 6.16. Durch ein axial durchstr¨ omtes, verstellbares Schaufelgitter kann beiden Sekund¨ arluftstr¨ omen ein Drall aufgepr¨agt werden.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

Öl

155

Ebene 4

3

2

1

1

2

3

4

Kohle

REA Saugzug E-Filter REA

zum Kamin

Dampfluvo Frischlüfter Rg. Luvo

M

zur Ebene 1 2 3 4

Luft Ansaugung

Primärlüfter

M

M

M

Mühlen

Abbildung 6.15. Schema einer Tangentialfeuerung f¨ ur Steinkohle in Lagenschaltung (EVT). Die Verbrennungsluft wird mit dem Frischl¨ ufter aus dem Freien oder dem Kesselhaus angesaugt. Die Prim¨ arluft, die als Tragluft den Kohlenstaub aus den M¨ uhlen zu den Brennern f¨ ordert, wird mit dem Prim¨ arl¨ ufter vom Gasstrom abgezweigt. Die Rauchgase werden vom Saugzug u armer und das ¨ber den Luftvorw¨ Elektroﬁlter zu den Rauchgasreinigungsanlagen und schließlich zum Kamin gef¨ ordert

Die Vermischung erfolgt auch hier infolge der Geschwindigkeitsdiﬀerenz zwischen dem Prim¨ arluftstrahl mit 18–25 m/s und den Sekund¨arluftstrahlen mit 30–50 m/s. Bei ausreichendem Drall der Sekund¨arluft I ist der Hauptstr¨ omung eine Sekund¨ arstr¨ omung in Form einer Rezirkulation u ¨berlagert, vgl. Abb. 6.17. Infolge dieser Rezirkulation kommt es zu einer Stabilisierung des Z¨ undvorganges in Brennern¨ ahe, wobei der Ort der Z¨ undung durch Variation des Dralls in Grenzen beeinﬂußt werden kann. Die Unterteilung in die Sekund¨ arstr¨ ome I und II ist durch die Entwicklung zur stickoxidarmen Verbrennung bedingt. Die zum vollst¨andigen Ausbrand der Flamme notwendige Luft wird u ¨ber den ¨außeren Ringquerschnitt zugef¨ uhrt. Diese Stufenluft vermischt sich mit den Rauchgasen aus dem Feu-

156

6 Feuerungssysteme und -anlagen Sekundärluft Tertiärluft Primärluft (Kohle) Tertiärluft Kernluft

Öl

¨ Abbildung 6.16. Kombinierter Drallbrenner f¨ ur Kohle und Ol

Mantelluft

Kernluft

Stufenluft KohlenstaubLuftgemisch Abbildung 6.17. Schema des Mischvorgangs bei Drallbrennern

erraum, bevor sie mit der bis dahin unterst¨ ochiometrisch betriebenen Flamme zur Vermischung kommt. Im Unterschied zu den Strahlbrennern k¨onnen Drallbrenner als Einzelbrenner betrieben werden, weshalb f¨ ur ihre Anordnung in der Brennkammer ein gr¨ oßerer Freiheitsgrad besteht. Wirbelbrenner werden auf einer Seite oder – bei Anlagen mit mehr als ca. 1 000 MW W¨armeleistung – auf zwei gegen¨ uberliegenden Seiten der Brennkammer angeordnet. ¨ und Gasbrenner 6.2.2.4.1 Z¨ undeinrichtungen f¨ ur Kohlenstaub-, OlAufgabe eines Brenners ist es, in den Feuerraum einen geforderten W¨armestrom in Form einer Flamme einzubringen. Dazu wird ein kontinuierlicher Brennstoﬀ/Luftstrom in die Brennkammer eingeblasen und, sobald er mit dem Brenner vermischt wurde, stetig verbrannt. Die Atmosph¨are in der Brennkammer ist daher inert und es kann insbesondere zu keiner Ansammlung explosionsf¨ ahigen Gemisches kommen. Die sichere Z¨ undung des Brennstoﬀ/Luftstromes durch die Bereitstellung der notwendigen Z¨ undenergie ist

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

157

somit die wichtigste Aufgabe einer Feuerung. F¨ ur das Anfahren einer Feuerung werden dazu spezielle Z¨ undvorrichtungen (Z¨ undbrenner) vorgesehen. Eine solche Z¨ undvorrichtung kann z.B. aus zwei Elektroden bestehen, zwischen denen durch Anlegen einer hohen Spannung ein elektrischer Lichtbogen aufgespannt wird. Mit diesem Lichtbogen wird die Z¨ undenergie f¨ ur das Gas/Luft-, ¨ Ol/Luftoder auch Kohlenstaub/Luftgemisch eines kleineren Brenners bereitgestellt, vgl. Abb. 6.18. Dieser Brenner ist so zu bemessen, daß mit ihm die Betriebsbrenner gez¨ undet werden k¨ onnen. Bei Kraftwerksfeuerungen haben die Z¨ undbrenner eine Leistung von 0,1–1 MW.

Am Flammhalter wird eine Zirkulationsstr¨ omung erzeugt ¨ und mit der Olzufuhr begonnen.

¨ Der Olnebel wird mittels eines elektrischen Funkens entz¨ undet.

Nach der Z¨ undung wird die Flamme stabilisiert.

Abbildung 6.18. Z¨ undbrenner

6.2.2.5 Feuerungsanlagen f¨ ur Kohle Wegen der großen Bandbreite in den Verbrennungseigenschaften der verschiedenen Kohlen wurden unterschiedliche Feuerungssysteme entwickelt, die sich in der Brennstaubeinblasung und der Entaschung unterscheiden. Bei der Brennstaubeinblasung ist zwischen Direkteinblasung, Zwischenabscheidung und der Zwischenbunkerung zu diﬀerenzieren, vgl. Abb. 6.19. Feuerungen f¨ ur Stein- und Braunkohle werden bevorzugt mit direkter Staubeinblasung ausgef¨ uhrt, vgl. Teilbild a. Dieses System ist einfach und erfordert den geringsten Aufwand f¨ ur Erstellung und Betrieb.

158

6 Feuerungssysteme und -anlagen

a)

b)

4 2

1

c)

4

4

2

1

2

1 10

10

9

10

8

6

6 7 3

1 2 3 4 5

6

3

3

Kohlenbunker Rauchgasabsaugung Kaltluftzugabe zur Temperaturregelung Heißluft-Zuf¨ uhrung Sichter

6 7 8 9 10

5

Brenner Abscheider/Staubbunker E-Filter f¨ ur Kohlenstaub Br¨ udenbrenner Brennkammer

Abbildung 6.19. Feuerungssysteme f¨ ur Staubfeuerungen: a) direkte Einblasung, b) indirekte Einblasung, c) direkte Einblasung mit Br¨ udentrennung

Bei der Zwischenbunkerung wird der Brennstaub von den wasserdampfhaltigen Trocknungsgasen getrennt, die mit einem separaten Brenner – dem Br¨ udenbrenner – in die Brennkammer eingeleitet werden, und zun¨achst in einem Zwischenbunker“ bevorratet. Je nach den Erfordernissen f¨ ur eine sta” bile Z¨ undung und der geforderten Feuerleistung wird der Brennstaub aus dem Bunker abgezogen, mit Prim¨ arluft hoher Temperatur im richtigen Verh¨altnis gemischt und in die Brennkammer eingeblasen, vgl. Teilbild b. Dieses Verfahren wird z.B. bei Braunkohlen mit einem niedrigen Heizwert (unter ca. 6 000 kJ/kg) und einem hohen Wasser- und Aschegehalt angewendet. Dieses System hat außerdem den Vorteil, daß jederzeit brennfertiger Staub in ausreichender Menge zur Verf¨ ugung steht und somit die Regelf¨ahigkeit verbessert wird. Die Zwischenabscheidung verbindet die Vorteile der Zwischenbunkerung mit dem einfacheren Aufbau der Direkteinblasung, vgl. Teilbild c. Sie eignet sich sowohl f¨ ur ballastreiche niederﬂ¨ uchtige Kohlen als auch hochwasserhaltige Braunkohlen. Durch die Abscheidung der Trocknungsgase kann auch hier ein Prim¨ arstrahl mit der f¨ ur eine sichere Z¨ undung erforderlichen Staubbeladung erzeugt werden. Durch die Entfernung der Feuchtigkeit werden zudem h¨ohere Verbrennungstemperaturen erreicht, wodurch die Z¨ undung zus¨atzlich unterst¨ utzt wird. Bez¨ uglich des Ascheaustrags aus der Brennkammer unterscheidet man zwischen Anlagen mit trockenem und ﬂ¨ ussigem Abzug, die als Trockenfeuerungen bzw. Schmelzfeuerungen bezeichnet werden. Staubfeuerungen f¨ ur Kohlen mit mehr als 20% Fl¨ uchtigen und weniger als ca. 40% Asche werden heute als Trockenfeuerungen mit direkter Kohlenstau-

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

159

Sekundärkammer Brenner Ausmauerung Schmelzkammer Fangrost Schlackenabzug

Abbildung 6.20. Aufbau einer Schmelzfeuerung (schematisch). Bei der hier dargestellten U-Schmelzkammer werden Wirbelbrenner eingesetzt. Es sind Anlagen mit Feuerungsleistungen zwischen 100 und 2 400 MW in Betrieb

beinblasung ausgef¨ uhrt; f¨ ur Kohlen mit weniger als ca. 20% Fl¨ uchtigen und mehr als 20% Asche werden dagegen Schmelzkammern verwendet. Bei der Trockenfeuerung wird die Asche in gesinterter Form als Schlacke oder als Staub trocken aus der Brennkammer abgezogen. Die Schlacke wird durch die Schwerkraft in der Brennkammer in den Brennkammertrichter abgeschieden, w¨ ahrend der Staub von den Rauchgasen aus der Brennkammer ausgetragen und erst in den Staubﬁltern gesammelt wird. Erfahrungsgem¨aß f¨ allt etwa 10–15% der eingebrachten Asche als Schlacke an; der Abtransport erfolgt mit Kratzern und Transportb¨ andern. Die Schmelzfeuerung unterscheidet sich von der Trockenfeuerung dadurch, daß die Verbrennung in einem eng umbauten Raum erfolgt. Die W¨ande der Schmelzkammer sind mit einer keramischen Masse ausgekleidet. Diese Auskleidung hat zwei Aufgaben: • Sie sch¨ utzt die Wand vor Korrosionen, und • sie verhindert eine zu große W¨ armeabfuhr. Die Auslegung einer Schmelzkammer muß eine Rauchgas- oder Flammentemperatur in der Brennkammer gew¨ ahrleisten, die um etwa 100–200◦ C u ¨ber der Schlackenﬂießtemperatur der Kohle liegt. Unter dieser Bedingung scheiden sich etwa 50–60% der mit dem Brennstoﬀ eingebrachten Asche an den W¨ anden der Kammer ab und k¨ onnen in ﬂ¨ ussiger Form abgezogen werden. Die Restasche wird durch die Rauchgase aus der Brennkammer ausgetragen und im Staubﬁlter abgeschieden. Der Einbindegrad einer Schmelzfeuerung, darunter versteht man das Verh¨ altnis der in ﬂ¨ ussiger Form abgezogenen Schlacke zur zugef¨ uhrten Brennstoﬀasche, liegt damit bei 40 bis 60%. Der Einbindegrad ist von der Bauart der Feuerung und der eingesetzten Kohle abh¨angig. Durch R¨ uckf¨ uhren der Filterasche in die Schmelzkammer kann die gesamte Brennstoﬀasche in granulierte Schlacke u uhrt werden. ¨berf¨ Dazu wird die ﬂ¨ ussige Asche als Strahl aus der Schmelzkammer abgezogen und in ein Wasserbad eingeleitet. Durch die schnelle Abk¨ uhlung f¨allt die Schlacke als Granulat an, das im Straßenbau oder als Kiesersatz in der Bauindustrie verwendet werden kann. Wegen seiner glasartigen“ Konsistenz ist ei” ne Deponierung des Granulats ohne besondere Vorsorgemaßnahmen m¨oglich,

160

6 Feuerungssysteme und -anlagen

dar¨ uber hinaus nimmt das Granulat nur etwa ein Drittel des Raumes ein, den Flugasche ben¨ otigen w¨ urde. Hinsichtlich des Betriebsverhaltens unterscheiden sich Schmelzfeuerungen erheblich von Trockenfeuerungen. So ist z.B. die Mindestlast, die bei Trockenfeuerungen bei ca. 35% liegt, bei Schmelzfeuerungen niedriger (25%), da die hohen Temperaturen bereits eine gute Z¨ undung gew¨ahrleisten. Bei geringen Lasten kann allerdings nicht mehr mit einem ﬂ¨ ussigen Ascheabzug gerechnet werden; die Asche sammelt sich vielmehr im Schmelzraum an und wird erst bei Laststeigerungen wieder ausgeschmolzen. Von den Bauarten, die f¨ ur Schmelzfeuerungen entwickelt wurden, hat sich die U-Feuerung durchgesetzt, ein Ausf¨ uhrungsbeispiel ist in Abb. 6.20 gegeben. Schmelzfeuerungen haben aber auch eine Reihe von Nachteilen. Zu nennen sind: • hohe NOx -Emissionen, ca. 1 000–1 500 mg/m3 Rauchgas, • eine in der Tendenz geringere Verf¨ ugbarkeit, • der Betrieb erfordert mehr Aufmerksamkeit. Diese Nachteile f¨ uhren letztlich zu h¨ oheren Kosten; Schmelzfeuerungen werden deshalb nur noch f¨ ur niederﬂ¨ uchtige Kohlen angewandt, die in Trokkenfeuerungen nur schwer verfeuert werden k¨ onnen. 6.2.2.6 Stickoxidbildung und m¨ ogliche Minderungsmaßnahmen Die Bildung von Stickoxiden in den Großfeuerungsanlagen ist ein ¨außerst komplexer Vorgang, f¨ ur den z.Zt. noch keine geschlossene Theorie besteht. Aus zahlreichen grundlegenden Untersuchungen wurden aber Erkenntnisse gewonnen, die eine qualitative Beschreibung erm¨ oglichen. Man unterscheidet drei Arten von Bildungsmechanismen: 1. Art: Thermisches NOx , 2. Art: Promptes NOx , 3. Art: Brennstoﬀ-NOx . Als thermisches NOx bezeichnet man die Stickoxide, die nach dem Zeldovich-Mechanismus bei entsprechend langer Verweilzeit der Verbrennungsgase in Temperaturbereichen oberhalb von ca. 1 300◦ C aus molekularem Stickstoﬀ entstehen [9]. Die Bildungsrate nimmt dabei exponentiell mit der Temperatur zu und ist dar¨ uber hinaus proportional zum Sauerstoﬀpartialdruck. Die Reaktionen werden mit folgenden Gleichungen beschrieben: ∆h = +315,2 kJ/mol, N2 + O −→ NO + N, ∆h = −134,4 kJ/mol. N + O2 −→ NO + O, Die erste Reaktion ist geschwindigkeitsbestimmend. Dabei wird durch Reaktion atomaren Sauerstoﬀs mit molekularem Stickstoﬀ unter Abspaltung eines Stickstoﬀatoms NO gebildet. Maßgebend ist das Aufbrechen der stabilen N2 Bindung, die oberhalb von 1 300◦ C einsetzt.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

161

Der von Fenimore [10] eingef¨ uhrte Begriﬀ des Prompten NOx bezeichnet Stickoxide, deren Bildung durch C-haltige Radikale ausgel¨ost wurde und die nach folgender Reaktionskette gebildet werden: Cp Hq + N2 −→ Cp Hq N + N, CH + N2 −→ HCN + N, wobei N mit O2 weiterreagiert und schließlich NO bildet. In technischen Flammen ist dieser Mechanismus von untergeordneter Bedeutung. Brennstoﬀ-NOx entsteht aus dem im Brennstoﬀ in organischer Form gebundenen Stickstoﬀ. Er ist chemisch nicht so stark gebunden wie im N2 -Molek¨ ul und wird daher relativ leicht bereits bei m¨aßiger Temperatur freigesetzt. Mit steigendem Stickstoﬀgehalt des Brennstoﬀes erh¨oht sich auch die NOx Bildung, allerdings degressiv. Hierbei ist die Umwandlungsrate ferner vom Verh¨ altnis des N- zum O-Gehaltes der Kohle abh¨angig [11]. Nach den bestehenden Kenntnissen haben folgende Auslegungsgr¨oßen einen Einﬂuß auf die NOx -Bildung in Kraftwerksfeuerungen: • • • • •

Brennkammerbelastung, Luft¨ uberschuß, Verbrennungslufttemperatur, Brennereinstellung, Verschmutzungsgrad der Brennkammer.

Aufgrund der gewonnenen reaktionskinetischen, thermodynamischen und technologischen Gesetzm¨ aßigkeiten der NOx -Bildung in Großfeuerungsanlagen wurde zu deren Verminderung eine Technik entwickelt, die als eine Art pyrolisierende Verbrennung bezeichnet werden kann. Um einen solchen Verbrennungsablauf herbeizuf¨ uhren, ist bei der Verbrennung mit O2 -armen Zonen zu arbeiten. Brennstoﬀ und Verbrennungsluft werden dazu derartig u ¨ber die Brennkammerh¨ ohe verteilt zugef¨ uhrt, daß zun¨ achst eine brennstoﬀreiche Zone entsteht und die zur Sicherstellung einer vollst¨ andigen Verbrennung erforderliche Restluftmenge erst in der Ausbrandzone der Feuerung zugef¨ uhrt wird. Mit einer solchen Feuerf¨ uhrung werden nicht nur Temperaturspitzen vermieden, vielmehr wird eine langsame Verbrennung in langen Flammen mit geringer NOx -Bildung erreicht. Eine Verminderung der NOx -Bildung wird weiter durch eine Absenkung der Verbrennungslufttemperatur und eine Rauchgasrezirkulation erreicht. Abh¨ angig vom Brennstoﬀ, aber auch der Bauart der Feuerung, variieren die bei Großanlagen erreichten NOx -Emissionen erheblich. Bei Anlagen mit einer Tangentialfeuerung k¨ onnen bei sachgerechter Anwendung der beschriebenen Prim¨ armaßnahmen die in Tabelle 6.5 genannten Grenzwerte eingehalten werden. Zur Zeit ist bei den Staubfeuerungen keine technische Entwicklung abzusehen, die f¨ ur den Brennstoﬀ Steinkohle eine wesentliche Absenkung der NOx Emissionen mit Prim¨ armaßnahmen erm¨ oglichen w¨ urde. F¨ ur die Einhaltung der vorgeschriebenen Grenzwerte ist damit die Anwendung von Sekund¨armaßnahmen unumg¨ anglich, vgl. hierzu auch Kap. 11.

162

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Tabelle 6.5. Erreichbare NOx -Werte f¨ ur Großfeuerungsanlagen (W¨ armeleistung > 300 MW)a Brennstoﬀ

NOx -Konzentration [mg/m3 ]

Erdgas Erd¨ ol Braunkohle Steinkohle-Trockenfeuerung Steinkohle-Schmelzfeuerung

100– 200 150– 250 150– 200 500– 700 1 000–1 500

a

Gerechnet als NO2 und bezogen auf ein Rauchgas mit einem Sauerstoﬀgehalt von 6%.

6.2.2.7 Brennkammer f¨ ur Trockenfeuerungen Die Brennkammer eines typischen 750 MW-Steinkohlekraftwerkes ist ein Quader von fast 60 m H¨ ohe und einer Seitenl¨ ange von 18 m. In diesen Raum werden pro Stunde mehr als 210 t Kohlenstaub und 2 Mio. m3 Luft mit Hilfe von 32 Brennern eingeblasen, aus denen 2 Mio. m3 Rauchgas entstehen. Der gr¨ oßte Teil der Kohle verbrennt dabei in der N¨ahe der Brenner, die in einer Brennerzone von ca. 25 m H¨ ohe angeordnet sind. ¨ Bei der Dimensionierung einer Brennkammer sind in Ubereinstimmung mit der Brennerkonzeption folgende Kriterien zu beachten: • Das Volumen der Kammer ist so groß zu w¨ahlen, daß die Kohleteilchen am Austritt aus der Kammer vollst¨ andig verbrannt sind. • Die W¨ armefreisetzung ist so vorzunehmen, daß sich an den W¨anden keine Schlackenanbackungen ausbilden. Um zu beurteilen, ob bei einer Auslegung diese Kriterien eingehalten werden, wurden einfache Vergleichszahlen eingef¨ uhrt: QV = QQ = QG =

Q˙ zu VBK Q˙ zu

ABK Q˙ zu

AG

(Volumenbelastung),

(6.10)

(Querschnittsbelastung),

(6.11)

(G¨ urtelbelastung).

(6.12)

Hierin ist: Q˙ zu der in die Brennkammer eingebrachte W¨armestrom, VBK das Brennkammervolumen, ABK der Brennkammerquerschnitt, ache zwischen dem obersten und untersten Brenner. AG die Wandﬂ¨

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

163

Man kann leicht zeigen, daß QV ein Maß f¨ ur die Verweilzeit in der Brennkammer und QQ ein Maß f¨ ur die Rauchgasgeschwindigkeit ist. Richtwerte f¨ ur die Volumen- und Querschnittsbelastung sind in den Tabellen 6.6 und 6.7 zusammengestellt. Die Brennerg¨ urtelbelastung liegt bei mit Steinkohle gefeuerten Anlagen bei 1–1,2 MW/m2 und bei mit Braunkohle gefeuerten bei 1,2–1,5 MW/m2 . Sie ist ein Vergleichsmaß f¨ ur die Flammentemperatur und damit auch f¨ ur die Verschlackungsneigung im Brennerbereich. Tabelle 6.6. Volumenbelastung in MW/m3 W¨ armeleistung [MW]

Steinkohle

Braunkohle

¨ Ol/Gas

100 200 400 800 1 600

0,24 0,22 0,19 0,16 0,13

0,22 0,20 0,17 0,14 0,10

0,36 0,34 0,31 0,28 0,24

Tabelle 6.7. Querschnittsbelastung in MW/m2 W¨ armeleistung [MW]

Steinkohle

Braunkohle

¨ Ol/Gas

100 200 400 800 1 600

2,7 3,3 4,1 5,2 6,3

2,5 3,0 3,5 4,1 4,6

3,5 4,4 5,6 6,9 8,4

Die Brennkammern kohlegefeuerter Anlagen werden so bemessen, daß die Rauchgastemperatur am Austritt aus der Brennkammer nicht wesentlich u ¨ber der Ascheerweichungstemperatur liegt. Um dies zu erreichen, schließt sich an den Flammenraum, in dem die Flamme fast vollst¨andig ausbrennt, ein Strahlraum an. Bei der Festlegung des Flammenraumes st¨ utzt man sich auf Erfahrungswerte; f¨ ur eine Absch¨ atzung kann auch die Ausbrandzeit von Kohleteilchen herangezogen werden. Mit der W¨ armeleistung einer Feuerung nimmt der Anteil des Strahlraumes an der Brennkammer zu, vgl. Abb. 6.21. Aus Abb. 6.21 folgt, daß die Brennkammer bei W¨armeleistungen unter ca. 500 MW nach dem Ausbrand und bei gr¨ oßeren Leistungen nach dem Kriterium der Brennkammerendtemperatur zu dimensionieren ist. Zur Bestimmung der Brennkammerendtemperatur ist die W¨ armeabgabe der Flamme und der heißen Rauchgase an die Umfassungsw¨ ande der Kammer zu berechnen. Zur L¨ osung dieser Aufgabe ist ein mathematisches Modell der Vorg¨ange erforderlich. Dabei ist die Reaktionskinetik der Verbrennung, der Strahlungsw¨arme-

164

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Brennkammerhöhe [m]

austausch mit den W¨ anden und der Str¨ omungsablauf zu ber¨ ucksichtigen. Ein solches Modell w¨ urde exakte Ergebnisse liefern, wenn man es auf die Nachbildung bekannter physikalischer und chemischer Vorg¨ange aufbauen k¨onnte und alle Stoﬀwerte bekannt w¨ aren. Bisher ist es allerdings nicht gelungen, ein derartiges Modell f¨ ur eine große Kohlenstaubfeuerung zu entwickeln. F¨ ur die Modellierung des W¨ armeaustausches werden z.Zt. einfache Beziehungen verwendet, mit denen es m¨ oglich ist, aus Erfahrung gewonnene Ergebnisse zu extrapolieren. 80

BrennkammerEndtemperatur 1100°C

60 1230°C

40 Ausbrandgrenze

20

0 0

200

600 400 Dampfleistung [kg/s]

Abbildung 6.21. Ausbrandgrenze und Brennkammerendtemperatur bei Steinkohlen-Tangentialfeuerungen. Dabei entspricht 1 kg/s Dampfleistung 3,6 MW W¨ armeleistung

F¨ ur eine erste Absch¨ atzung des W¨ armeaustausches zwischen den Flammen in der Brennkammer und den Umfassungsw¨anden geht man von einer mittleren Temperatur T RG des Rauchgases und einer mittleren Wandtempeur den W¨ armestrom von der Flamme zur Wand gilt dann das ratur T W aus. F¨ Stefan-Boltzmann’sche Gesetz:6 4 4 Q˙ FW = εFW σS AW T −T . (6.13) RG

W

Die weiteren Gr¨ oßen sind: altnis zwischen Flamme und Wand, εFW Emissionsverh¨ σS Strahlungszahl des schwarzen K¨ orpers AW wirksame Wandﬂ¨ ache der Brennkammer.7 In dieser Form gilt die Gleichung f¨ ur graue K¨ orper. F¨ ur einen grauen K¨orper ist das Verh¨ altnis seiner Emissionsleistung E(T ) im Gegensatz zu einem schwarzen K¨ orper σS T 4 nicht von der Temperatur abh¨angig. F¨ ur technische 6

7

F¨ ur eine ausf¨ uhrliche Darstellung vgl. [9], [12] und [13]. Es sei darauf hingewiesen, daß durch die nicht berechenbare Belagbildung an den Feuerraumw¨ anden (Verschmutzungen bzw. Verschlackungen) die W¨ arme¨ ubertragungsverh¨ altnisse sehr stark beeinﬂußt werden. AW ist die projizierte Fl¨ ache der Brennkammer und nicht die Oberﬂ¨ ache.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

165

Zwecke k¨ onnen strahlende K¨ orper und Flammen als grau angenommen werden. εFW kann durch die Emissionskoeﬃzienten der heißen Rauchgase εF und uckt werden: der Wand εW ausgedr¨

−1 1 1 εFW = + −1 . (6.14) εF εW ur technische εF und εW sind experimentell zu ermitteln, vgl. Tabelle 6.8 f¨ Oberﬂ¨ achen. Tabelle 6.8. Emissionskoeﬃzienten f¨ ur technische Oberﬂ¨ achen Material

εW

Gußeisen oxidiert Stahl oxidiert Stahl poliert Schlacke

0,5 –0,7 0,6 –0,8 0,07–0,1 0,6 –0,7

Die W¨ armestrahlung heißer Rauchgase setzt sich aus der Festk¨orperstrahlung der Asche- und Rußpartikeln und der Gasstrahlung der mehr als zweiatomigen Rauchgaskomponenten zusammen. Sie ist abh¨angig von der Brennstoﬀart und der Schichtdicke des Gases. Bei der Berechnung von εF geht man von dem Ansatz (6.15) εF = ε∞ 1 − exp(−k s) aus. Hier ist s die Schichtdicke des Gases, k ein Flammenparameter, der mit zunehmendem Ausbrand abnimmt, und ε∞ die experimentell zu bestimmende Emissionszahl f¨ ur eine große Schichtdicke. ε∞ ist vom Brennstoﬀ und der Art der Flamme abh¨angig, wobei die Werte aus Tabelle 6.9 verwendet werden k¨ onnen. k ist ebenfalls experimentell zu ermitteln und liegt im Mittel zwischen 0,75 (leuchtende Flammen) und 0,5 (blaue Flammen). Tabelle 6.9. Emissionskoeﬃzienten f¨ ur große Schichtdicke Brennstoﬀ

ε∞

Steinkohle, Braunkohle, Torf Heiz¨ ol Erdgas

0,55–0,8 0,6 –0,85 0,4 –0,6

Der W¨ armestrom (6.13) ist gleich der Abk¨ uhlung des Rauchgasstroms von der adiabaten Temperatur Tad auf die Temperatur TE am Brennkammerende:

166

6 Feuerungssysteme und -anlagen

˙ RG cpRG Tad − TE . Q˙ FW = m

(6.16)

Hier ist m ˙ RG der Rauchgasstrom und cpRG die mittlere speziﬁsche W¨armekapazit¨ at des Rauchgases zwischen Tad und TE . ¨ Uber die mittlere Brennkammertemperatur ist eine Annahme zu treﬀen, wobei es u ¨blich ist, T BK = Tad TE (6.17) zu setzen. Damit ergibt sich aus der W¨ armebilanz: εFW σS AW T 2 T 2 − T 4 = m ˙ RG cpRG Tad − TE . ad E

W

Aus (6.18) folgt nach einer Division durch T 4 ad

2

4 T TW TE + Ko E = + Ko Tad Tad Tad

(6.18)

(6.19)

mit Ko =

m ˙ RG cpRG εFW σS AW T 3

.

(6.20)

ad

¨ Ko ist ein dimensionsloser Ahnlichkeitsparameter, der Konakow-Zahl genannt wird. Mit der vorstehenden Gleichung kann der Mittelwert der Brennkammerendtemperatur TE sofort berechnet werden. Allerdings besteht eine Unsicherheit bzgl. der Wandtemperatur TW und auch der Emissionszahl FW : Bereits bei geringen Ascheablagerungen liegt die Temperatur auf der Oberﬂ¨ache der abgelagerten Schicht weit u ¨ber der Metalltemperatur und kann bei dicken Schichten die Schmelztemperatur der Asche u ¨berschreiten. Tritt dieser Fall ein, ﬂießt die dann ﬂ¨ ussige Asche an der Wand ab und kann zu einer Verschlackung der Brennkammer f¨ uhren. Durch die Ascheablagerung wird auch εFW beeinﬂußt, Erfahrungswerte sind in Tabelle 6.10 angegeben. Tabelle 6.10. Emissionsverh¨ altnis zwischen Gas und Wand Feuerungstyp

εFW

Steinkohlen Braunkohlen ¨ Ol Erdgas

0,30–0,45 0,40–0,55 0,45–0,6 0,55–0,7

Die hier angegebene Methode erm¨ oglicht eine Absch¨atzung der Brennkammerendtemperatur. Dabei ist aber zu beachten, daß die gr¨oßte Unsicherheit durch den nur schwer erfaßbaren Verschmutzungszustand der Brennkammer

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

167

bedingt ist und insofern auch eine formal genauere Rechenmethode keine wesentliche Verbesserung bringen w¨ urde. Unabh¨ angig davon ist aber die Berechnung der bei der Verbrennung ablaufenden Vorg¨ange einschl. des W¨armeaustausches von prinzipiellem Interesse und deshalb das Ziel vieler Forscher. Beispiel 6.4. Mit den Vergleichszahlen QV (Volumenbelastung) und QQ (Querschnittsbelastung) soll die Dimension einer Brennkammer eines steinkohlegefeuerten 740 MW-Blocks bestimmt werden. Weiter sollen die Brennkammerendtemperatur TE und die mittlere Brennkammertemperatur T BK mit dem Stefan-Boltzmann’schen Gesetz f¨ ur die ermittelten Abmessungen der Brennkammer bestimmt werden. Wie w¨ urde sich die Brennkammerendtemperatur ¨ andern, wenn sich auf den W¨ anden eine d¨ unne Schlackenschicht mit einer Oberﬂ¨ achentemperatur von 900◦ C bildet? Vorgaben: Zugef¨ uhrte W¨ armemenge: Q˙ = 1 821 MW, zu

Volumenbelastung: Querschnittsbelastung: Emissionsverh¨ altnis zwischen den heißen Gasen und der Wand: Stefan-Boltzmannkonstante: Rauchgasmassenstrom: mittlere speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at des Rauchgases: adiabate Verbrennungstemperatur: Wandtemperatur:

QV = 0,12 MW/m3 , QQ = 5,9 MW/m2 , εFW = 0,3, σS = 5,67 · 10−8 W/m2 K4 , m ˙ RG = 821 kg/s, cpRG = 1,345 kJ/kgK, Tad = 2 100 K (n = 1,25), TW = 710 K.

L¨ osung. Nach den Deﬁnitionen der Vergleichszahlen f¨ ur die Volumenbelastung QV und die Querschnittsbelastung QQ erh¨ alt man f¨ ur das Volumen der Brennkammer VBK =

Q˙ zu QV

= 15 175 m3 .

F¨ ur die Querschnittsﬂ¨ ache ABK der Brennkammer ergibt sich aus der Querschnittsbelastung ABK =

Q˙ zu QQ

= 308,64 m2 .

Bei der Wahl einer quadratischen Querschnittsﬂ¨ ache resultiert eine Seitenl¨ ange der Brennkammer aBK =

ABK = 17,57 m.

Die Brennkammerh¨ ohe betr¨ agt hBK = VBK /ABK = 49,17 m. Aus den Gleichungen (6.13) und (6.17) kann eine Beziehung f¨ ur die Brennkammerendtemperatur TE gefunden werden:

168

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Q˙ FW = εFW σS AW T 2 T 2 − T 4 ad E

.

W

Der W¨ armestrom Q˙ FW wird durch (6.16) ersetzt, woraus

m ˙ RG cpRG Tad − TE = εFW σS AW T 2 T 2 − T 4 ad E

W

resultiert. Diese Gleichung ist bzgl. TE quadratisch und wird entsprechend umgestellt. Von den beiden m¨ oglichen L¨ osungen ist nur diejenige physikalisch sinnvoll, die einen positiven Wert ergibt. Das Ergebnis lautet somit TE = −

m ˙ RG cpRG 2 εFW σS AW T 2

+

ad

2

m ˙ RG cpRG

+

2 εFW σS AW T 2

m ˙ RG cpRG Tad + εFW σS AW T 4

0,5

W

.

εFW σS AW T 2

ad

ad

Die Brennkammerendtemperatur kann auch unter Benutzung der Konakow-Zahl ausgedr¨ uckt werden: TE = −

Ko Tad 2

+

Ko Tad 2

2 +

T2 ad

Ko +

TW

4

0,5

Tad

.

Setzt man die gegebenden Zahlenwerte in die Gleichungen ein, ergibt sich eine Brennkammerendtemperatur von TE = 1 493 K = 1 220◦ C. Unter Verwendung von (6.17) erh¨ alt man eine mittlere Brennkammertemperatur von T BK = 1 771 K = urden sich diese Werte auf TE = 1 498◦ C. Bei Bestehen einer Schlackenschicht w¨ ohen. 1 549 K = 1 276◦ C und T BK = 1 804 K = 1 531◦ C erh¨

6.2.2.8 Einsatzbereiche der Staubfeuerungen F¨ ur die Verbrennung fester Brennstoﬀe haben sich Staubfeuerungen als besonders geeignet erwiesen. Vorteile bietet diese Technik insbesondere im Hinblick auf das Betriebsverhalten, z.B. bei schnellem Anfahren, großen Last¨anderungen und bei Einsatz eines weiten Brennstoﬀbandes. Bei großen Anlagen bieten sich Staubfeuerungen besonders wegen der M¨ oglichkeit zur Automatisierung an. Bei den g¨angigen Brennstoﬀen ist derzeit keine Leistungsgrenze erkennbar. Nach dem derzeitigen Stand der Erfahrung kann weiter gesagt werden, daß die gegenw¨ artigen Emissionsgrenzwerte f¨ ur die NOx -Emission bei Braunkohlenfeuerungen mit Maßnahmen an der Feuerung allein (Prim¨armaßnahmen) eingehalten werden k¨ onnen, bei Steinkohlenfeuerungen aber Sekund¨armaßnahmen notwendig sind. Ein Nachteil der Staubfeuerungen ist der relativ große Kraftbedarf f¨ ur die Kohlem¨ uhlen und die Frischluftgel¨ ase. Wegen der Komplexit¨at der Anlagen ist ferner eine betriebsbegleitende Wartung erforderlich.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

169

6.2.3 Wirbelschichtfeuerungen 6.2.3.1 Grundlagen Die Wirbelschichttechnik wurde industriell erstmals in den zwanziger Jahren von Franz Winkler bei BASF f¨ ur die Vergasung von Kohle eingesetzt. F¨ ur die Verfeuerung wird sie jedoch erst seit etwa 1970 verwendet, obwohl zwischen beiden Anwendungen kein prinzipieller Unterschied besteht. Eine Wirbelschicht entsteht dann, wenn durch eine Schicht gleichartiger Feststoﬀteilchen, die sich als Sch¨ uttung auf einem f¨ ur eine Gasstr¨omung durchl¨ assigen Anstr¨ omboden beﬁnden, von unten her ein Gasstrom in solcher St¨ arke gef¨ uhrt wird, daß die Teilchen in eine selbstdurchmischende Bewegung geraten. Die vom Gasstrom getragene Wirbelschicht nimmt dabei als Ganzes ein ﬂ¨ ussigkeits¨ ahnliches Verhalten an. In diesem Zustand ist der Druckabfall in der Gasstr¨ omung im Gleichgewicht mit dem Gewicht der Wirbelschicht, vgl. Abb. 6.1. Die Wirbelschicht hat dann den sogenannten Lockerungspunkt erreicht. Die auf den leeren Bettquerschnitt bezogene Gasgeschwindigkeit ist dann gleich der sogenannten Lockerungsgeschwindigkeit v = wL . Solange die Feststoﬀteilchen nicht vom Gasstrom ausgetragen werden, spricht man von einer station¨ aren Wirbelschicht, sie ist durch eine deﬁnierte Oberﬂ¨ ache und eine hohe Feststoﬀdichte gekennzeichnet. Bei Teilchengr¨oßen im Millimeterbereich betr¨ agt die hierzu notwendige mittlere Gasgeschwindigkeit f¨ ur eine Sch¨ uttung von Kohle und Sand ca. 1 m/s. Bei der zirkulierenden oder schnellen Wirbelschicht wird die Gasgeschwindigkeit bei gleichen Teilchendurchmessern etwa 4–8 mal gr¨oßer gew¨ahlt. Dadurch werden die Teilchen u angere Strecken vom Gasstrom mitgenommen ¨ber l¨ und es kann sich keine Schicht mit einer hohen Feststoﬀbeladung ausbilden. Allerdings kann Schwarmbildung dazu f¨ uhren, daß sich in lokalen Bereichen Teilchen kollektiv entgegen dem Gasstrom bewegen, es kommt so zu einer internen Rezirkulation. Deshalb ist bei der zirkulierenden Wirbelschicht die Durchmischung der Feststoﬀteilchen untereinander wesentlich intensiver als bei der station¨ aren. Die einzelnen Teilchen bewegen sich abh¨angig von ihrer Masse und Form langsamer als der Gasstrom, ihre Verweilzeit innerhalb der Wirbelkammer kann im Minutenbereich liegen. Die mit dem Gasstrom ausgetragenen Teilchen werden bei der zirkulierenden Wirbelschicht in einem der Wirbelkammer nach geschalteten Zyklon abgeschieden, vgl. Abb. 6.1 und 6.23; die weitgehend partikelfreien Rauchgase werden zu den Kesselheizﬂ¨ achen weitergeleitet, die im Zyklon abgetrennten Partikel ﬂießen durch eine R¨ uckf¨ uhrleitung in die Wirbelkammer zur¨ uck. Der Umlauf bzw. die Zirkulation des Partikelstroms ergibt sich aus der unterschiedlichen Feststoﬀbeladung der Rauchgase in der Wirbelkammer und in der R¨ uckf¨ uhrleitung. Die Ausbildung einer Wirbelschicht ist von einer Reihe von Parametern abh¨ angig. Die wichtigsten davon sind: – Str¨ omungsgeschwindigkeit v in der Wirbelkammer – Abmessung dP , Form und Dichte ρP der Partikel

170

–

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Dichte ρG und kinematische Viskosit¨ at νG des Gases

Diese Parameter k¨ onnen zu dimensionslosen Kennzahlen zusammengefaßt werden, die u ¨blicherweise wie folgt deﬁniert sind: Fr =

v2 = Froude − Zahl g dP

(6.21)

Ar =

d3 g ρ − ρ P P G = Archimedes − Zahl ν2 ρG

(6.22)

Re =

dP v = Reynolds − Zahl ν

(6.23)

Die Archimedes-Zahl kann als das Verh¨ altnis zwischen Auftriebs- und Tr¨agheitskraft eines umstr¨omten Partikels interpretiert werden, die Froude-Zahl ist ein Maß f¨ ur das Verh¨ altnis von Tr¨ agheits- zur Schwerkraft und die ReynoldsZahl stellt das Verh¨ altnis von der Tr¨ agheits- zur Reibungskraft dar. Diese drei Parameter k¨onnen in Form des sogenannten Reh-Diagramms miteinander in Verbindung gebracht werden, vgl. den Abschnitt M in [9]. Mit Hilfe der Kennzahlen, kann der Existenzbereich von Sch¨ uttschicht sowie station¨arer und zirkulierender Wirbelschicht gekennzeichnet werden: – Festbett (Sch¨ uttschicht): – station¨ are Wirbelschicht: – zirkulierende Wirbelschicht: An den Bereich der zirkulierenden Wirbelschicht schließt die Staubfeuerung (Flugstromf¨ orderung) an. Flugstromf¨ orderung setzt ein, wenn die Kraft auf ein umstr¨ omtes Teilchen gleich seinem Gewicht ist: v2 π π = ρP d3p g. (6.24) cw d2p ρG 4 2 6 cw ist der Widerstandskoeﬃzient des Partikels. Bei der Wirbelschichtfeuerung fallen verschiedene wirbelschicht- und verbrennungsspeziﬁsche Eigenschaften so g¨ unstig zusammen, daß die Freisetzung bzw. Bildung von Schadgasen wie SOx , NOx und Halogenverbindungen ohne einen gr¨ oßeren apparativen Aufwand im Brennraum selbst weitgehend vermieden werden kann. Schwefel-, Chlor- und Fluorverbindungen aus dem Brennstoﬀ werden dabei durch Kalksteinzusatz in die als einziges Nebenprodukt anfallende Asche eingebunden. Die Bildung von Stickoxiden wird durch die f¨ ur Wirbelschichten typische Feuerf¨ uhrung unter den zul¨assigen Grenzen gehalten. Der Prozeß der Schwefeleinbindung l¨ auft dabei nach folgendem Mechanismus ab: 1. Teilschritt: 2. Teilschritt:

CaCO3 CaO + SO2 +

1 2

−→ CaO + CO2 O2 −→ CaSO4 .

(Ents¨auerung),

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

171

F¨ ur einen guten Einbindegrad ist es wichtig, daß ein Temperaturbereich von 820–950◦ C eingehalten wird, denn oberhalb von 950◦ C ist das Calciumsulfat thermisch instabil. F¨ ur die Wirksamkeit der Entschwefelung spielen naturgem¨ aß auch kinetische Vorg¨ ange und die dem SO2 zug¨anglichen Reaktionsoberﬂ¨ achen eine wichtige Rolle. Daraus ergibt sich eine Abh¨angigkeit von den Parametern • • • •

Ca/S-Verh¨ altnis in der Brennkammer, Korngr¨ oße des Kalksteins, Porosit¨ at der Kalksteinteilchen und geologische Provenienz.

Neben dem Schwefel werden auch Chlor und Fluor als Chlorid bzw. Flourid gebunden. Hierbei ist zu beachten, daß die Halogene in Kohlefeuerungen durch Pyrohydrolyse in Chlor- und Fluorwasserstoﬀ u uhrt werden. Da¨berf¨ bei verschiebt sich das Gleichgewicht mit steigender Temperatur zu h¨oheren HF- bzw. HCl-Konzentrationen. Gute Abscheidegrade ergeben sich daher nur, wenn im Niedertemperaturbereich (< 600◦ C) eine ausreichend lange Reaktionszeit zur Verf¨ ugung steht. Außer den Filteranlagen f¨ ur die Staubabscheidung werden damit bei Wirbelschichtfeuerungen keine weiteren Rauchgasreinigungsanlagen ben¨otigt. 6.2.3.2 Station¨ are Wirbelschichtfeuerungen Bei station¨ aren Wirbelschichten liegt die Wirbelgeschwindigkeit bei 1–2 m/s und ist damit um das zwei- bis dreifache h¨ oher als die Lockerungsgeschwindigkeit. Das Gas durchstr¨ omt die u ¨blicherweise 1–1,5 m hohe Schicht, die bei Feuerungsanlagen zu ca. 96% aus Inertmaterial und Kalk besteht, zum großen Teil in Form von Blasen. Dabei wird Feinkorn, dies sind Partikelfraktionen aus der thermischen Zerst¨ orung und dem Abbrand von Kohleteilchen, durch das Gas aus der Schicht ausgetragen, durch die Anlage transportiert und schließlich im Staubﬁlter abgeschieden. Aus diesem Vorgang resultiert der gr¨oßte Teil der Feuerungsverluste bei Wirbelschichtfeuerungen. Bei den meisten Brennstoﬀen ist zur Verminderung des Feuerungsverlustes eine R¨ uckf¨ uhrung von Filterasche in die Brennkammer notwendig. Der Betriebsbereich einer station¨ aren Wirbelschicht ist durch folgende Kennzahlenbereiche eingegrenzt: 50 < Ar < 104 und 102 < Fr < 5 · 103 .

(6.25)

Hierbei ist Ar die Archimedes-Zahl nach (6.22) und Fr die Froude-Zahl gem¨aß (6.21). Der prinzipielle Aufbau einer Feuerungsanlage mit einer station¨aren Wirbelschicht ist in Abb. 6.22 dargestellt. Es sind folgende Komponenten notwendig: • Brennstoﬀbunker, • Kalkbunker, • Brennstoﬀzuteiler und Kalkdosierung,

172

6 Feuerungssysteme und -anlagen Abgas (~150°C) Frischluft

Kohle

Kalk Eco

Luvo

Überhitzer

Tauchheizflächen Ascheabzug

• • • • • •

Abbildung 6.22. Feuerungsanlage mit station¨ arer Wirbelschicht

Wirbelschichtbrennkammer mit den Tauchheizﬂ¨achen, Frischluftgebl¨ase mit Leitungen, St¨ utz- und Z¨ undfeuerung, Staubﬁlter, Aschek¨ uhler, Aschetransporteinrichtung und Aschebunker.

Das besondere Kennzeichen dieser Anlagen sind die Tauchheizﬂ¨achen innerhalb der ausgedehnten Schicht. Diese Heizﬂ¨achen sind so auszulegen, daß die Temperatur innerhalb der Wirbelschicht in einem Bereich zwischen 800 und 900◦ C bleibt. Die untere Temperatur ergibt sich aus der Forderung nach einem guten Ausbrand und die obere aus der optimalen Bedingung f¨ ur die Schwefeleinbindung. Die Tauchheizﬂ¨ achen nehmen somit einen großen Teil der ¨ Brennstoﬀw¨ arme auf und sind sowohl als Uberhitzer als auch als Verdampfer zu schalten. Der W¨ arme¨ ubergang erfolgt bei feststoﬀbeladenen Gasstr¨omungen im Prinzip sowohl durch Gas- und Partikelkonvektion als auch durch Strahlung. Bei dem in 6.25 und angegebenen Betriebsbereich f¨ ur station¨are Wirbelschichten u ubergangskoeﬃzient α ¨berwiegt die Partikelkonvektion. Der W¨arme¨ h¨ angt nur schwach von der Reynolds-und der Archimedes-Zahl ab. In nullter N¨ aherung kann mit einem konstanten Wert von α = 230W/(m2 K) gerechnet werden, vgl. hierzu den Abschnitt M in [9]. Von Bedeutung ist, daß der W¨ arme¨ ubergang oﬀenbar nicht von der Wirbelgeschwindigkeit und damit der Last abh¨ angt. Damit das Wirbelbett bei Teillast nicht zu stark gek¨ uhlt wird, muß die Wirksamkeit der Heizﬂ¨ achen vermindert werden. Dazu bestehen zwei M¨ oglichkeiten: • Aufteilung des Betts in mehrere Segmente, • Absenkung der Betth¨ ohe.

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

173

Beide M¨ oglichkeiten sind technisch erprobt, aber apparatetechnisch aufwendig. Ein Vorteil der station¨ aren Wirbelschicht besteht darin, daß keine besondere Brennstoﬀaufbereitung erforderlich ist – es reicht aus, den Brennstoﬀ auf Korngr¨ oßen kleiner 10 mm zu brechen. Die Querschnittsbelastung liegt bei der station¨ aren Wirbelschichtfeuerung bei 1,2–1,6 MW/m2 und hat damit dieselbe Gr¨ oßenordnung wie bei der Rostfeuerung. Haupts¨achlich aus Gr¨ unden der Bettabmessungen eignet sich dieser Feuerungstyp deshalb nur f¨ ur kleinere Anlagen bis etwa 80 MWth . 6.2.3.3 Zirkulierende Wirbelschichtfeuerungen Die Hauptkomponenten einer zirkulierenden Wirbelschichtfeuerung sind in Abb. 6.23 dargestellt; die einzige zus¨ atzliche Komponente gegen¨ uber der station¨ aren Wirbelschicht ist der R¨ uckf¨ uhrzyklon. Kriterium f¨ ur die Anzahl und Anordnung der Zyklone sind die Str¨ omungsverh¨altnisse in der Brennkammer. Diese sind ggf. durch entsprechende Versuche zu ermitteln. Der Brennstoﬀ und der f¨ ur die Entschwefelung notwendige Kalk werden in die R¨ uckf¨ uhrleitung eingef¨ uhrt und str¨ omen zusammen mit dem zirkulierenden Feststoﬀ in die Brennkammer. Die zirkulierende Wirbelschicht wird mit Gasgeschwindigkeiten im Bereich der Sinkgeschwindigkeit der gr¨ oßten Partikel betrieben. Eine deﬁnierte Schichtoberﬂ¨ ache ist nicht erkennbar, die Feststoﬀbeladung in der Brennkammer nimmt vielmehr von unten nach oben stetig ab. Es werden mittlere Beladungen zwischen ca. 10 und 100 kg pro Normkubikmeter Rauchgas erreicht. Gegen¨ uber der station¨ aren Wirbelschicht zeichnet sich die zirkulierende durch eine intensivere Vermischung der Feststoﬀe aus. Daraus resultiert u.a. eine bessere Schwefeleinbindung bzw. ein geringerer Kalkbedarf, vgl. hierzu Abb. 6.24. Der Betriebsbereich einer zirkulierenden Wirbelschicht ist durch folgende Kennzahlenbereiche eingegrenzt: 100 < Ar < 104 und 103 < Fr < 105 . Der wesentliche Vorteil einer Feuerung mit zirkulierender Wirbelschicht ist die Temperaturkonstanz im gesamten Feststoﬀkreislauf, die durch die große umlaufende Feststoﬀmasse mit ihrer hohen W¨armekapazit¨at erzwungen wird. Der W¨ armeaustausch mit dem Wasser/Dampfkreislauf erfolgt durch die Brennkammerw¨ ande, die in Flossenrohrbauweise ausgef¨ uhrt und u ¨blicherweise als Verdampfer geschaltet sind. Insbesondere bei Anlagen mit hohen Dr¨ ucken und Zwischen¨ uberhitzung ist es erforderlich, einen Teil der dem Feststoﬀstrom ¨ zu entziehenden W¨ arme f¨ ur die Uberhitzung zu verwenden. Dazu werden entweder in der Brennkammer Heizﬂ¨ achen als weitgeteilte Schotten angeordnet oder externe W¨ armeaustauscher verwendet, die zwischen Zyklon und Brennkammer geschaltet sind.

174

6 Feuerungssysteme und -anlagen

10 Kamin

12

13

4

5 9

3

14

2 1

15

11

7 8 6 6 7 8 9 10

Kalkbunker Kohlebunker Bettasche uhrzyklon uckf¨ R¨ Brennkammer

1 2 3 4 5

usenboden D¨ uhler Aschek¨ ase uhlluftgebl¨ K¨ armer Luftvorw¨ ufter Frischl¨

11 12 13 14 15

ase arluftgebl¨ Prim¨ Saugzug achen Nachschaltheizﬂ¨ Staubﬁlter ur Bett- und Filterasche Bunker f¨

Abbildung 6.23. Feuerungsanlage mit zirkulierender Wirbelschicht

Einbindung[%]

100

reaktiver, amorpher Kalkstein (Gotland)

mäßig reaktiver Kalkstein

90

80

nicht reaktiver, kristalliner Kalkstein (Finnland)

70

60 1

2

3

Ca/S 4 Molverhältnis

Abbildung 6.24. Schwefeleinbindung bei einer zirkulierenden Wirbelschichtfeuerung

ubertragung an die Brennkammerw¨ande ﬁndet u Die W¨arme¨ ¨berwiegend durch Partikelkonvektion statt, je nach Feststoﬀbeladung ergeben sich W¨arubergangskoefﬁzienten zwischen 230 und 280 W/m2 K. Durch die Art des me¨ unstigere DampfW¨armeaustausches in der Brennkammer ergibt sich eine g¨

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe

175

temperaturcharakteristik als bei staubgefeuerten Anlagen. Die Querschnittsbelastung bei zirkulierenden Wirbelschichten liegt bei 5–7 MW/m2 und die resultierenden Gasgeschwindigkeiten in der Brennkammer bei 5–6 m/s. Wegen der langen Verweilzeit der Kohleteilchen in der Brennkammer und der Zirkulation reicht eine einfache Brennstoﬀaufbereitung aus. Im allgemeinen gen¨ ugt es, eine Zerkleinerung auf eine Korngr¨oße kleiner ca. 5 mm bei Magerkohlen und kleiner ca. 10 mm bei Vollwertkohlen in einem Brecher vorzunehmen. Bei den in Brennkammern von Wirbelschichtfeuerungen vorliegenden Temperaturen wird praktisch kein thermisches NOx erzeugt. Durch eine geeignete Feuerf¨ uhrung k¨ onnen ferner die aus dem Brennstoﬀstickstoﬀ entstandenen Stickoxide weitgehend reduziert werden (gestufte Verbrennung). Wegen der Nachverbrennung im Abstr¨ ombereich und im R¨ uckf¨ uhrzyklon werden durch eine derartige Feuerf¨ uhrung weder der Ausbrand noch die CO-Emission nachteilig beeinﬂußt. Um die Stufenverbrennung zu erreichen, wird die Verbrennungsluft als Prim¨ arluft durch den D¨ usenboden und als Sekund¨arluft in mehreren Lagen oberhalb der Feststoﬀr¨ uckf¨ uhr¨ oﬀnung zugef¨ uhrt. Durch Ver¨anderung der Mengenstr¨ ome durch die einzelnen Zuf¨ uhrstellen kann bei konstantem Luftu ¨berschuß die NOx -Produktion beeinﬂußt werden. Der vorgegebene Grenzur fast wert von 200 mg/m3 bezogen auf 6% O2 im Rauchgas kann damit f¨ alle festen Brennstoﬀe eingehalten werden. Kaltstart

Warmstart 198

1100

110

180

1000

100

Dampfdruck

Kohle

Bettemperatur 162

900

90

144

800

80

90 72 54

700 600 500 400 300

Feuerleistung [%]

126 108

Bettemperatur [°C]

Dampfdruck [bar]

Dampfdruck 70 60

Bettemperatur

Kohle 50 40

Zündfeuer (Öl) 30

Zündfeuer (Öl)

36

200

20

18

100

10

0

0

0 0

20

40

Zeit [min]

60

0

1

2

3

4

5

6

7

Zeit [h]

Abbildung 6.25. Anfahrdiagramm einer Anlage mit zirkulierender Wirbelschicht. Die Anfahrzeit zirkulierender Wirbelschichten wird im wesentlichen durch die zul¨ assige Aufheizgeschwindigkeit der dickwandigen Mauerteile bestimmt. Warmstarts sind deshalb k¨ urzer und Kaltstarts l¨ anger als bei staubgefeuerten Anlagen

176

6 Feuerungssysteme und -anlagen

Ein gewisser Nachteil insbesondere gegen¨ uber staubgefeuerten Anlagen besteht in der l¨ angeren Kaltstartzeit. Diese ergibt sich aus der zul¨assigen Aufheizgeschwindigkeit des aus Mauerwerk bestehenden Zyklons, in Abb. 6.25 ist ein typisches Anfahrdiagramm f¨ ur einen Kaltstart dargestellt. Auf der anderen Seite sind wegen der W¨ armespeicherung in der Sandf¨ ullung und dem Mauerwerk die Anfahrzeiten nach k¨ urzeren Stillst¨anden eher geringer. Damit eignen sich diese Anlagen besonders gut f¨ ur den Zweischichtbetrieb. Beispiel 6.5. Es ist die Brennkammer f¨ ur eine zirkulierende Wirbelschichtfeuerung auszulegen. In der Anlage soll rheinische Braunkohle mit einem Heizwert von 8,42 MJ/kg und folgender Zusammensetzung verfeuert werden: γC = 0,263 , γN = 0,006 ,

γH = 0,020 , γS = 0,003 ,

γO = 0,097 , γAsche = 0,025 .

γH

2O

= 0,585 ,

Der Brennstoﬀstrom betrage 65 t/h. Als mittlere Brennkammertemperatur ist 870◦ C vorgeschrieben. Die Verbrennungsluft ist auf 250◦ C vorgew¨ armt und besitzt einen Wassergehalt von 0,01 kg Wasser pro kg Luft. Die speziﬁschen W¨ armekapazit¨ aten werden wie folgt angenommen: f¨ ur Luft: cpL = 1,01 kJ/kgK, f¨ ur Rauchgas: cpRG = 1,25 kJ/kgK, f¨ ur das Inertmaterial der zirkulierenden Wirbelschicht: cpZ = 3,4 kJ/kgK. Die zugeh¨ orige Bezugstemperatur TBez liegt bei 273 K. a) Man ermittle den erforderlichen Zirkulationsstrom an Inertmaterial, wenn sichergestellt werden soll, daß die Bettemperatur um nicht mehr als 70 K variiert. Dabei ist in erster N¨ aherung davon auszugehen, daß die gesamte zugef¨ uhrte W¨ arme zun¨ achst an das Inertmaterial u arme ¨bergeht, welches seinerseits die W¨ an das Rauchgas und die Verdampferw¨ ande abgibt. Die Rauchgasdichte kann mit 1,3 kg/Nm3 angenommen werden. b) Man bestimme den erforderlichen Brennkammerquerschnitt, wenn bei einem Luft¨ uberschuß von 25% die mittlere Rauchgasgeschwindigkeit nicht gr¨ oßer als 6 m/s sein soll. Welche Abmessungen f¨ ur die Seitenw¨ ande sind zu w¨ ahlen? c) Wie groß ist die erforderliche W¨ armeaustauscherﬂ¨ ache in der Brennkammer, wenn eine Wandtemperatur von 350◦ C nicht u ar¨berschritten werden soll und ein W¨ me¨ ubergangskoefﬁzient von 280 W/m2 K angenommen werden kann? Wie hoch ist der Teil der Brennkammer, der die Verdampferrohre enth¨ alt? L¨ osung. Bei einem Luft¨ uberschuß von 25% betr¨ agt der erforderliche Luftmassenstrom

˙ B µL = m ˙ B n µLo = m ˙ B n µLoT 1 + xH m ˙L =m

2O

,

wobei µLoT gem¨ aß der elementaren Verbrennungsrechnung berechnet wird:

µLoT = 11,48 γC + 34,2 γH −

γO 8

+ 4,3 γS = 3,3

Die speziﬁsche Verbrennungsluftmenge betr¨ agt

kg Luft . kg Brennstoﬀ

6.2 Feuerungssysteme f¨ ur feste Brennstoﬀe µL = 4,17

177

kg Luft , kg Brennstoﬀ

weshalb der Verbrennungsluftmassenstrom zu m ˙ L = 75,3 kg/s bestimmt wird. Daraus ergibt sich ein Rauchgasmassenstrom von

˙L+m ˙ B 1 − γAsche = 92,90 kg/s. m ˙ RG = m Der Brennkammer wird der W¨ armestrom

Q˙ zu = m ˙BH +m ˙ L cpL TL − TBez = 171,04 MW zugef¨ uhrt. Mit den Rauchgasen wird dieser W¨ armestrom abgef¨ uhrt:

Q˙ RG = m ˙ RG cpRG TRG − TBez = 101,23 MW. Damit ist durch W¨ armeaustausch in der Brennkammer ein Energiestrom von Q˙ BK = Q˙ zu − Q˙ RG = 69,81 MW abzuf¨ uhren. a) Unter der Voraussetzung, daß die zugef¨ uhrte W¨ arme zur Aufheizung des Inertmaterialstroms m ˙ Z f¨ uhrt, gilt Q˙ zu = m ˙ Z cpZ ∆T . F¨ ur eine zul¨ assige Variation von ∆T = 70 K der Temperatur in der Wirbelschicht kann damit der erforderliche Zirkulationsstrom Q˙ zu m ˙Z = = 718,7 kg/s = 2 587 t/h cpZ ∆T bestimmt werden. Bei Annahme der G¨ ultigkeit des idealen Gasgesetzes f¨ ur das Rauchgas l¨ aßt sich die Rauchgasdichte bei der Temperatur von 870◦ C = 1 143 K berechnen:

TBez

= 0,31 kg/m3 . T Es ergibt sich somit eine Zirkulationsmenge von 10,01 kg Inertmaterial pro Normalkubikmeter bzw. 2,39 kg pro Eﬀektivkubikmeter Rauchgas. ρRG (T ) = ρRG TBez

b) Bei einer mittleren Rauchgasgeschwindigkeit von 6 m/s folgt ein Brennkammerquerschnitt ABK =

m ˙ RG ρRG v

= 50,2 m2 .

Gew¨ ahlt wird 6,5 m · 8 m = 52 m2 . Daraus ergibt sich ein Brennkammerumfang von UBK = 2 · 6,5 m + 2 · 8 m = 29 m.

178

6 Feuerungssysteme und -anlagen QRG (59,4%) mRG=92,9 kg/s J=870°C

Q BK(40,6%) J=870°C

m RG=92,9 kg/s

mZ =718,7 kg/s J=870°C

mZ =718,7 kg/s m B=18,06 kg/s Qzu (100%)

mL =75,3 kg/s JL=250°C

Abbildung 6.26. Massenstr¨ ome bei einer zirkulierenden Wirbelschicht

c) Es gilt die W¨ armebilanz Q˙ BK = α AW ∆T , woraus sich die Wandﬂ¨ ache Q˙ AW = BK = 477,5 m2 α ∆T ergibt. F¨ ur die Brennkammerh¨ ohe hBK oberhalb des ausgemauerten Trichters folgt hBK =

AW UBK

= 16,46 m.

Gew¨ ahlt wird hBK = 17 m.

6.2.3.4 Gegenw¨ artiger Stand und Entwicklungsaufgaben Seit der Einf¨ uhrung der Wirbelschichtfeuerung um 1970 hat diese sich insbesondere f¨ ur mittlere Anlagengr¨ oßen, d.h. f¨ ur W¨armeleistungen zwischen 50 und 500 MW, als gut geeignet erwiesen. Die Entwicklung dieser Technik begann mit der station¨ aren Wirbelschicht, die sp¨ater fast vollst¨andig durch die zirkulierende Wirbelschicht verdr¨ angt wurde. Hauptgr¨ unde f¨ ur die Aufgabe der station¨ aren Wirbelschicht waren die Erosionsanf¨alligkeit der Tauchheizﬂ¨ achen, der vergleichsweise hohe Feuerungsverlust, erh¨ohte CO-Werte im Ab¨ gas und der hohe Kalkbedarf f¨ ur die Schwefeleinbindung. Durch den Ubergang auf zirkulierende Systeme konnten wesentliche Entwicklungsziele erreicht werden: Hohe Betriebssicherheit, geringer Feuerungsverlust, niedrige Emissionen

¨ und Gas 6.3 Feuerungssysteme f¨ ur Ol

179

von Schwefeldioxid, Stickoxiden, Kohlenmonoxid und Chlor- und Fluorwasserstoﬀ. Die Wirbelschicht ist vor allem f¨ ur die Verfeuerung ballasthaltiger Kohlen geeignet, zumal die energieaufwendige Vermahlung entf¨allt. Bei aschearmen Kohlen, die ebenfalls im Wirbelbett verbrannt werden k¨onnen, muß zur Aufrechterhaltung des Betts vielfach Sand zugegeben werden. Ob die Wirbelschichttechnik in Zukunft auch f¨ ur Großanlagen in Frage kommt, h¨ angt von der Verwertung der Aschen ab. Die R¨ uckst¨ande aus der Wirbelschichtverbrennung unterscheiden sich von den Aschen aus Staubfeuerungen durch die Produkte, die aus der Schwefelbindung mit Kalk entstehen, n¨ amlich das Anhydrid CaSO4 und nicht verbrauchter Kalk. Problematisch f¨ ur die Verwendung als Baumaterial ist vor allem das CaO. Bisher gibt es keine Konzepte f¨ ur die Verwendung großer Aschemengen aus zirkulierenden Wirbelschichten. Damit die Wirbelschichtverbrennung auch in Zukunft als umweltfreundliche und wirtschaftliche Technik gelten kann, sind Entwicklungsanstrengungen in den folgenden Bereichen erforderlich: • Konzepte f¨ ur die Verwertung großer Mengen an Wirbelschichtaschen, • weitere Reduzierung der Schadgasemissionen und • Steigerung des Prozeßwirkungsgrades. Als naheliegendes Konzept f¨ ur eine Wirkungsgradverbesserung wurde die Kombination einer Druckwirbelschicht mit einem Gasturbinenprozeß vorgeschlagen und in einigen Anlagen auch ausgef¨ uhrt, vgl. Abschn. 14.3. F¨ ur die Druckwirbelschicht sprechen dabei besonders die geringen Abmessungen der Brennkammer, der u ¨bersichtliche Aufbau und der geringe Platzbedarf.

¨ und Gas 6.3 Feuerungssysteme fu ¨ r Ol 6.3.1 Allgemeines Wie bei der Beschreibung des Verbrennungsablaufs ausgef¨ uhrt, sind alle Brennstoﬀe f¨ ur die Verbrennung in die gasf¨ ormige Phase zu u uhren. Fl¨ ussi¨berf¨ ge Brennstoﬀe werden daher so aufbereitet, daß ein praktisch gasf¨ormiger ¨ Brennstoﬀ entsteht – ein mit der Verbrennungsluft leicht mischbarer Olnebel, der sich bei Erw¨ armung u undtemperatur entz¨ undet und weiter¨ber die Z¨ brennt. Die Aufbereitung setzt sich aus folgenden Phasen zusammen: • • • •

F¨ orderung, Vorw¨ armung, ¨ Zerst¨ aubung in einen Olnebel, Mischung mit der Verbrennungsluft.

Die Vorw¨ armung ist vor allem bei Schwer¨ ol erforderlich, um eine f¨ ur die einwandfreie Zerst¨ aubung g¨ unstige Viskosit¨ at von ca. 10−5 m2 /s zu erreichen.

180

6 Feuerungssysteme und -anlagen

6 5

4

7 9

3

8

1 2 3 4 5 6 7 8 9

Lagertank ¨ Olmengenmeßger¨ at Pumpe Regelventil ¨ Olvorw¨ armer Filter Brenner Umpumpventil Schnellschlußventile

2

1

Abbildung 6.27. ¨ Schema einer Olfeuerungsanlage mit R¨ ucklauf-Druckzerst¨ aubern

¨ Das Schema einer Olfeuerungsanlage mit den wichtigsten Komponenten ist in Abb. 6.27 dargestellt. ¨ Olfeuerungen werden mit niedrigen Luftverh¨altnissen betrieben. Typisch sind Werte um n = 1,05, womit die SO3 -Bildung gering gehalten werden soll, denn diese ist die Hauptursache der Tieftemperaturkorrosion am sog. kalten Ende des Dampferzeugers. ¨ In verschiedenen Olen ist u.a. Natrium und Vanadium enthalten. Obwohl die absoluten Mengen außerordentlich gering sind – der Aschegehalt liegt bei Schwer¨ ol meist unter 0,05% – k¨ onnen sich auf den Heizﬂ¨achen mit der Zeit beachtliche Mengen ansammeln. Dabei ist weniger die Aschemenge als vielmehr deren Zusammensetzung entscheidend. Insbesondere das Natrium und Vanadium bilden bei der Verbrennung Verbindungen, die bereits oberhalb 600◦ C in ﬂ¨ ussiger Phase vorliegen und außerordentlich aggressiv gegen Metalle sind. Die Verschmutzungen bei ¨ olgefeuerten Dampferzeugern bedeuten damit eine Gefahr, weil sie zu Hochtemperaturkorrosionen f¨ uhren k¨onnen. 6.3.2 Zerst¨ aubung In Brennern großer Leistung, bei denen es auf einen raschen Verbrennungsablauf ankommt, werden drei Typen von Zerst¨ aubern verwendet: • Druckzerst¨ auber, • R¨ ucklauf-Druckzerst¨ auber und • Dampfdruckzerst¨ auber. ¨ mit feinen, scharfkantigen D¨ Beim Druckzerst¨auber wird das Ol usen mechanisch durch Abbau des Vordrucks zerst¨ aubt. Meist wird der Zerst¨auberd¨ use ¨ noch eine Wirbelkammer vorgeschaltet, in der dem austretenden Olnebelstrahl ¨ ein Drall aufgepr¨agt wird, vgl. Abb. 6.28. Der Olnebel breitet sich außerhalb der D¨ use kegelf¨ ormig aus. Der Durchmesser der Tr¨opfchen h¨angt von der ¨ und dem Durchsatz ab. Der Durchsatz D¨ usenbohrung, der Viskosit¨ at des Ols

¨ und Gas 6.3 Feuerungssysteme f¨ ur Ol

181

Dampfdruckzerstäuber

Druckzerstäuber

Kühlluft Heizöl Zerstäuberdampf

Kühlluft Heizöl

Rücklauf-Druckzerstäuber Kühlluft Ölrücklauf Heizöl

Abbildung 6.28. D¨ usen zur Zerst¨ aubung ﬂ¨ ussiger Brennstoﬀe

¨ wird durch den Oldruck vor der D¨ use bestimmt, er ¨andert sich mit der Wurzel aus dem Druckverh¨ altnis. Bei ausgef¨ uhrten D¨ usen werden mittlere Tr¨opfchendurchmesser von 100 µm erreicht. Der Regelbereich ist verh¨altnism¨aßig gering und betr¨ agt meist nur 1:2,5. Zur Verbesserung des Regelbereiches wird im R¨ ucklauf-Druckzerst¨auber hinter der Wirbelkammer ein Teilstrom abgezweigt und wieder vor die Pumpe ¨ bzw. den Oltank zur¨ uckgef¨ uhrt, vgl. Abb. 6.28. Der Regelbereich erweitert sich dadurch auf ca. 1:4. Ein Nachteil des Systems besteht darin, daß das ¨ unter Umst¨ zur¨ uckgef¨ uhrte heiße Ol anden zu Kavitation in den Pumpen f¨ uhrt. Beim Dampfdruckzerst¨ auber wird das mit einem m¨aßigen Vordruck einer ¨ mit Dampf zerst¨ D¨ use zugef¨ uhrte Ol aubt, eine Ausf¨ uhrung ist in Abb. 6.28 dargestellt. Mit Dampf als Zerst¨ aubungsmittel ergibt sich als Vorteil eine wei¨ und eine zus¨ tere Erw¨ armung des Ols atzliche Turbulenzerzeugung infolge der Expansion hinter der D¨ use. In ausgef¨ uhrten Brennern werden mittlere Tr¨opfchendurchmesser von 60 µm erreicht. Der Regelbereich betr¨agt 1:4 und der ¨ Dampfverbrauch liegt bei ca. 0,06 kg je kg Ol. ¨ und Gasfeuerungen 6.3.3 Brenner f¨ ur Ol¨ mit der Verbrennungsluft gemischt Mit den Brennern wird das zerst¨ aubte Ol und zur Reaktion gebracht. Dabei werden dieselben Verfahrensprinzipien zur ¨ wird Anwendung gebracht wie bei den Drallbrennern f¨ ur Kohlenstaub. Das Ol meist mit einer Lanze eingebracht, die im Kernluftrohr angeordnet ist. Die ¨ Olaustrittsd¨ usen sind an der Lanzenspitze angeordnet und haben auch die Funktion eines Flammhalters, der das Abl¨ osen der Flamme vom Brenner verhindert. Die Verbrennungsluft wird mit ringf¨ ormig angeordneten D¨ usen zugegeben, wobei meist einem der Teilstr¨ ome mit einem Schaufelgitter ein Drall aufgepr¨ agt wird. Ein Ausf¨ uhrungsbeispiel ist in Abb. 6.29 dargestellt. Mit der

182

6 Feuerungssysteme und -anlagen Flammenwächter Erdgas

ÖllanzenFahrvorrichtung

Öllanze

Zündbrenner

Stufenluft

Primärluft

Sekundärluft

Zwischenluft

¨ Abbildung 6.29. Kombinierter Brenner f¨ ur die Verfeuerung von Gas und Ol

Aufteilung der Verbrennungsluft in zwei Teilstr¨ome ist die Realisierung der Stufenverbrennung zur Verminderung der NOx -Produktion m¨oglich. Der in der Abb. 6.29 gezeigte Brenner ist auch f¨ ur die Verfeuerung von Gas ausgelegt. Das Gas wird dabei mit u ¨ber den Umfang des Kernluftrohres verteilten D¨ usen zugef¨ uhrt. Weil Gase naturgem¨aß nur schwer durch Strahlung aufgeheizt werden k¨ onnen, muß durch konstruktive Maßnahmen daf¨ ur Sorge getragen werden, daß die Flamme sich nicht vom Brenner entfernt. Gas- und Luftd¨ usen werden dazu so angeordnet, daß sich stabile R¨ uckstr¨omzonen bilden, die ausreichend mit Brenngas und Luft versorgt werden, damit sich eine stabile Prim¨ arﬂamme entwickelt. Diese Prim¨ arﬂamme liefert die Z¨ undenergie f¨ ur die weiter stromab brennende Hauptﬂamme.

6.4 Verluste bei der Verbrennung Die Umwandlung der chemischen Energie der Brennstoﬀe in W¨arme in Feuerungen ist mit Verlusten verbunden. Diese lassen sich wie folgt aufspalten: • W¨ armeverluste durch Leitung, Konvektion oder Strahlung der W¨ande der Feuerung (0,2–1%),

6.5 Fazit

183

• Abgasverlust (6–10%): Wegen der Gefahr der Taupunktunterschreitung kann die Rauchgasw¨ arme nicht vollst¨ andig genutzt werden. Die Rauchgase werden mit einer Temperatur, die oberhalb des S¨auretaupunktes liegt, in die Umgebung bzw. die Rauchgasreinigungsanlagen abgegeben. • Verlust durch Unverbranntes (Feuerungsverlust): Ist vom Brennstoﬀ, der Feuerungsart und der Feuerungsleistung abh¨angig. Bei festen Brennstoffen und Rostfeuerungen betr¨ agt der Feuerungsverlust 2–4%, bei Staubfeuerungen mit einer W¨ armeleistung > 500 MW 0,5% bzw. 1,5% bei einer W¨ armeleistung von 100 MW und bei Wirbelschichtfeuerungen zwischen 0,5% (zirkulierend) und 2,0% (station¨ ar). Bei ﬂ¨ ussigen und gasf¨ormigen Brennstoﬀen sind die Verluste durch Unverbranntes vernachl¨assigbar klein. • Bei festen Brennstoﬀen gibt es noch einen Verlust durch die f¨ uhlbare W¨ arme in der Asche und Schlacke.

6.5 Fazit Der Feuerungsanlage kommt die Aufgabe zu, die chemisch gebundene Energie des Naturprodukts Brennstoﬀ in W¨ arme zu u uhren. Die Anlagen sind so ¨berf¨ zu konzipieren, daß folgende Ziele erreicht werden: • • • • • •

Sicherer Betrieb unter allen Bedingungen, minimale Umweltbeeinﬂussung, hoher Umwandlungswirkungsgrad, schnelle Leistungsanpassung, große Betriebsﬂexibilit¨ at sowie Wirtschaftlichkeit und hohe Arbeitsverf¨ ugbarkeit.

F¨ ur die Verbrennung von festen Brennstoﬀen werden Rostfeuerungen, Staubund Wirbelschichtfeuerungen eingesetzt. Die Einsatzm¨oglichkeiten hinsichtlich der darstellbaren Leistung und der Eigenschaften der zur Verwendung kommenden Brennstoﬀe u ¨berschneiden sich nur teilweise, so daß jeweils die Vor- und Nachteile der einzelnen Systeme einander gegen¨ uberzustellen sind. Aufbauend auf Betriebserfahrungen wurden alle drei Feuerungssysteme st¨ andig weiterentwickelt und weitgehend automatisiert. Durch das Detektie¨ und Staubﬂammen emittiert wird, kann ren von UV- und IR-Licht, das von Oleine Flammen- und Feuerraum¨ uberwachung vorgenommen werden. Mit den UV-Sensoren k¨ onnen Einzelﬂammen beobachtet werden, was insbesondere f¨ ur das sichere Anfahren einer Anlage bedeutsam ist. Durch die Entwicklung die¨ ser Uberwachungstechnik ist die Betriebssicherheit von Großfeuerungsanlagen kein Problem mehr. Unf¨ alle und Sch¨ aden infolge von Fehlfunktionen sind in den letzten Jahren nicht bekannt geworden. W¨ ahrend die Sicherheitsanforderungen mit der n¨otigen Sorgfalt gut zu erledigen sind, bereitet die Einhaltung der Emissionsgrenzwerte f¨ ur Stickoxide noch gr¨ oßere Schwierigkeiten. Nach dem gegenw¨artigen Stand der Erfahrung kann aber festgestellt werden, daß die NOx -Grenzwerte bei Erdgas-, Leicht¨ol-

184

6 Feuerungssysteme und -anlagen

und Braunkohlestaubfeuerungen und mit Wirbelschichtfeuerungen f¨ ur Steinund Braunkohle durch Prim¨ armaßnahmen eingehalten werden k¨onnen.

Literatur 1. Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 5. Ausgabe. Vulkan, Essen 1985 2. Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 6. Ausgabe. Vulkan, Essen 1989 3. Gumz, W.: Kurzes Lehrbuch der Brennstoﬀ- und Feuerungstechnik, 3. Auflage. Springer, Berlin Heidelberg New York 1962 4. Singer, J.G. (Ed.): Combustion: Fossil power. Combustion Engineering Inc., Windsor, CT 1991 5. W¨ armetechnisches Taschenbuch. EVT-GmbH (Energie- und Verfahrenstechnik), Stuttgart 1985 6. Sch¨ aﬀ, K.: Die Entwicklung zum heutigen W¨ armekraftwerk. VGB-Verlag, Essen 1977 7. Strauß, K.: Anmeldeschrift DPA 196 06 152.0 8. Strauß, K., Berger, S., Bielfeldt, F.B., Erken, M., Hoﬀmann, M.: Mechanisch-Thermische-Entw¨ asserung als Vortrocknungsstufe f¨ ur braunkohlegefeuerte Kraftwerke. VDI-Bericht 1 280, 165–175 (1996) 9. VDI-W¨ armeatlas. 9. Auﬂage, VDI-Verlag (Verein deutscher Ingenieure e.V.), D¨ usseldorf 2002 10. Fenimore, C.P.: Formation of nitric oxide from fuel of nitrogene in ethylene ﬂames. Combust. and Flame 19, 289–296 (1972) 11. Blackeslee, C.E., Burbach, H.E.: Controlling NOx -Emissions from Steam Generators. J. Air Pollution Contr. Assoc. 23, 37–42 (1973) 12. Schack, A.: Der industrielle W¨ arme¨ ubergang. Verlag Stahleisen, D¨ usseldorf 1962 13. Hottel, H.C., Seraﬁm, A.F.: Radiative heat transfer. McGraw-Hill, New York 1967

7 Dampferzeuger

7.1 Allgemeines Ein Dampferzeuger hat die Aufgabe, die in der Feuerung in W¨arme umgewandelte chemische Energie des Brennstoﬀes in Enthalpie eines hochgespannten Dampfes umzuwandeln. Seiner Funktion nach ist er folglich ein W¨armeaustauscher. Am Beginn seiner Entwicklung war er einfach ein beheizter Beh¨alter zur Erzeugung von Sattdampf – daher stammt auch der heute noch verwendete Begriﬀ Kessel. Die heutigen Hochtemperatur-Hochdruckdampferzeuger haben allerdings ¨ keine Ahnlichkeit mehr mit einem Kessel. Vielmehr handelt es sich um kom¨ plexe Systeme aus Economizer, Verdampfer, Uberhitzer, Zwischen¨ uberhitzer, Luftvorw¨ armer sowie zahlreichen Hilfsmaschinen. Es sind Anlagen mit Dampfleistungen von bis zu 3 600 t Dampf pro Stunde in Betrieb. Die Dampfparameter typischer Kraftwerksdampferzeuger liegen bei 250 bar und 560◦ C. Ausgef¨ uhrt wurden bereits 350 bar und 640◦ C bei der Anlage Eddystone in den USA. An einen Kraftwerksdampferzeuger sind eine Reihe von Anforderungen zu stellen: ¨ • Verdampfung und Uberhitzung großer Massenstr¨ome unter hohen Dr¨ ucken auf hohe Temperaturen, • kurze Anfahrzeiten, hohe Last¨ anderungsgeschwindigkeiten (bis zu ±10% pro min) und die Zul¨ assigkeit von Lastspr¨ ungen (Diese Anforderungen werden unter der Bezeichnung Betriebsﬂexibilit¨at zusammengefaßt), • geringe Temperaturabweichungen (±3 K) und Druckschwankungen (±1% von pmax ) des u ¨berhitzten Dampfes im station¨aren Betrieb, bzw. ±6 K anderungen und Lastspr¨ ungen, und ±2% von pmax bei Last¨ • hohe Wirkungsgrade f¨ ur die Energieumwandlung, • lange Reisezeiten und hohe Verf¨ ugbarkeit. Unter Reisezeit versteht man die ununterbrochene Betriebszeit einer Anlage zwischen zwei Stillst¨ anden, die f¨ ur notwendige Instandsetzungen erforderlich

186

7 Dampferzeuger

sind.1 Die Verf¨ ugbarkeit ist die Zeit, in der eine Anlage betriebsf¨ahig ist, bezogen auf einen festzulegenden Zeitraum, z.B. ein Jahr. ¨ Uber Dampferzeuger besteht eine umfangreiche Literatur. Hier sei auf die Monographien [1], [2], [3], [4] und [5] hingewiesen.

7.2 Dampferzeugersysteme 7.2.1 Einleitung Zur Erzeugung von u ¨berhitztem Dampf ist das Arbeitsmittel auf S¨attigungstemperatur vorzuw¨ armen, zu verdampfen und zu u ur erfor¨berhitzen. Die daf¨ derlichen W¨ armemengen sind vom jeweiligen Druck abh¨angig, vgl. Abb. 7.1. ¨ Uberhitzter Dampf kann auf verschiedene Weise erzeugt werden. Man unterscheidet Verfahren mit einem festgehaltenen Verdampfungsendpunkt2 , die als Naturumlauf-, Zwangumlauf- oder Zwangdurchlaufsysteme ausgef¨ uhrt sein k¨ onnen, und Zwangdurchlaufverfahren mit einem variablen Verdampfungsendpunkt. Die Verfahren unterscheiden sich in der Schaltung des Verdampfers. ¨ Die Uberhitzer und der Economizer sind bei allen Systemen verfahrenstechnisch gleich. Der Verdampfungsendpunkt ist bei mit unterkritischem Druck betriebenen Zwangdurchlaufdampferzeugern im Durchlaufbetrieb ¨ortlich variabel, bei den anderen drei Systemen dagegen im Wasserabscheider bzw. in der Trommel fest. Die zur Erzeugung des Dampfes erforderliche W¨arme wird u ¨ber Heizﬂ¨achen durch Strahlung und/oder Konvektion u ¨bertragen. In den Brennkammerw¨ anden ergeben die Flammenstrahlung und hohe Gastemperaturen große W¨ armestromdichten. Zur Vermeidung unzul¨ assig hoher Metalltemperaturen sind auf der Wasser/Dampfseite hohe innere W¨arme¨ ubergangszahlen erforderlich. Diese erreicht man durch große Massenstromdichten, die am einfachsten in den Verdampferheizﬂ¨ achen zu realisieren sind. Deshalb werden diese in der Regel in den Brennkammerw¨ anden angeordnet. 7.2.2 Naturumlauf Bei diesem ¨ altesten Verfahren zur Dampferzeugung wird der erforderliche Massenstrom des Arbeitsmittels durch den Dichteunterschied des Fluids in den Steig- und Fallrohren erzeugt, vgl. die Abbildungen 7.2 und 7.5. Das sich in den beheizten Steigrohren, die als Verdampferrohre ausgef¨ uhrt sind, bildende Wasser/Dampfgemisch ist speziﬁsch leichter als das Wasser in den 1

2

Bei modernen Dampfkraftwerken werden Reisezeiten von zwei Jahren bei einer Verf¨ ugbarkeit von 90% verlangt. Die Revisionszeit von 1–2 Monaten wird in die Zeit geringen Strombedarfes gelegt. Meist sind dies die Sommermonate. Als Verdampfungsendpunkt bezeichnet man den Ort, an dem das Medium voll¨ st¨ andig verdampft ist und die Uberhitzung beginnt.

7.2 Dampferzeugersysteme 100

6

W¨ armeanteil [%]

75

W¨ armebedarf f¨ ur: 1 Vorw¨ armung 2 Verdampfung ¨ 3 Uberhitzung 4 Zwischen¨ uberhitzung

6

4

?

3

? 6

50

187

2

? 6

25

1

?

0 0

100

200 Frischdampfdruck [bar]

a b c d

300 Anwendungsbereich f¨ ur: a Naturumlauf b Zwangumlauf c Zwangdurchlauf mit u alzung ¨berlagerter Umw¨ d Zwangdurchlauf

Abbildung 7.1. W¨ armeanteile f¨ ur Frischdampferzeugung und Zwischen¨ uberhitzung sowie m¨ oglicher Anwendungsbereich der wichtigsten Dampferzeugungsverfahren

meist unbeheizten Fallrohren. Dadurch bildet sich in dem kommunizierenden System aus Fallrohr, Verteilungssammler, Verdampferrohr und Trommel eine Umlaufstr¨ omung aus, die als Naturumlauf bezeichnet wird. In der Kesseltrommel wird der erzeugte Dampf vom Wasser getrennt und ¨ zu den Uberhitzern geleitet. Das abgeschiedene Wasser nimmt wieder an der Umlaufstr¨ omung teil. F¨ ur das Einsetzen des Umlaufes gen¨ ugen bereits gerin-

Überhitzer

Trommel

Economizer Verdampfer Speisepumpe

Abbildung 7.2. Schema eines Naturumlaufdampferzeugers

188

7 Dampferzeuger

ge Temperaturdiﬀerenzen des Fluids in den Steig- und Fallrohren. Dies ist besonders f¨ ur das Anfahren einer Naturumlaufanlage von Bedeutung. Um unzul¨ assig hohe Rohrwandtemperaturen zu vermeiden, muß ein ausreichender W¨ arme¨ ubergang in den einzelnen Verdampferrohren, die unterschiedlich beheizt sein k¨ onnen, sichergestellt sein. Mit steigendem Dampfgehalt nimmt aufgrund der geringeren Dichte des Mediums die Triebkraft f¨ ur den Umlauf zu. Der W¨ arme¨ ubergangskoeﬃzient w¨achst mit der daraus resultierenden, erh¨ohten Str¨ omungsgeschwindigkeit. Durch geeignete Wahl der Str¨ omungswiderst¨ ande in Abh¨ angigkeit von der ¨ortlichen Beheizung kann garantiert werden, daß die Rohrwandtemperatur nicht infolge zu geringer Str¨ omungsgeschwindigkeiten zu hohe Werte annimmt. In Tabelle 7.1 sind beispielhaft die Umlaufzahl und der zugeh¨ orige Dampfgehalt am Ende der Steigrohre einer kohlegefeuerten Anlage angegeben. Der Umlauf nimmt von u ≈ 11 bei 80 bar auf u ≈ 5 bei 200 bar ab. Tabelle 7.1. Umlaufzahl eines kohlegefeuerten Naturumlaufdampferzeugers Dampfdruck [bar]

80

Umlaufzahl u Dampfgehalt x

11,1 0,09

100 10,0 0,1

120 9,0 0,11

140 7,9 0,13

160 6,8 0,14

180 6,0 0,16

200 5,1 0,18

Auch bei Anwendung gr¨ oßerer Rohrdurchmesser, die einen erh¨ohten Volumenstrom zur Folge h¨ atten, ist der Druck in der Trommel auf ca. 185 bar begrenzt, da zur sicheren Trennung von Wasser und Dampf eine ausreichend hohe Dichtediﬀerenz der beiden Phasen erforderlich ist. Nach dem Durch¨ str¨ omen der Uberhitzer, die typischerweise einen Druckabfall von 8–15 bar aufweisen, ergibt sich ein maximaler Frischdampfdruck von 170–180 bar. In Abb. 7.3 ist f¨ ur ein Naturumlaufsystem mit einer wirksamen Steigh¨ohe von 30 m und einem Fl¨ achenverh¨ altnis zwischen den Steig- und Fallrohren von 3 die Abh¨ angigkeit der resultierenden Massenstromdichte Φ in den Verdampferrohren von der mittleren W¨ armestromdichte q und dem Druck in der Trommel dargestellt. Bei mit Kohlenstaub gefeuerten Anlagen betr¨agt uhlung der die maximale W¨armestromdichte ca. 0,4 MW/m2 . Zur sicheren K¨ Verdampferrohre ist bei dieser Beheizung eine Massenstromdichte von etwa 600 kg/m2 s erforderlich. Auch hieraus ergibt sich eine Begrenzung des Trommeldruckes auf ca. 185 bar. Die Nachteile des Naturumlaufs sind die Abnahme der Frischdampftemperatur bei Teillasten infolge des festgehaltenen Verdampfungsendpunktes und die Empﬁndlichkeit des Systems gegen schnelle Druckabsenkungen. Dabei kann es zu einer starken Dampfbildung in den Falleitungen und zu Instabilit¨ aten im Wasserumlauf kommen. Tritt dieser Eﬀekt in einem Verdampfer¨ rohr auf, ist mit einer lokalen Uberschreitung der zul¨assigen Rohrtemperatur und in der Folge mit einem Rohrschaden zu rechnen. Die zul¨assigen Druckab-

7.2 Dampferzeugersysteme

189

2 000

50 100 150 200

Φ [kg/m2 s]

1 000

bar bar bar bar

600

400

200

100 0,04

0,06

0,1

0,2

0,3

0,5

0,8

q [MW/m2 ]

Abbildung 7.3. Massenstromdichte in einem Naturumlaufdampferzeuger als Funktion der Beheizung und des Trommeldrucks (H = 30 m, ASR /AFR = 3)

senkungsgeschwindigkeiten typischer Anlagen liegen im Bereich von 6–8 bar pro Minute. Eine Beschr¨ ankung f¨ ur den Betrieb von Dampferzeugern ergibt sich somit aus den auftretenden W¨ armespannungen. Im Vergleich zu den Bauteilen mit der gr¨oßten Wanddicke von Zwangdurchlaufdampferzeugern – dies sind i.allg. die Wasserabscheider – sind die zul¨ assigen Temperaturtransienten in der dickwandigen Trommel bei Naturumlaufkesseln wesentlich geringer. Daraus resultieren l¨angere Anfahrzeiten und Einschr¨ ankungen f¨ ur den sog. Gleitdruckbetrieb3 . Beispielhaft sind in Abb. 7.4 die zul¨ assigen Temperaturtransienten f¨ ur die Trommel eines Naturumlaufund den Wasserabscheider eines Zwangdurchlaufdampferzeugers als Funktion des Druckes dargestellt. In der Abbildung ist ferner der aus der zugeh¨origen maximal zul¨ assigen Druck¨ anderungsgeschwindigkeit resultierende Druck als Funktion der Zeit angegeben.4 Die Vorteile des Naturumlaufs sind der einfache Aufbau des Verdampfers und der im Vergleich zu anderen Systemen geringere Kraftbedarf der Speisepumpe. Ferner sind die Anforderungen an die Qualit¨at des Speisewassers 3

4

Beim Kraftwerksbetrieb werden zwei Fahrweisen unterschieden: Gleitdruckbetrieb und Festdruckbetrieb, vgl. Abschn. 8.5. Man beachte, daß im S¨ attigungszustand zwischen Druck und Temperatur ein eindeutiger Zusammenhang besteht. Bei den W¨ armespannungen ist zu ber¨ ucksichtigen, daß zun¨ achst nicht die H¨ ohe der Spannung maßgebend ist, sondern – solange die Bruchspannung nicht im ganzen Querschnitt erreicht ist – die Zahl der Lastwechsel, vgl. auch Abschn. 7.8.

7 Dampferzeuger

20

200

16

160

12

120 p [bar]

dT /dt [K/min]

190

8

80 Abscheider (720 MW)

Abscheider

4

40 Trommel (660 MW)

0

Trommel 0

0

100

200 p [bar]

300

0

60

120

180

240

t [min]

Abbildung 7.4. Vergleich des Anw¨ armvorgangs der dickwandigen Bauteile zweier Dampferzeuger [6]. Links: zul¨ assige Temperaturtransienten als Funktion des Drukkes; rechts: zul¨ assige Drucksteigerung als Funktion der Zeit

wegen der M¨ oglichkeit der Abschl¨ ammung aus der Trommel geringer. Heute sind die Systeme zur Wasseraufbereitung allerdings so gut entwickelt, daß bei neuen Anlagen von dieser M¨ oglichkeit nur noch in wenigen F¨allen Gebrauch gemacht wird, z.B. in Entwicklungsl¨ andern. In Europa wird der Naturumlauf haupts¨achlich bei kleineren Anlagen f¨ ur Industrie- und Heizkraftwerke verwendet. Bei Dampfleistungen u ¨ber ca. 500 t/h sind Naturumlaufsysteme wegen des gr¨oßeren Materialaufwandes in der Regel teurer als Zwangdurchlaufsysteme. Weltweit arbeiten allerdings die meisten Dampferzeuger nach dem Naturumlaufprinzip. Es sind Anlagen mit einer Kapazit¨ at von ca. 2 000 t/h und Frischdampfdr¨ ucken von 170 bar erfolgreich in Betrieb. Das Prinzip des Naturumlaufs wird bei zahlreichen technischen Prozessen angewendet. Wegen seiner Bedeutung werden wir eine einfache Absch¨atzung f¨ ur den sich einstellenden station¨ aren Wasserumlauf vornehmen. Unseren ¨ Uberlegungen legen wir ein aus Trommel, Fallrohren, Verteilungssammler und beheizten Steigrohren bestehendes System zugrunde, vgl. Abb. 7.5. Die treibende Kraft f¨ ur den Naturumlauf resultiert aus der mittleren Diﬀerenz der Dichten des Fluids im Fallrohr ρFR und Steigrohr ρ . Daraus ergibt SR sich die statische Druckdiﬀerenz gH . (7.1) ∆p = ρFR − ρ SR

7.2 Dampferzeugersysteme

191

Trommel

Fallrohr H

Steigrohr

Verteilersammler Beheizung

Abbildung 7.5. Naturumlaufsystem, bestehend aus Trommel, Fallrohr, Verteilersammler und beheizten Steigrohren

Hier ist g die Schwerebeschleunigung und H die H¨ohendiﬀerenz zwischen Trommel und Verteilungssammler. W¨ ahrend die Dichte im Fallrohr u ¨ber die H¨ohe konstant und praktisch gleich der bekannten Sattwasserdichte in der Trommel ist, ¨andert sie sich im Steigrohr mit der H¨ ohe aufgrund der Beheizung. Bei Dampferzeugern ist es zul¨ assig, die mittlere Dichte im Steigrohr gleich dem arithmetischen Mittelwert der Dichten am Ein- und Austritt zu setzen: H 1 1 ρ = (7.2) ρSR (z) dz ≈ ρSR (z = 0) + ρSR (z = H) . SR H 2 0

Bei der vorausgesetzten Anordnung ist die Dichte am Eintritt des Steigrohrs gleich der Dichte im Fallrohr, die n¨ aherungsweise gleich der Dichte im Siedezustand ρ ist: ρSR (z = 0) = ρFR = ρ .

(7.3)

Weiter kann ρSR (z = H) mittels einer Massenbilanz um ein Volumenelement durch den Volumenanteil yD des Dampfes am Austritt aus dem Steigrohr ausgedr¨ uckt werden. Es gilt ρSR (z = H) A = ρ AW + ρ AD .

(7.4)

Hier ist AW der vom Wasser und AD der vom Dampf durchstr¨omte Teil des Rohrquerschnitts A. F¨ ur die Dichtediﬀerenz in (7.1) folgt yD (ρ − ρ ) . ρFR − ρ = (7.5) SR 2 Dabei wurde vorausgesetzt, daß Wasser und Dampf mit der gleichen Geschwindigkeit str¨omen und die Beziehung

192

7 Dampferzeuger

yD =

AD A

(7.6)

ur den Massenanteil des Dampfes x am Austritt des Steigrohres gilt gilt.5 F¨ damit

−1 1 − yD ρ (7.7) x= 1+ yD ρ bzw.

yD =

−1 1 ρ 1− 1− . x ρ

(7.8)

Mit diesen Ausdr¨ ucken folgt f¨ ur die treibende Druckdiﬀerenz yD (7.9) ∆p = (ρ − ρ ) g H . 2 Die treibende Druckdiﬀerenz ist im Gleichgewicht mit dem Reibungsdruckabfall l¨ angs des Str¨ omungsweges und dem Druckabfall zur Beschleunigung der Str¨ omung im Steigrohr. Durch Gleichsetzen ist die mittlere Str¨omungsgeschwindigkeit berechenbar. Der Reibungsdruckverlust l¨angs des Steigrohres kann mit den bekannten Gleichungen aus der Str¨omungsmechanik berechnet werden, vgl. (7.16). Beispiel 7.1. Ein Steig/Fallrohrsystem mit einer H¨ ohe H = 30 m wird bei einem Druck von 100 bar betrieben. Dem Steigrohr wird durch das Fallrohr Sattwasser zugef¨ uhrt; es gibt seinerseits ein Wasser/Dampfgemisch mit einem Dampfgehalt von x = 0,5 in die Trommel ab. Das Steigrohr werde u ohe gleichm¨ aßig ¨ber die gesamte H¨ beheizt. Weiter ist ρ (100 bar) = 55,4 kg/m3 und ρ (100 bar) = 688,4 kg/m3 . a) Man bestimme die mittlere Dichte im Steigrohr und die sich daraus ergebende statische Druckdiﬀerenz. b) Welche mittlere Massenstromdichte stellt sich bei einem hydraulisch glatten Steigrohr mit einem Innendurchmesser von 68 mm ein, wenn der Widerstandskoeﬃzient λ der Zweiphasenstr¨ omung etwa 10 mal h¨ oher als der der einphasigen Str¨ omung ist? L¨ osung. a) Man bestimmt zun¨ achst nach (7.8) den Volumenanteil des Dampfes zu yD = 0,926. Aus (7.5) folgt f¨ ur die mittlere Dichte im Steigrohr ρ

SR

= ρ −

yD 2

ρ − ρ = 395,5 kg/m3 .

Zur Berechnung der statischen Druckdiﬀerenz ist (7.9) auszuwerten; man erh¨ alt ∆p = 86 208 Pa = 0,86 bar. 5

Bei einer exakten Theorie des Wasserumlaufs w¨ are zu ber¨ ucksichtigen, daß zwischen der Wasser- und der Dampfphase im Steigrohr ein Schlupf besteht. Man kann aber zeigen, daß dieser Schlupf nur einen untergeordneten Einﬂuß auf die Str¨ omung hat [7].

7.2 Dampferzeugersysteme

193

b) In erster N¨ aherung kann der Reibungsdruckverlust ∆pR im Steigrohr, der gleich der treibenden Druckdiﬀerenz ∆p ist, durch ρ H ∆pR = SR v 2 λ = ∆p 2 d ausgedr¨ uckt werden. Nach (7.16) setzen wir setzen n¨ aherungsweise λ = 0,08. Bei einem Rohr mit 68 mm Durchmesser folgt f¨ ur die mittlere Geschwindigkeit

2 ∆p d = 3,52 m/s, ρ λH

v=

SR

und f¨ ur die Massenstromdichte Φ=ρ

SR

v = 1 390 kg/m2 s.

Dies ist ein ausreichend hoher Wert f¨ ur eine sichere K¨ uhlung der Verdampferrohre.

7.2.3 Zwangumlauf Bei diesem System wird die Durchstr¨ omung der Verdampferrohre zus¨atzlich zum thermischen Auftrieb durch Umw¨ alzpumpen unterst¨ utzt, die das Wasser aus der Trommel den unteren Verteilern der Brennkammerberohrung zuf¨ uhren. Zum Stabilisieren der Str¨ omung in den einzelnen Verdampferrohren werden Drosselblenden vorgeschaltet, mit denen außerdem eine Anpassung der Massenstromdichte an die Beheizung des Rohres erreicht wird, vgl. Abb. 7.6.

Überhitzer Trommel

Fallrohr

Beheizung

Economizer Umwälzpumpe

Steigrohr Speisepumpe

Sammler Drossel

Abbildung 7.6. Schema eines Zwangumlaufdampferzeugers

Dieses System wird in einzelnen L¨ andern bevorzugt f¨ ur Großanlagen mit unterkritischen Dr¨ ucken u uber dem Natur¨ber ca. 150 bar eingesetzt. Gegen¨ umlaufsystem kann wegen des durch die Umw¨alzpumpen stabilisierten Wasserumlaufs der zul¨ assige Trommeldruck bis auf ca. 200 bar angehoben werden,

194

7 Dampferzeuger

und es k¨ onnen Verdampferrohre mit einem h¨ oheren zul¨assigen Str¨omungswiderstand, d.h. einem geringeren Durchmesser, eingesetzt werden. Ferner ergeben sich aus demselben Grund gewisse Betriebsvorteile im Teillastbereich und gr¨ oßere zul¨ assige Druckabsenkungsgeschwindigkeiten. Wegen des geringeren Durchmessers und der daraus resultierenden geringeren Wanddicke der Verdampferrohre ergibt sich im Vergleich zu den Naturumlaufdampferzeugern eine erhebliche Materialersparnis. Durch entsprechende Wahl der Massenstromdichte kann das Auftreten der sog. Siedekrise auch bei hohen unterkritischen Dr¨ ucken vermieden werden. Das Umw¨ alzsystem wird so ausgelegt, daß die Umw¨ alzzahl, die als das Verh¨altnis des dem Verdampfer zugef¨ uhrten Wassermassenstroms zu dem erzeugten Dampfmassenstrom deﬁniert ist, im Bereich zwischen 3 und 5 liegt. Abh¨angig von der maximalen W¨ armestromdichte in der Brennkammer und dem Systemdruck wird die Massenstromdichte in den Verdampferrohren im Bereich von 1 000–2 000 kg/m2 s gew¨ ahlt. Gegen¨ uber dem Naturumlauf hat der Zwangumlauf den Vorteil, daß bei der geometrischen Gestaltung der Verdampferberohrung gr¨oßere Freiheiten hinsichtlich der Lage der Trommel, der Rohrdurchmesser und der Rohrneigung bestehen. Freiheitsgrade dieser Art sind besonders bei sog. Abhitzekesseln von großem Vorteil, denn es ergeben sich daraus oft konstruktiv einfachere L¨ osungen. Der Trommeldurchmesser kann bei Zwangumlaufdampferzeugern um ca. 20% kleiner gew¨ ahlt werden als bei Naturumlaufsystemen. Dies resultiert aus der geringeren Umlaufzahl und dem sich daraus ergebenden geringeren Massenstrom zur Trommel. 7.2.4 Zwangdurchlauf Beim Zwangdurchlaufsystem mit variablem Verdampfungsendpunkt wird das Arbeitsmittel von der Speisepumpe durch die Heizﬂ¨achen gedr¨ uckt.6 Da sich hier die Massenstromdichte im Verdampfer linear mit der Last ¨andert, ist die Mindestlast durch den zur sicheren K¨ uhlung der Verdampferrohre erforderlichen Mindestmassenstrom festgelegt. Im allgemeinen betr¨agt die erforderliche Massenstromdichte bei Mindestlast7 400–600 kg/m2 s, welche meist bei 35–40% Teillast erreicht wird. Um geringere Teillasten fahren zu k¨ onnen, wird meist ein Bypass vorgesehen. Damit wird das bei der einzuhaltenden Mindestmassenstromdichte in 6

7

Die Zwangdurchlaufkessel der heutigen Bauart wurden von den Firmen Siemens und Sulzer in den 30er Jahren entwickelt und ab ca. 1950 in den Markt eingef¨ uhrt. Die Weiterentwicklung zum derzeitigen Reifegrad der als Benson-“ bzw. Sulzer” ” Kessel“ bezeichneten Anlagen erfolgte unter Beteiligung der Lizenznehmer dieser Firmen. Obwohl diese Markennahmen noch immer verwendet werden, bestehen zwischen Benson- und Sulzer-Kesseln keine prinzipiellen Unterschiede. Die Mindestlast im Zwangdurchlauf ist von der Minimallast zu unterscheiden, die sich aus der Stabilit¨ at der Feuerung ergibt.

7.2 Dampferzeugersysteme

195

den Verdampferrohren im Abscheider anfallende Wasser u ¨ber eine Umw¨alzpumpe wieder in die Speiseleitung vor dem Economizer zur¨ uckgef¨ uhrt. Der Vorteil dieser Schaltung besteht darin, daß auch Teillasten unter ca. 40% ohne Wasserverlust gefahren werden k¨ onnen, vgl. Abb. 7.7.

Überhitzer

Abscheideflasche Verdampfer

Economizer

Speisepumpe

Umwälzpumpe

Rückschlagklappe

Abbildung 7.7. Zwangdurchlaufdampferzeuger mit Schwachlastumw¨ alzung (schematisch). Zur Sicherung der Str¨ omungsstabilit¨ at im Economizer wird dieser meist in die Umw¨ alzung einbezogen

Zur Erzeugung einer f¨ ur die K¨ uhlung der Rohre ausreichenden Massenstromdichte in den Verdampferrohren werden diese in der Brennkammerwand meist schraubenf¨ ormig gewickelt, vgl. Abb. 7.8. Bei prismatischen Feuerr¨ aumen hat sich unter Ber¨ ucksichtigung konstruktiver Gesichtspunkte eine Windungszahl von 1,5, 2 oder 2,5 als zweckm¨aßig herausgestellt.

Abbildung 7.8. Konstruktion der Verdampferwand von Zwangdurchlaufdampferzeugern. Links f¨ ur einen Dampferzeuger mit variablem, rechts f¨ ur einen mit festem Verdampfungsendpunkt

196

7 Dampferzeuger

Die Anzahl der parallel zu f¨ uhrenden Verdampferrohre h¨angt von der verlangten Mindestmassenstromdichte Φmin bei Teillast, dem Brennkammerum˙ min bei fang UBK und der Rohrteilung t ab. Soll der Mindestmassenstrom m einer Teillast a erreicht werden, folgt f¨ ur die Anzahl der parallelen Rohre n=

4am ˙ max . 2 π di Φmin

(7.10)

Hierin ist m ˙ max der Dampfmassenstrom bei Vollast und di der Rohrinnendurchmesser. Die Steigung β der Rohre berechnet sich gem¨aß

nt . (7.11) β = arcsin UBK Es sei angemerkt, daß Rohrdurchmesser und Teilung nicht frei gew¨ahlt werden k¨ onnen. Bei ihrer Festlegung sind der Druckverlust in der Verdampferwicklung und die zul¨ assige Materialtemperatur zu beachten. Bei den Dampferzeugern der mit Steinkohle gefeuerten 700 MW-Kraftwerke werden in den Brennkammerumfassungsw¨anden etwa 400 Rohre parallel gef¨ uhrt, die u ¨ber gemeinsame Ein- und Austrittssammler miteinander verbunden sind. Durch den Einbau von geeigneten Str¨omungswiderst¨anden ist der Massenstrom in jedem Rohr der Beheizung anzupassen. Zur Vermeidung unzul¨ assiger W¨ armespannungen in der Verdampferwand ist es n¨amlich erforderlich, daß die Temperaturproﬁle in einem H¨ohenschnitt des Verdampfers bei allen Betriebszust¨ anden innerhalb bestimmter Schranken liegen. Bei parallel durchstr¨omten beheizten Rohren sind aber gewisse Temperaturdiﬀerenzen nicht zu vermeiden. Diese haben ihre Ursache im konstruktiven Aufbau sowie in betrieblichen und fertigungstechnischen Gegebenheiten: • Toleranzen in der Rohrgeometrie (L¨ angen- bzw. Durchmesserdiﬀerenzen, Kr¨ ummer etc.), • Unterschiede in der Rohrrauhigkeit, • Verteilungsungleichheiten in den Ein- und Austrittssammlern, • Unterschiede in den Beheizungsproﬁlen l¨ angs des Rohres, • rauchgasseitige Verschmutzungen, • str¨ omungsdynamische Eﬀekte beim Anfahren und bei Last¨anderungen. Aus den genannten Gr¨ unden treten auch bei gut abgeglichenen Verdampfern am Austritt infolge des statistischen Zusammentreﬀens der aufgef¨ uhrten Fehler station¨ are und instation¨ are Temperaturabweichungen auf, vgl. Abb. 7.9. In der Abbildung sind gemessene Rohrtemperaturen am Austritt aus der Verdampferwicklung dargestellt; man erkennt, daß die Spreizung der Temperaturen mit abnehmender Last gr¨ oßer wird. Die beschriebenen Temperaturspreizungen h¨angen weiter mit der hydrodynamischen Stabilit¨ at des Verdampfersystems zusammen. In Abb. 7.10a ist zur Veranschaulichung je eine stabile und instabile Druckverlust-Durchﬂußkennlinie eingezeichnet. Bei der instabilen Kennlinie kann einem vorgegebenen ∆p mehr als ein Massenstrom zugeordnet werden.

7.2 Dampferzeugersysteme 300 °C 350

197

0 min

9 min

300

Abbildung 7.9. Einzelrohrtemperaturen am Verdampferende. Die Abbildung zeigt gemessene Temperaturdiﬀerenzen bei einer Feuerungsverlagerung vom oberen in den unteren Bereich der Brennkammer. Man erkennt, daß auch bei einem station¨ ar gut abgeglichenen Verdampfer instation¨ are Temperaturdiﬀerenzen bis zu 120 K auftreten k¨ onnen

400 18 min

350 300 400

22 min

350 300 300

31 min Vorderwand Rückwand r. Seitenwand l. Seitenwand

Dp

p

Dp Blende

stabil . Dm

instabil 1

2

3

Rohr 1 mit Blende Rohr 1 ohne Blende

a)

. m

b)

. m

Abbildung 7.10. Stabilit¨ atskennlinien von Verdampferrohren. a) stabile und instabile Druckverlust-Durchﬂußkennlinie, b) Kennlinie f¨ ur ein Rohr mit und ohne Blende

Der Verdampfer eines Dampferzeugers besteht aus einer großen Zahl parallel geschalteter Rohre. Hier besteht die Forderung, daß s¨amtliche Rohre gleichm¨ aßig mit Wasser beaufschlagt werden, um an ihrem Ende Dampf mit einer nur wenig unterschiedlichen Enthalpie zu erhalten. Dazu ist es notwendig, daß jedes Rohr eine stabile Durchﬂußkennlinie aufweist. Die Untersuchung auf statische Stabilit¨ at wird bei der Konzeption von Zwangdurchlaufdampferzeugern anhand geeigneter Kriterien durchgef¨ uhrt; meist wird dazu die gegenseitige Abh¨ angigkeit von Massenstrom, Druckverlust und Beheizung herangezogen. In Abb. 7.10b sind die Durchﬂußkennlinien zweier Rohre dargestellt; durch Einbau von geeigneten Str¨omungswiderst¨ anden (z.B. Blenden) k¨ onnen die Kennlinien einander angen¨ahert werden. Eine notwendige Bedingung f¨ ur die statische Stabilit¨at der Durchstr¨ omung ist, daß dp/dm ˙ > 0 ist. Demgegen¨ uber stehen zur Untersuchung auf dynamische Stabilit¨ at keine einfach anzuwendenden Kriterien zur Verf¨ ugung,

198

7 Dampferzeuger

es werden nur pauschale Erfahrungen bzgl. der Systemsicherheit gegen das Auftreten solcher Eﬀekte beachtet, vgl. [8] und [9]. Die Dampferzeuger der seit 1970 in der Bundesrepublik gebauten großen Kohlekraftwerke arbeiten ausschl. nach dem Zwangdurchlaufprinzip. Die Hauptgr¨ unde f¨ ur die Auswahl dieses Systems liegen in den folgenden vorteilhaften Eigenschaften: • Es bestehen keine physikalischen Grenzen f¨ ur den Dampfdruck. • Die Frischdampftemperatur kann u ¨ber einen weiten Lastbereich konstant gehalten werden. • Keine mit der Trommel vergleichbaren dickwandigen Bauteile, daher besonders f¨ ur Gleitdruckbetrieb und schnelles Anfahren geeignet. • Zwangdurchlaufkessel sind relativ unempﬁndlich gegen brennstoﬀbedingte Verschmutzungen der Brennkammer. Dem stehen als Nachteile gegen¨ uber: • Die Konstruktion der Brennkammerw¨ ande ist aufwendiger. • Es besteht ein h¨ oherer Kraftaufwand f¨ ur die Speisepumpe. • Die Speisewasserregelung ist empﬁndlicher. Es ist naheliegend, daß die schraubenf¨ ormige Berohrung der Brennkammer im Vergleich zur Vertikalberohrung gewisse Komplikationen mit sich bringt, so ¨ die Ausbiegungen um die Brenner und den Ubergang auf die Vertikalberohrung im Oberteil der Wand. Ferner ist f¨ ur die nicht selbsttragende Schraubenberohrung ein separates Aufh¨ angesystem notwendig, was zu einer Erh¨ohung der Fertigungs- und Montagekosten f¨ uhrt. Der Vollst¨andigkeit halber sei angemerkt, daß die Windungszahl einer Schraubenwicklung mit zunehmender Nennleistung geringer wird. Der Grund liegt darin, daß der Umfang der Brennkammer in etwa proportional zur dritten Wurzel der Nennleistung ist, aber die Anzahl der erforderlichen Verdampferrohre linear mit der Nennleistung w¨ achst. Auf die schraubenf¨ ormige Wicklung der Verdampferrohre k¨onnte verzichtet werden, wenn es gel¨ ange, die erforderliche Mindestmassenstromdichte zur Vermeidung der Siedekrise in den Rohren abzusenken. Dies ist mit innenberippten Rohren (riﬂed tubes) m¨ oglich. Durch die auf der Innenseite dieser Rohre angeordneten, gewendelten Rippen wird der Str¨omung ein Drall aufgepr¨ agt, durch die sich der W¨ arme¨ ubergang verbessert und in der Folge die erforderliche Mindestmassenstromdichte geringer wird. Konzepte f¨ ur senkrecht berohrte Verdampferw¨ande von Zwangdurchlaufdampferzeugern unter Verwendung innenberippter Rohre wurden um 1980 von den Firmen Sulzer und Combustion Engineering entwickelt. Die ersten Kessel dieser Art wurden ab 1989 in Japan in Betrieb genommen. Es handelt sich um die Anlagen Kawagoe und Mitsuma mit einer Leistung von jeweils 700 MWel , u ¨ber die auch in der Literatur [10], [11] berichtet wurde. Neu¨ erdings sind auch Uberlegungen deutscher Kesselhersteller zur Verwendung innenberippter Rohre bekannt geworden [12].

7.2 Dampferzeugersysteme

199

7.2.5 Zwangdurchlauf mit Vollastumw¨ alzung Die Schaltung eines Zwangdurchlaufdampferzeugers mit Vollastumw¨alzung – auch u ¨berlagerter Umlauf genannt – ist in Abb. 7.11 dargestellt. Das aus dem Verdampfer austretende Wasser/Dampfgemisch wird in einem Abscheider getrennt. Das Restwasser ﬂießt einem Mischkopf zu, in dem es durch das aus dem Economizer zuﬂießende Speisewasser unter die Siedetemperatur abgek¨ uhlt und anschließend der Umw¨ alzpumpe zugef¨ uhrt wird. Dampferzeuger dieser Bauart werden knapp unterkritisch (ca. 200 bar im Wasserabscheider) oder u ¨berkritisch betrieben. Bei u ¨berkritisch betriebenen Anlagen wird zwi¨ schen Verdampfer und Uberhitzerteil ein Drosselventil angeordnet, um den u ¨berkritischen Druck im Verdampfer auch beim Anfahren zu erreichen. Ein System dieser Art wird von der amerikanischen Gesellschaft Combustion Engineering unter dem Namen Combined Circulation angeboten, vgl. [4].

Überhitzer

Verdampfer

Abscheideflasche

Umwälzpumpe

Economizer

Speisepumpe

Abbildung 7.11. Zwangdurchlaufdampferzeuger mit Vollastumw¨ alzung (schematisch)

Bei unterkritisch betriebenen Kesseln wird die Wasserumlaufzahl gerade so groß gew¨ ahlt, daß in den Verdampferrohren eine zur K¨ uhlung ausreichende Massenstromdichte erreicht wird. Die Umlaufzahl liegt dann knapp u ¨ber 1,0, so daß zur Trennung des Wasser/Dampfgemisches einfache Abscheidezyklone (Abscheideﬂaschen) ausreichen. Wegen der niedrigen Umlaufzahl ist auch die Bezeichnung Zwangdurchlauf f¨ ur das System gerechtfertigt. Gegen¨ uber dem reinen Zwangdurchlauf ist eine senkrechte Berohrung der Brennkammerw¨ande

200

7 Dampferzeuger

m¨ oglich, da die zur Wandk¨ uhlung erforderliche Mindestmassenstromdichte durch den u ¨berlagerten Wasserumlauf eingehalten werden kann, woraus sich eine einfachere Konstruktion ergibt. Ein Nachteil des u ¨berlagerten Umlaufs besteht darin, daß bei hochwertigen Brennstoﬀen ein Teil der Brennkammerw¨ ande mit Wand¨ uberhitzern abgedeckt werden muß, weil ansonsten die Verdampferw¨ande mehr W¨arme absorbieren als zur Dampferzeugung notwendig ist. Diese Komponenten sind nicht nur aufwendig, sondern auch empﬁndlich gegen Verschmutzung und Erosion. Dies ist der Hauptgrund daf¨ ur, daß dieses System bei mit Steinkohle gefeuerten Anlagen nicht und bei mit Braunkohle gefeuerten Anlagen nur dann angewandt wird, wenn kein Wand¨ uberhitzer erforderlich ist. Die Vergr¨ oßerung des Massenstromes durch die Brennkammerumfassungsw¨ ande durch einen u ¨berlagerten Wasserumlauf brachte den Vorteil einer verbesserten Verteilstabilit¨ at zwischen den parallelen Brennkammerrohren. Dies schaﬀte eine gr¨ oßere Freiheit sowohl hinsichtlich der Betriebsﬂexibilit¨at als auch bei der konstruktiven Gestaltung der Brennkammerberohrung. Die R¨ uckf¨ uhrung von Sattwasser aus der Abscheideﬂasche bringt aber auch eine R¨ uckkopplung in das System: Am Wasserabscheider auftretende St¨orungen werden u uckf¨ uhrleitungen und das Mischst¨ uck wieder an den Kes¨ber die R¨ selanfang zur¨ uckgef¨ uhrt. Somit entsteht ungewollt eine R¨ uckkopplung, durch die sich St¨ orungen verst¨ arken k¨ onnen. F¨ ur den Entwurf der Regelung ist die Kenntnis der Stabilit¨ atsbedingungen der Regelstrecke erforderlich, f¨ ur deren Einzelheiten auf die Literatur [13] verwiesen wird.

7.3 Der Verdampfungsprozeß 7.3.1 Str¨ omungsformen und W¨ arme¨ ubergang in den Verdampferrohren Die ausf¨ uhrliche Behandlung dieses Themas geht u ¨ber den Rahmen des Buches hinaus. Die Vorg¨ange werden in vereinfachter Weise soweit dargestellt, wie es f¨ ur das Verst¨ andnis des Gesamtsystems erforderlich ist. Zur Vertiefung sei auf die Literatur verwiesen, vgl. z.B. [14]. Bei unterkritischem Druck erw¨ armt sich das Arbeitsmittel in den Verdampferrohren zuerst bis auf Sattdampftemperatur und beginnt anschließend zu sieden. Der W¨ arme¨ ubergang bei einphasiger Str¨omung ist durch zahlreiche Untersuchungen gut bekannt. F¨ ur turbulente Rohrstr¨omungen von Wasser und Heißdampf mit 7 000 < Re < 106 gilt als N¨aherung f¨ ur den dimensionslosen W¨ arme¨ ubergangskoeﬃzienten Nu = 0,02 Re0,8 Pr0,42 (1 + d/l)

2/3

.

Die in (7.12) auftretenden dimensionslosen Zahlen sind: αd Nu = : Nusseltzahl, λ

(7.12)

7.3 Der Verdampfungsprozeß

Re = Pr =

vd : ν η cp

201

Reynoldszahl,

: Prandtlzahl. λ Darin ist d der Rohrdurchmesser und l die Rohrl¨ange, ρ die Dichte, η = ρ ν die dynamische Viskosit¨ at, cp die speziﬁsche W¨ armekapazit¨at und λ die W¨armeleitf¨ ahigkeit des Fluids. α ist die W¨ arme¨ ubergangszahl und v die mittlere Str¨ omungsgeschwindigkeit im Rohr. Die zur Bildung der dimensionslosen Kennzahlen erforderlichen Stoﬀwerte sind auf die mittlere Mediumstemperatur bezogen. Gleichung (7.12) kann nach dem W¨arme¨ ubergangskoeﬃzienten α aufgel¨ ost werden: α = 0,02 Φ0,8 d−0,2 λ0,58 cp0,42 η 0,38 (1 + d/l)

2/3

[W/m2 K] .

(7.13)

In (7.13) ist Φ = ρ v die Massenstromdichte. Das Sieden beginnt bereits, wenn der Kern der Rohrstr¨omung noch unterk¨ uhlt ist. Bei Einsetzen der Verdampfung bilden sich anfangs an verschiedenen Orten der Wand Dampfblasen, die sich schließlich von der Wand wegbewegen und in der Fl¨ ussigkeit hochsteigen bzw. beim unterk¨ uhlten Sieden wieder zusammenfallen. Die beim Sieden entstehenden Dampfblasen schließen sich mehr und mehr zu Pfropfen zusammen, bis schließlich eine Ringstr¨omung vorliegt. Dabei bildet sich an der Wand ein Fl¨ ussigkeitsﬁlm aus, w¨ahrend in der Rohrmitte eine Nebelstr¨ omung vorliegt. Im weiteren Verlauf verschwindet der Fl¨ ussigkeitsﬁlm, und auch der Nebel l¨ ost sich zu einphasigem Dampf auf, vgl. Abb. 7.12. Das Wandern der Blasen hat eine Fl¨ ussigkeitsbewegung zur Wand hin und damit einen vergr¨oßerten W¨ arme¨ ubergang zur Folge. Solange Blasenverdampfung vorliegt, steigt der W¨ arme¨ ubergang mit der Heizﬂ¨achenbelastung. F¨ ur beheizte Verdampferrohre gilt nach [4] in erster N¨aherung bis etwa 95% des kritischen Dampfdruckes 0,0025 −0,73 ϑS 0,67 α = 0,061 q [W/m2 K] , (7.14) 1− 378,64 hierbei ist q die W¨ armestromdichte in W/m2 und ϑS die Sattdampftemperatur ◦ in C. Die W¨ arme¨ ubergangskoeﬃzienten sind beim Verdampfen sehr groß: Bei alt man z.B. α = 3,6 · 104 W/m2 K. p = 150 bar und q = 5 · 104 W/m2 erh¨ Bei zu großer, u achenbelastung bildet sich an der Wand ¨berkritscher Heizﬂ¨ ein geschlossener Dampfﬁlm. Der W¨ armetransport erfolgt dann nur durch W¨ armeleitung des Dampfes. Durch dessen Isolationswirkung nimmt der W¨arme¨ ubergang ab und die Wandtemperatur entsprechend zu. Der Ort, an dem der beschriebene Eﬀekt auftritt, heißt Burnoutstelle, vgl. Abb. 7.13a. Dieser Eﬀekt wird in der Literatur auch Siedekrise erster Art, Burnout oder Departure from Nucleate Boiling (DNB) genannt. ¨ Eine Siedekrise zweiter Art, tritt beim Ubergang von der Ring- in die Nebelstr¨ omung durch das Austrocknen“ des Wasserﬁlms auf. In der Literatur ”

202

7 Dampferzeuger

JW

Jm Js l

l g

f 2 e d 1 c b a J

0

x 1 a b c d e f g

einphasige Fl¨ ussigkeitsstr¨ omung unterk¨ uhltes Sieden Blasenstr¨ omung Pfropfen/Blasenstr¨ omung Film- oder Ringstr¨ omung Nebel- oder Spr¨ uhstr¨ omung einphasige Dampfstr¨ omung

1 2

Ort der Siedekrise 1. Art Ort der Siedekrise 2. Art

ϑW Wandtemperatur ϑm Mittlere Fluidtemperatur ϑS Siedetemperatur

Abbildung 7.12. Str¨ omungsformen im Siederohr

wird dies meist als Dryout bezeichnet, vgl. Abb. 7.13b. Die Auswirkungen des Dryout sind allerdings geringer als die des Burnout, weiter kann Dryout nur bei Zwangdurchlaufsystemen auftreten. Beide Siedekrisen haben eine Verringerung des W¨arme¨ ubergangs und damit einen Anstieg der Rohrtemperatur zur Folge. Die Gr¨oßenordung des Temperaturanstiegs ist f¨ ur den Dryout beispielhaft in Abb. 7.14 dargestellt. Diese Abbildung zeigt ferner, daß der Dryout bei Ann¨aherung an den u ¨berkritischen Druck in seinen Auswirkungen geringer wird. Die Rohrwandtemperatur hat dann im entsprechenden Enthalpiebereich des Arbeitsmittels kein ausgesprochenes Maximum mehr. ¨ Um die Ubertemperaturen auf vom Rohrwerkstoﬀ ertragbare Werte zu beschr¨ anken, darf die Heizﬂ¨ achenbelastung bei vorgegebener Massenstromdichte des Arbeitsmittels im Rohr einen bestimmten Grenzwert nicht u ¨berschreiten

7.3 Der Verdampfungsprozeß Nebelströmung

203

Dryoutstelle

Filmverdampfung

Burnoutstelle

Blasenschicht Flüssigkeit

Blasenverdampfung

a)

b)

Abbildung 7.13. a) Dampfﬁlmbildung bei der Siedekrise erster Art (Burnout) b) Austrocknen des Wasserﬁlms bei der Siedekrise zweiter Art (Dryout)

800 T [°C]

200

700

180

Naßdampf Einphasiges Medium (Wasser bzw. Dampf)

210

600 220

500 230 bar

400 300 1000

1500

2000

2500 3000 h [kJ/kg]

Abbildung 7.14. Rohrwandtemperatur, gemessen an einem waagerechten Rohr bei einer Massenstromdichte von 700 kg/m2 s und einer Heizﬂ¨ achenbelastung von 465 kW/m2

bzw. umgekehrt die Massenstromdichte einen gewissen Wert nicht unterschreiten, vgl. Abb. 7.15. Im Unterschied zum Blasensieden ist es bei der Filmverdampfung schwierig, allgemein anwendbare Berechnungsgleichungen anzugeben. Es wird daher auf die Literatur verwiesen [15]. F¨ ur den Konstrukteur eines Verdampfers ist es wichtig zu wissen, • an welchem Ort des Verdampfers mit dem Einsetzen des Filmsiedens zu rechnen ist, • an welcher Stelle der W¨ arme¨ ubergang am geringsten ist und • wie groß die minimalen W¨ arme¨ ubergangszahlen sind. Zur Beantwortung dieser Fragen sind in der Literatur zahlreiche Ergebnisse bekannt, man vgl. z.B. [16]. Es sei noch darauf hingewiesen, daß die W¨arme¨ ubergangskoeﬃzienten f¨ ur fossil gefeuerte Dampferzeuger sehr groß sind – typisch sind Werte um 1– arme¨ uberg¨ange sind dagegen bis 2 · 104 W/m2 K. Die rauchgasseitigen W¨

204

7 Dampferzeuger

1,00 qA [MW/m²] 0,75

700 kg/m²s 1000 kg/m²s

170 200

0,50 170bar

0,25

210 200

0 1500

2000

180

3000 2500 h [kJ/kg]

Abbildung 7.15. Grenzwert f¨ ur die Heizﬂ¨ achenbelastung qA beim Einsetzen der Filmverdampfung, gemessen an einem waagerechten Rohr und halbseitiger Beheizung

auf die Bereiche in Flammenn¨ ahe wesentlich geringer, so daß diese f¨ ur den W¨ armedurchgang maßgebend sind und der W¨arme¨ ubergang beim Verdampfen bis auf den Bereich des Dryout nur eine untergeordnete Rolle spielt. Zur Beherrschung des Dryout wird deshalb vielfach die Restverdampfung in Bereiche geringer rauchgasseitiger W¨ armestromdichten gelegt. Die Anwendung h¨ oherer Massenstromdichten und damit h¨oherer Str¨omungsgeschwindigkeiten ﬁndet eine Grenze im Druckverlust ∆p des Rohrsystems, der von der Speisepumpe aufgebracht werden muß. Nach einem bekannten Zusammenhang aus der St¨ omungsmechanik gilt ρ 2 l v λ , (7.15) 2 d worin λ der Druckverlustbeiwert, ρ die mittlere Dichte, v die mittlere Geschwindigkeit, l die L¨ ange und d der Durchmesser des Rohres ist. Bei turbulenten Str¨ omungen ¨ andert sich λ nur wenig mit v, so daß ∆p in erster N¨aherung proportional zu v 2 ist. F¨ ur ρ = const ist die Beziehung abschnittsweise anzuwenden. Bei Zweiphasenstr¨ omungen, wie sie in Verdampfern bei unterkritischen Dr¨ ucken vorkommen, ist der Zusammenhang zwischen Druckverlust und den Str¨ omungsgr¨ oßen komplexer, denn es besteht eine zus¨atzliche Abh¨angigkeit vom Dampfgehalt und dem Druck der Zweiphasenstr¨omung. Dies kann durch einen zus¨ atzlichen Faktor ber¨ ucksichtigt werden. Die zu (7.15) ¨aquivalente Gleichung lautet dann ∆p =

l ∆p =

ρ 2 1 v fze λ dx . 2 d

(7.16)

0

Hier ist fze das Verh¨ altnis zwischen dem diﬀerentiellen Druckverlust einer Zweiphasen- zu einer Einphasenstr¨ omung. Die rechte Seite ist u ¨ber die

7.3 Der Verdampfungsprozeß

205

Rohrl¨ ange zu integrieren, wobei zu ber¨ ucksichtigen ist, daß fze vom Dampfgehalt und damit vom Ort abh¨ angt. Experimentelle Ergebnisse u ¨ber fze sind in Abb. 7.16 zusammengestellt. 103

p=1bar

f ze 10

10 2 50 100

101

150 200

100

bei pkrit=221,2bar

0

0,25

0,5

0,75

x

1,0

Abbildung 7.16. Verh¨ altnis der Druckverluste von Zweiphasen- zu Einphasenstr¨ omung

7.3.2 Durchﬂuß und Massenstromdichte im Verdampfer Die Massenstromdichte ist bei Zwangdurchlaufdampferzeugern mit Teillastumw¨ alzung oberhalb des Mindestverdampferdurchﬂusses proportional zur ¨ Last, darunter wird sie durch Teillastumw¨ alzung oder Uberspeisung konstant gehalten. Bei Anlagen mit u berlagertem Umlauf ist die Massenstromdichte ¨ im Verdampfer nahezu konstant. Beim Naturumlauf erh¨oht sich die Massenstromdichte im Verdampfer mit der Beheizung, wobei der Druckverlust im Verdampfer durch den Auftrieb des Wasser/Dampfgemisches ohne zus¨atzliche Pumpenleistung u ¨berwunden wird, vgl. Abb. 7.17. Beim Anfahren k¨ onnen bereits bei geringer Feuerleistung in unmittelbarer Brennern¨ ahe ¨ortlich die maximalen W¨ armestromdichten auftreten, insofern entspricht der erforderliche Verdampfermindestdurchﬂuß zur K¨ uhlung der Siederohre nahezu dem bei Vollastbedingungen. Bei Naturumlaufsystemen ist u.a. aus diesem Grund die zul¨ assige Feuerleistung beim Anfahren beschr¨ankt. Bei Zwangdurchlaufdampferzeugern kann auf eine Umw¨alzpumpe verzichtet werden, wenn nur selten angefahren wird (bei Grundlast) und der Durch¨ ﬂuß bei Betrieb unterhalb der Zwangdurchlaufmindestlast durch Uberspeisen

206

7 Dampferzeuger Verdampferdurchfluß

>500

% 100 Umwälzung

Naturumlauf

Umwälzung

50 Speisung

Speisung

Speisung

0 Massenstromdichte im Verdampfer 3000 kg/m²s

2000 1000 0 0

50

% 100 0

50

% 100 0

50

% 100

Dampfleistung

Abbildung 7.17. Durchﬂuß und Massenstromdichte in verschiedenen Verdampfern: Zwangdurchlaufdampferzeuger mit Teillastumw¨ alzung (links), Zwangdurchlaufdampferzeuger mit Vollastumw¨ alzung (mitte), Naturumlaufdampferzeuger (rechts)

sichergestellt wird. Das im Abscheider anfallende Wasser wird dann durch ein Ventil abgef¨ uhrt. Beim Schwachlast-Umw¨ alzbetrieb wird dagegen der Wasserstand im Niveaugef¨ aß durch den Speisewasserstrom geregelt und der Verdampferdurchﬂuß mit der Umw¨ alzpumpe aufrecht erhalten, vgl. Abb. 7.18. Aus dem Schema ist in Str¨ omungsrichtung des Wassers bzw. Dampfes die Reihenfolge der einzelnen Heizﬂ¨ achenpartien sowie deren Aufteilung in Str¨ange zu ersehen. In den Verbindungsleitungen der einzelnen Abschnitte sind die Einspritzstellen zur Temperaturregelung angeordnet. Dargestellt ist auch die Schwachlasteinrichtung mit den Abscheidern zur Wasser/Dampftrennung hinter dem Verdampfer. Im Zwangdurchlaufbetrieb wird der Speisewasserstrom so gef¨ uhrt, daß die Temperatur (Enthalpie) hinter dem Verdampfer in einem vorzugebenden Be¨ reich liegt. Der Ubergang vom Umw¨ alz- auf den Zwangdurchlaufbetrieb kann st¨ orungsfrei erfolgen, wenn der Temperatur- oder Enthalpieregler den Spei¨ ¨ sewasserstrom so f¨ uhrt, daß im Ubergangsbereich die Uberhitzung am Verdampferaustritt nur gering ist, vgl. Abb. 7.19.

7.3 Der Verdampfungsprozeß

207

Verdampfer

Eco

Abbildung 7.18. Heizﬂ¨ achenschaltschema eines Zwangdurchlaufdampferzeugers (EVT) 3000

340°C

380°C

420°C

h 300°C [kJ/kg] 2800

2600

2400

2200 50

100

150

200

p [bar]

250

Abbildung 7.19. Sollwertbereich der Verdampferaustrittstemperatur eines Zwangdurchlaufdampferzeugers im ¨ Ubergangsbereich zum Schwachlastbetrieb

7.3.3 Wasser/Dampftrennung Eine Wasser/Dampftrennung wird bei Systemen mit festgehaltenem Verdampfungsendpunkt in allen Lastbereichen durchgef¨ uhrt, bei Zwangdurchlauf mit Schwachlastumw¨ alzung dagegen nur im Schwachlastbereich. Die Was-

208

7 Dampferzeuger

ser/Dampftrennung wird bei Naturumlauf- und Zwangumlaufsystemen in Trommeln und bei Zwangdurchlaufsystemen in Abscheidern vorgenommen. Die Abscheider haben gegen¨ uber den Trommeln den Vorteil, daß sie wesentlich geringere Wanddicken aufweisen und damit gr¨oßere Temperaturtransienten zul¨ assig sind, vgl. Abb. 7.4. Bei den Zwangdurchlaufsystemen erfolgt die Wasserabscheidung in Zyklonen, vgl. Abb. 7.20. Dabei ist es unerheblich, ob die Trennung in einem großen oder mehreren kleinen Abscheidern erfolgt. Letztere haben den Vorteil, daß ihre Wanddicke geringer ist, und sich dadurch gr¨ oßere zul¨assige Temperaturtransienten ergeben. Bei den Abscheidern wird durch eine tangentiale Einstr¨omung des Wasser/Dampfgemisches in den zylindrischen Abscheideraum eine Drallstr¨ omung erzeugt. Im Zentrifugalfeld dieser Str¨omung werden Wasser und Dampf aufgrund ihrer unterschiedlichen Dichte getrennt. Der Trenngrad ist haupts¨ achlich vom Druck des einstr¨ omenden Naßdampfes abh¨angig, aber auch die Volumenbelastung des Abscheiders, das ist das Verh¨altnis aus Massenstrom und Abscheidervolumen, und die H¨ ohe des Wasserstandes k¨onnen nicht vernachl¨ assigt werden. Bei gut ausgelegten Abscheidern liegt der Wassergehalt des abstr¨ omenden Dampfes bei einem Druck von 60 bar bei ca. 4% und der Dampfgehalt des abstr¨ omenden Wassers bei 1%; bei 180 bar liegen die entsprechenden Werte bei ca. 10% und 6%. F¨ ur den Aufbau der Speisewasserregelung von Zwangdurchlaufdampferzeugern im Umw¨alzbetrieb wird der Wasserstand im Abscheidegef¨aß herangezogen. Um durch St¨ orungen bedingte Schwankungen in der Speisung abzufangen, muß das Abscheidegef¨ aß einen ausreichend großen Wasserspeicher aufweisen, vgl. hierzu die Abmessungen des in Abb. 7.20 dargestellten Abscheiders. In den Trommeln erfolgt die Wasser/Dampftrennung bei Anlagen mit einer Dampfleistung unter ca. 250 t/h und Dr¨ ucken unter ca. 140 bar im einfachsten Falle durch die Schwerkraft oder mit Hilfe von einfachen Einbauten, vgl. Abb. 7.21. Die Einbauten m¨ ussen so ausgef¨ uhrt sein, daß das abgeschiedene Wasser frei in den Wasserraum ablaufen kann und nicht von anderen Dampfstrahlen wieder aufgewirbelt wird. F¨ ur eine gute Abscheidung muß eine ausreichend große Trennﬂ¨ ache zwischen der Wasser- und Dampfphase zur Verf¨ ugung stehen. Die Geschwindigkeit des aufsteigenden Dampfes muß so gering sein, daß keine Wassertropfen mitgerissen werden. Diese Bedingung verlangt eine Mindestgr¨ oße f¨ ur den Dampfraum einer Trommel: VD =

m ˙D ρD ∆

mit oße des Dampfraumes in m3 , VD Gr¨ ρD Dichte des Sattdampfes in kg/m3 , m ˙ D Dampfmassenstrom in kg/s und

(7.17)

7.3 Der Verdampfungsprozeß

209

Dampf zu den Überhitzern

A

A

Schnitt “A-A” Wasser+Dampf

26m

Schnitt “B-B”

800

B

B

zur Umwälzpumpe

Abbildung 7.20. Prinzipieller Aufbau und Hauptabmessungen eines Wasserabscheiders f¨ ur einen 1 000 t/h-Dampferzeuger mit u ¨berlagertem Umlauf. Solche Abscheideﬂaschen werden meist aus Feinkornbaustahl mit Wandst¨ arken von ca. 80 mm gefertigt

∆ Dampfraumbelastung (V˙D /V ) in s−1 . F¨ ur die Dampfraumbelastung liegen Erfahrungswerte vor. Sie h¨angt wesentlich vom Dampfdruck und von der Speisewasserqualit¨at ab; f¨ ur die maximal zul¨ assige Dampfraumbelastung gilt die empirische Beziehung ∆max = 0,264 · 103 p−0,7 λ−0,61 [s−1 ] .

(7.18)

Hier ist p der Trommeldruck in bar und λ die elektrische Leitf¨ahigkeit des Kesselspeisewassers in Mikrosiemens pro cm (µS/cm). Zwischen der Leitf¨ahigkeit und dem Salzgehalt besteht ein direkter Zusammenhang; durchschnittlich entspricht einem Salzgehalt von 1 mg/l ein Leitf¨ahigkeitswert von 2 µS/cm. Grunds¨ atzlich nimmt die Abscheidewirkung der Trommel mit zunehmender Dampfraumbelastung ab. Die zul¨ assige Dampfraumbelastung h¨angt nat¨ urlich auch von der Einf¨ uhrung der Steigrohre in die Trommel und den Einbauten ab. Bei Dampferzeugern f¨ ur Kraftwerke werden in die Trommel meist kleine Zyklone eingebaut, die die Wasser/Dampftrennung zus¨atzlich unterst¨ utzen. Mit solchen Einbauten werden Abscheidegrade von > 98% erreicht, vgl. Abb. 7.21. Die zul¨ assige Dampfraumbelastung verliert bei dieser Konstruktion ihre Bedeutung. Der Trommeldurchmesser wird vielmehr durch den Platzbedarf der

210

7 Dampferzeuger zum Überhitzer

Kesseltrommel mit Demister

A

A-B

Anschluss Wasserstand C

Demister

C-D

Demister

D

vom Verdampfer

Lochblech

Überlauf Entsalzung

B

Lochblech Anschluss Fallrohr

Speisewasser-Eintritt

Kesseltrommel mit einseitiger Zyklonanordnung A

zum Überhitzer

A-B

Anschluss Wasserstand

C-D

D

C

vom Verdampfer Entsalzung

B

Speisewasser-Eintritt Überlauf

zum Fallrohrsammler

Zyklone

Kesseltrommel mit zweiseitiger Zyklonanordnung

zum Überhitzer A

A-B

C-D

D

C

Zyklone B vom Verdampfer

vom Verdampfer

Anschluss Fallrohr

Speisewasser-Eintritt

Abbildung 7.21. Trommelbauarten. Oben ist eine Trommel f¨ ur Anlagen mit Dr¨ ucken bis ca. 150 bar dargestellt, die zur Unterst¨ utzung der Dampfabscheidung Lochbleche zur Vermeidung einer Wellenbildung und Tropfenf¨ anger (Demister) besitzt. Die beiden anderen Ausf¨ uhrungen werden f¨ ur Dr¨ ucke gr¨ oßer ca. 150 bar verwendet, wobei zur Unterst¨ utzung der Wasserabscheidung Zyklone und Leitbleche eingebaut sind

Zyklone bestimmt. Bei Kraftwerksdampferzeugern werden bei Trommeldurchmessern von ca. 2 m Leistungen von 50 t/h je Meter Trommell¨ange erreicht. Die Zuf¨ uhrung des Speisewassers soll gleichm¨aßig u ¨ber die L¨ange der Trommel erfolgen und darf weiter den Abscheidevorgang in der Trommel nicht ¨ st¨ oren. Ublicherweise ist die Trommel etwa zur H¨alfte mit Wasser gef¨ ullt, wo-

7.3 Der Verdampfungsprozeß

211

bei im Betrieb ein Mindestwasserstand nicht unterschritten und ein H¨ochstwasserstand nicht u ¨berschritten werden darf. Bei zu geringem Wasserstand besteht die Gefahr, daß die Verdampferrohre nicht ausreichend mit Wasser versorgt und damit ¨ ortlich u ¨berhitzt werden. Bei zu hohem Wasserstand und auch bei starken Wasserstandschwankungen sowie großen Dampfentnahmen ¨ kann Wasser aus der Trommel in die Uberhitzer mitgerissen werden. Das Mitreißen von Wasser ist deshalb gef¨ ahrlich, weil im Trommelwasser Salze gel¨ost ¨ sein k¨ onnen. Diese lagern sich beim Verdampfen in den Uberhitzerrohren ab; durch die Isolierwirkung der Ablagerungen wird das Rohrmaterial an diesen Stellen langsam u ¨berhitzt und kann schließlich reißen. Bei der Konzeption der Wasserstandsregelung ist zu beachten, daß es durch die erh¨ ohte Einspeisung von unterk¨ uhltem Speisewasser in die Trommel zu einer Kondensation von im Trommelwasser vorhandenen Dampfblasen kommt. Dadurch kann es unter gewissen Randbedingungen zu einer Umkehr der Niveaubewegung kommen: Bei einer Erh¨ ohung des Speisewasserstromes sinkt der Wasserspiegel zun¨ achst und beginnt erst nach einer gewissen Zeit anzusteigen. Beispiel 7.2. F¨ ur einen Naturumlaufdampferzeuger mit einer Dampfleistung von 640 kg/s soll die Dampftrommel ausgelegt werden. Der Innendruck betrage 180 bar; die zugeh¨ orige Dichte des Sattdampfes ρD ist 133,4 kg/m. Die Dampfraumbelastung ahigkeit ist mit ∆ = 230 h−1 vorgegeben. Das Kesselspeisewasser besitzt eine Leitf¨ von 2 000 µS/cm. Die L¨ ange der Trommel sei 39 m, die Wanddicke 150 mm. a) Man berechne den Außen- und Innendurchmesser der Trommel unter der Annahme, daß der Dampfraum VD der H¨ alfte des Trommelvolumens entspricht. b) Vergleiche die angegebene Dampfraumbelastung mit der empfohlenen maximalen Belastung f¨ ur Trommelkessel. L¨ osung. a) Aus den Vorgaben wird mit (7.17) das Volumen des Dampfraumes der Trommel zu VD = 75,1 m3 bestimmt. Unter der Annahme, daß die Trommel zur H¨ alfte gef¨ ullt ist, folgt f¨ ur das Trommelvolumen π 2 VTr = 2 VD = d l , 4 i woraus der erforderliche Innendurchmesser

di =

8 VD πl

= 2 214 mm

bestimmt werden kann. Aus einer Festigkeitsberechnung ergibt sich bei Verwendung eines Feinkornbaustahls eine Wanddicke von ca. 150 mm und damit ein Außendurchmesser von da = 2 520 mm. b) (7.18) liefert die maximale Dampfraumbelastung ∆max = 243 h−1 . Damit ist ullt. ∆max > ∆ und die Bedingung bzgl. der Dampfraumbelastung erf¨

212

7 Dampferzeuger

7.4 Konvektivheizﬂ¨ achen 7.4.1 Allgemeines Die W¨ arme¨ ubertragung von den heißen Rauchgasen auf das Arbeitsmittel kann durch Strahlung oder Konvektion erfolgen. Je nachdem ob die Strahlung oder Konvektion u ¨berwiegt, teilt man die Heizﬂ¨achen in Strahlungs- und Konvektionsheizﬂ¨ achen auf. Typische Strahlungsheizﬂ¨achen sind die Brennkammerw¨ ande, w¨ahrend bei den B¨ undelheizﬂ¨ achen, die aus einer Vielzahl von parallel geschalteten Rohren bestehen, die Konvektion u ¨berwiegt. Vom wirtschaftlichen Gesichtspunkt aus sind Konvektivheizﬂ¨achen, da sie u ¨ber den gesamten Rohrumfang wirksam sind, bei mittleren Rauchgastemperaturen g¨ unstiger als Strahlungsheizﬂ¨ achen, die nur mit den projizierten Fl¨ achen am W¨ armeaustausch teilnehmen. Bei einer Temperaturdiﬀerenz von 500 K zwischen Wand und Rauchgas und einer W¨arme¨ ubergangszahl von ur die Konvektivheizﬂ¨ ache eine W¨armestromdichte von 80 W/m2 K ergibt sich f¨ 40 kW/m2 . Zum Erzielen einer gleichen W¨ armeleistung w¨are bei der Strahlungsheizﬂ¨ ache auf das eingebaute Rohr bezogen eine um den Faktor π gr¨oßere W¨ armestromdichte erforderlich. Bei Gastemperaturen von 1 000◦ C sind aber nur 60 kW/m2 vorhanden. Die Strahlung tr¨ agt also im Temperaturbereich arme¨ ubergang bei als die Konvektion. unter ca. 1 200◦ C weniger zum W¨ ¨ Die Konvektivheizﬂ¨ achen werden in Uberhitzer, Zwischen¨ uberhitzer und ¨ Economizer unterteilt. Uberhitzer und Zwischen¨ uberhitzer haben die Aufgabe, den erzeugten bzw. den von der Turbine kommenden Dampf auf die geforderten Temperaturen zu bringen, w¨ ahrend dem Economizer die Aufgabe zukommt, die Abgastemperatur abzusenken. Bestimmend f¨ ur die Position der Konvektivheizﬂ¨achen im Rauchgasweg ist aber die Gefahr der Bildung von Verschmutzungen und Korrosionen an heißliegenden Heizﬂ¨ achen. Beide sind von den Ascheeigenschaften und der Temperatur der Rauchgase abh¨ angig. Die Auslegung und auch das Betriebsverhalten der B¨ undelheizﬂ¨ achen wird vor allem durch die rauchgasseitigen Verschmut¨ zungen stark beeinﬂußt. Die Korrosion der Uberhitzerrohre entsteht durch einen Diﬀusionsprozeß in den Bel¨ agen auf den Rohren, wobei ein Maximum des Korrosionsabtrages bei Metalltemperaturen im Bereich von 700◦ C liegt, wenn Steinkohle verfeuert wird, vgl. [17]. Es gilt demnach, Rohrwandtemperaturen u ¨ber ca. 620◦ C zu vermeiden. Neben der Verminderung des W¨ arme¨ ubergangs f¨ uhren die Ascheablagerungen auf den Rohren auch zu einer h¨ oheren Geschwindigkeit der Rauchgase. Dies f¨ uhrt zu einer Vergr¨ oßerung der rauchgasseitigen Geschwindigkeiten und des Druckverlustes und beg¨ unstigt ferner den Verschleiß infolge Erosion durch die Aschepartikel. Nach bestehenden Erfahrungen ist die Erosionsrate assige Rauchgasgeschwindigkeit in den Konvektivproportional zu v 3,5 . Die zul¨ heizﬂ¨ achen h¨ angt wesentlich vom Aschegehalt und der Art der Asche ab. Bei ¨ oder mit Gas befeuerten Kesseln – bei denen praktisch keine Asche mit Ol in den Rauchgasen vorhanden ist – sind Geschwindigkeiten von 20–25 m/s

7.4 Konvektivheizﬂ¨ achen

213

u ¨blich, dagegen wird sie bei Steinkohle auf 9–12 m/s und bei Braunkohle auf 8–10 m/s beschr¨ankt. W¨ armetechnisch wird die Verschmutzung durch eine aus Erfahrungen resultierende Abwertung der W¨ arme¨ ubertragungsﬂ¨achen ber¨ ucksichtigt. Abh¨ angig vom Brennstoﬀ liegen die Abwertungsfaktoren in der Brennkammer zwischen 0,6 (z.B. Braunkohle) und 1,0 (Erdgas) und in den B¨ undelheizﬂ¨achen zwischen 0,7 und 0,9. Wegen der geringeren Gefahr von Br¨ uckenbildung durch Ablagerungen auf den W¨ armeaustauscherrohren und der g¨ unstigeren Bedingungen f¨ ur eine Abreinigung hat sich bei Kraftwerksdampferzeugern die ﬂuchtende Anordnung der Rohre in den Heizﬂ¨ achen durchgesetzt. Die Querteilung in den Rohrb¨ undeln wird dabei in Abh¨ angigkeit vom Verschmutzungsverhalten des Brennstoﬀes und der Rauchgastemperatur festgelegt, vgl. Tabelle 7.2. Tabelle 7.2. Querteilung in den B¨ undelheizﬂ¨ achen Temperatur [◦ C] 1 050–1 300 900–1 050 700– 900 < 700

Querteilung [mm] Kohle

¨ Ol/Gas

800 400 200 100

160 160 80 80

Zur Beseitigung von rauchgasseitigen Verschmutzungen an den Konvektivund Wandheizﬂ¨ achen werden bei Kraftwerksdampferzeugern Rußbl¨ aser angewendet. Diese entfernen Bel¨ age mit Hilfe von Dampf-, Luft- oder auch Wasserstrahlen. 7.4.2 W¨ arme¨ ubergang F¨ ur den rauchgasseitigen W¨ arme¨ ubergang sind Konvektion und Strahlung bestimmend. Es kann ein ¨ außerer W¨ arme¨ ubergangskoefﬁzient deﬁniert werden durch α A + αS AS αa = K K (7.19) Aa mit: αK αS αa AK AS Aa

W¨ arme¨ ubergangskoeﬃzient durch Konvektion, W¨ arme¨ ubergangskoeﬃzient durch Strahlung, außerer W¨ arme¨ ubergangskoeﬃzient, ¨ Konvektionsheizﬂ¨ ache, Strahlungsheizﬂ¨ ache, und außere Heizﬂ¨ ache (meist wird Aa = AK gesetzt). ¨

214

7 Dampferzeuger

Beim konvektivem W¨ arme¨ ubergang an querangestr¨omten Rohrb¨ undeln gilt f¨ ur die Nusseltzahl Nu = 0,287 Re0,6 Pr0,364 fe .

(7.20)

Hier ist Re die mit dem Rohrdurchmesser und der Geschwindigkeit in den Rohrgassen gebildete Reynoldszahl und Pr die Prandtlzahl. fe ist ein Korrekturfaktor nach Abb. 7.22. αK kann aus der Deﬁnition der Nusseltzahl αK da λ bestimmt werden.

(7.21)

tb

tb

Nu =

4,0 tl

t b/d=1,1

fe

t b/d=1,1

fe

1,2

3,0

1,2

3,0

1,3

1,3

1,4

1,4 1,5 1,6

1,5 1,6 1,8

2,0

1,8 2,0

2,0

2,0

2,5 3,0 4,0

2,5 3,0 4,0

5,0

5,0

1,0 1,0

2,0

d

tl

d

4,0

3,0 4,0 rel. Längsteilung tl /d

5,0

1,0 1,0

2,0

3,0 4,0 rel. Längsteilung tl /d

5,0

Abbildung 7.22. Korrekturfaktor fe

F¨ ur den analog zum konvektiven W¨ arme¨ ubergangskoeﬃzienten deﬁnierten Koeﬃzienten f¨ ur die Strahlung folgt durch Umformung des Stefan-Boltzmann’schen Gesetzes f¨ ur graue K¨ orper αS = ε σS

T4 − T4 RG

W

TRG − TW

.

(7.22)

TRG bezeichnet die Temperatur des Rauchgases und TW die Oberf¨achentemperatur des W¨ armeaustauschers. F¨ ur die Berechnung von ε kann (6.15) verwendet werden, wobei zur Ber¨ ucksichtigung der komplexeren Geometrie in Anlehnung an den hydraulischen Durchmesser die Schichtdicke

7.4 Konvektivheizﬂ¨ achen

215

4V (7.23) A eingef¨ uhrt wird. Hier ist V das Volumen des Gask¨orpers und A die vom Gask¨ orper umschlossene W¨ armeaustauschﬂ¨ ache. Bei B¨ undelheizﬂ¨achen mit versetzten bzw. ﬂuchtenden Rohren gilt

2 tl tb s= (7.24) − da . 3 da s = 0,85

angs- und tb die Querteilung der Dabei ist da der Rohrdurchmesser, tl die L¨ Heizﬂ¨ ache, vgl. Abb. 7.22. 7.4.3 Rohrwandtemperaturen Der W¨ armeaustausch in den Konvektivheizﬂ¨achen erfolgt zun¨achst durch W¨ armestrahlung und/oder Konvektion von den heißen Rauchgasen an die Außenwand des Rohres, von dort durch W¨ armeleitung auf die Rohrinnenseite und von dort schließlich durch W¨ arme¨ ubertragung auf den Wasserdampf. F¨ ur den Gesamtvorgang gilt λ Q˙ = αa Aa ϑRG − ϑW = A ϑW − ϑW a a i s (7.25) = αi Ai ϑW − ϑD = k Aa ϑRG − ϑD . i

Hier ist A der Mittelwert von Aa und Ai und k der W¨armedurchgangskoeﬃzient. ϑW ist die Wandtemperatur und ϑD die Temperatur des Dampfes; die Indizes i und a stehen f¨ ur die innere bzw. ¨ außere Rohrwand. Da die heißen Rauchgase einen sehr viel kleineren W¨ arme¨ ubergangskoefﬁzienten haben als das k¨ altere Medium, wird k auf die Außenﬂ¨ ache Aa bezogen. Betrachtet man die Gleichung n¨ aher und setzt dabei Aa = Ai = A, erkennt man, daß die Temperaturdiﬀerenz ϑRG − ϑW von αa , a die Temperaturdiﬀerenz ϑW − ϑW von s/λ und a i die Temperaturdiﬀerenz ϑW − ϑD von αi i

abh¨ angt und sich diese auch gegenseitig beeinﬂussen. Diese Abh¨angigkeit kann man ausnutzen, um gewisse Eﬀekte zu erzielen. So kann man z.B. durch Vergr¨ oßerung von αi die Temperaturdiﬀerenz ϑW − ϑD verkleinern. Als Folge bei kommt man zus¨ atzlich ein kleineres ϑRG , ein gr¨oßeres Q˙ oder ein kleineres A, ¨ je nachdem welche Gr¨ oßen konstant gehalten werden. Diese Uberlegung zeigt, daß zur Beeinﬂussung der Wandtemperatur nicht nur eine Gr¨oße ge¨andert werden kann. Die Berechnung der Wandtemperaturen kann entweder von ϑW oder ϑW a i ausgehend begonnen werden. Ihre Kenntnis ist f¨ ur die Festigkeitsberechnung und die Materialauswahl von großer Bedeutung. Man erkennt dies aus der bekannten Gleichung zur Berechnung der Rohrwanddicke

216

7 Dampferzeuger

s=

da p . 2 K/S

(7.26)

Hier ist s die Wanddicke, da der Außendurchmesser, p der h¨ochstzul¨assige Druck im Rohr, K die Festigkeitskennzahl und S ein Sicherheitsbeiwert. Die Wanddicke f¨ ur beheizte Rohre w¨ ahlt man i.allg. nicht dicker als 6 mm, da sonst zu große W¨ armespannungen auftreten k¨onnen. Eine Druckerh¨ohung, die aus Wirkungsgradgr¨ unden erw¨ unscht ist, f¨ uhrt deshalb bei gleicher Materialqualit¨ at zu geringeren Rohrdurchmessern.8 ¨ 7.4.4 Uberhitzer ¨ Zweck der Uberhitzer ist es, den Hochdruckdampf auf die geforderte Temperatur zu bringen. Dabei ist sicherzustellen, daß zul¨assige Materialtemperaturen nicht u osung der Aufgabe wird durch die ¨berschritten werden. Die L¨ ungleichm¨ aßige Temperatur (Temperaturschieflage) der aus der Brennkammer zustr¨ omenden Rauchgase erschwert. Diese Temperatur kann sich nicht auf dem relativ kurzen Weg durch die Heizﬂ¨achen durch Quervermischung ausgleichen. Eine ungleiche Beheizung einzelner Rohrschlangen hat eine unterschiedliche Enthalpiezunahme des durch diese Rohre str¨omenden Dampfes zur Folge. ¨ Es ist klar, daß die Temperaturstreuung am Ende des Uberhitzers propor¨ tional zur W¨ armeaufnahme ist. Es ist also zweckm¨aßig, den Uberhitzer in mehrere Stufen zu unterteilen. Wird zus¨ atzlich noch eine Aufteilung der ein¨ zelnen Uberhitzerstufen u ¨ber die Kesselbreite in Str¨ange vorgenommen und werden diese innerhalb des Rauchgasweges vertauscht, kann eine weitere Verminderung der Temperaturstreuung erreicht werden, vgl. Abb. 7.18. Beispiel 7.3. Der End¨ uberhitzer einer kohlegefeuerten 740 MW-Anlage ist im Gleichstrom geschaltet und im Temperaturbereich zwischen 950 und 1 085◦ C angeordnet. Der Dampf (210 bar) wird von 476 auf 535◦ C erhitzt. Die Querteilung des B¨ undel¨ uberhitzers betr¨ agt 480 mm, die L¨ angsteilung 60 mm und die Rohrabmessungen sind 38 × 5 mm. Die Massenstromdichte Φ des Dampfes betr¨ agt 1 200 kg/m2 s. ◦ Gegeben sind ferner die Dampfdaten f¨ ur 210 bar, 535 C: ρ = 66,0 kg/m3 ,

λ = 0,09 W/mK,

η = 31 · 10−6 Pas,

Pr = 0,9,

und die Stoﬀwerte des Rauchgases f¨ ur 1 bar und 950◦ C: ρ = 0,28 kg/m3 ,

λ = 0,09 W/mK,

η = 45 · 10−6 Pas,

Pr = 0,58.

Die W¨ armeleitf¨ ahigkeit des Rohrmaterials λR ist mit 50 W/mK anzusetzen. Zu ¨ berechnen sind die Rohrwandtemperaturen am Uberhitzeraustritt. 8

Richtlinien f¨ ur die Berechnung von Dampferzeugerdruckteilen sind in den technischen Regeln f¨ ur Dampferzeuger (TRD) aufgestellt [18]. Allgemeine Grundlagen sind in der Richtlinie TRD 300 enthalten.

7.4 Konvektivheizﬂ¨ achen

217

L¨ osung. Zun¨ achst ist die innere W¨ arme¨ ubergangszahl αi zu bestimmen, wozu (7.12) herangezogen wird. Aus den gegebenen Daten muß zuerst die Reynoldszahl gem¨ aß Rei =

Φ di ηD

= 1,084 · 106

berechnet werden. Daraus folgt unter Vernachl¨ assigung des Terms d/l in (7.12) Nui = 0,02 Re0,8 Pr0,42 = 1 288 . Aus der Deﬁnition der Nusseltzahl ergibt sich dann αi =

Nui λD di

= 4 139 W/m2 K.

Die ¨ außere W¨ arme¨ ubergangszahl αa besteht aus einem Konvektions- und einem Strahlungsteil. F¨ ur die Berechnung von αK wird die Nusseltzahl des konvektiven W¨ arme¨ ubergangs an querangestr¨ omten Rohren nach (7.20) zu Nua = 23,2 bestimmt, woraus αK =

Nua λRG da

= 55 W/m2 K

folgt. Zur Berechnung des Strahlungsanteils muß zuerst der Emissionskoeﬃzient εF nach (6.15) ermittelt werden. Die dazu erforderliche Schichtdicke wird u ¨ber (7.24) zu s = 0,48 m bestimmt, so daß εF = 0,13 resultiert. Aus (7.24) folgt schließlich αS = 37 W/m2 K. Aus (7.19) folgt f¨ ur den rauchgasseitigen W¨ arme¨ ubergang αa = αK + αS = 92 W/m2 K. Die W¨ armedurchgangszahl betr¨ agt wegen 1 s 1 1 + + = k αa λR αi k = 90 W/m2 K. Damit ist der W¨ armestrom pro L¨ angeneinheit

Q˙ = k π da ϑRG − ϑD = 4 459 W/m, woraus die Wandtemperaturen zu ϑW = ϑRG − a

Q˙ = 548◦ C αa π da

und ϑW = ϑD + i

Q˙ = 544◦ C αi π di

bestimmt werden. Die Festlegung der Wanddicke erfolgt mit den Langzeit-Festigkeitskennwerten. Dabei sind die ung¨ unstigsten auftretenden Wandtemperaturen zu ber¨ ucksichtigen. ¨ Zu deren Ermittlung sind die Auswirkungen von Uberlasten, Verschmutzungen sowie die rauchgas- und dampfseitigen Temperaturschieflagen zu beachten.

218

7 Dampferzeuger

¨ Zur Verbesserung der Temperaturregelung wird der Uberhitzer meist in drei bis vier Abschnitte unterteilt, wobei zwischen den Abschnitten Einspritzk¨ uhler vorgesehen werden. Diese K¨ uhler sind auch erforderlich, um Temperaturst¨ orungen ausgleichen zu k¨ onnen. Die Anordnung von mehreren Einspritzungen ist bei großen Kesseln notwendig, um keine zu großen Totzeiten entstehen zu lassen, die ja unmittelbar mit der Durchﬂußzeit des Dampfes ¨ durch die einzelnen Uberhitzerheizﬂ¨ achen verkn¨ upft sind. Bei der Auslegung des Einspritzk¨ uhler ist zu bedenken, daß der Speisewasserstrom um die Menge abnimmt, die in den Einspritzk¨ uhler zugegeben wird, d.h. daß bei vermehrtem Einspritzwasserstrom die Temperatur vor den HD-Einspritzk¨ uhlern zunimmt. Bei Anlagen mit variablem Verdampfungsendpunkt werden ca. 5% und bei solchen mit einem festen ca. 8% des gesamten Speisewassers f¨ ur die Einspritzung bei Vollast vorgesehen. Die Bemessung dieser K¨ uhler ist von mehreren Faktoren abh¨angig. So wird z.B. der Misch- und Verdampfungsweg des Einspritzwassers von der Relativgeschwindigkeit und der Temperaturdiﬀerenz zwischen Wasser und Dampf beeinﬂußt. Daneben spielt auch die Dichte des Dampfes, also der Druck, eine Rolle. In Druckbereichen u ¨ber 150 bar werden Mischl¨angen von 3 m im Regelfall f¨ ur ausreichend gehalten – allerdings sind dann die gr¨oßten der von den verf¨ ugbaren D¨ usen erzeugten Tropfen noch nicht vollst¨andig verdampft. Die Temperaturdiﬀerenz zwischen Wasser und Dampf geht etwa umgekehrt proportional in den Verdampfungsweg ein. Insbesondere beim Anfahren darf deshalb nur bei Vorliegen ausreichender Temperaturdiﬀerenzen eingespritzt werden. In Abb. 7.23 ist die Konstruktion eines Einspritzk¨ uhlers dargestellt. Das Schutzrohr ist notwendig, damit das eingespritzte Wasser keinen Temperaturschock an den W¨ anden des Einspritzrohres verursacht. Am Ende des Einspritzrohres ist ein Thermoelement zur Messung der Dampftemperatur eingebaut.

Düsenstock

Inspektionsnippel

Dampf

Festpunkt

Schutzrohr

Lospunkt

Abbildung 7.23. L¨ angsschnitt durch einen Einspritzk¨ uhler

7.4 Konvektivheizﬂ¨ achen

219

7.4.5 Zwischen¨ uberhitzer ¨ hat die Aufgabe, den vom Hochdruckteil der Der Zwischen¨ uberhitzer (ZU) Turbine kommenden Dampf auf eine bei allen Lasten gleich hohe Temperatur zu bringen. Die Dimensionierung des Zwischen¨ uberhitzers h¨angt von der Betriebsweise eines Kraftwerkes ab. Bei Bl¨ ocken, die im Festdruck betrieben werden – der Druck des Frischdampfes ist u ¨ber der Last konstant – nimmt die Eintritts¨ mit der Last ab. Demzufolge wird die dem ZU-Dampf ¨ temperatur in den ZU pro Masseneinheit zuzuf¨ uhrende W¨ armemenge mit geringer werdender Last gr¨ oßer. Beim Gleitdruckbetrieb dagegen variiert der Druck des Frischdamp¨ ist nahezu fes proportional zur Last und die Eintrittstemperatur in den ZU konstant. Bei der Auslegung des Zwischen¨ uberhitzers ist weiter zu beachten, daß mit abnehmender Last anteilig weniger W¨ arme an die Konvektivheizﬂ¨achen ¨ abgegeben wird. Zur Erzielung einer konstanten ZU-Temperatur ist deshalb ein Regeleingriﬀ erforderlich. Dazu bestehen folgende M¨oglichkeiten: • Speisewassereinspritzung: Dies ist die einfachste und billigste L¨osung, die aber den thermischen Wirkungsgrad des Prozesses verschlechtert, weil ein Teil der mit dem Brennstoﬀ zugef¨ uhrten W¨arme nur Niederdruckdampf erzeugt und so ein entsprechender Anteil an Expansionsarbeit in der HDTurbine verlorengeht. • Biﬂux: Dies ist eine Kombination eines außerhalb des Kessels angeordneten, mit Hochdruckdampf beheizten Zwischen¨ uberhitzers mit einer nachgeschalteten rauchgasbeheizten Endstufe. • Triﬂux: Dies ist die Kombination eines rauchgasbeheizten mit einem dampfbeheizten W¨ armeaustauscher. Die bei Teillast abfallende Temperaturcharakteristik des rauchgasbeheizten B¨ undels wird durch angepaßte Zufuhr im dampfbeheizten Teil kompensiert. Die Austrittstemperatur des Zwischen¨ uberhitzers kann bis zu kleinen Teillasten konstant gehalten bzw. den Betriebsverh¨ altnissen des Blocks angepaßt werden, vgl. Abb. 7.24. • Rauchgasrezirkulation: Durch R¨ uckf¨ uhrung von bereits abgek¨ uhlten Rauchgasen in die Brennkammer kann die W¨ armeaufnahme in die Konvektivheizﬂ¨ achen verlagert werden. • Schwenkbrenner: Mit diesen wird die Flammenlage im Feuerraum und damit die W¨ armeaufnahme der einzelnen Heizﬂ¨achen ver¨andert. Bi- und Triﬂux kommen bei Zwangdurchlaufanlagen dann zum Einsatz, wenn ein Brennstoﬀ mit einem weiten Heizwertband zu verarbeiten ist, z.B. Braunkohle. Die Rauchgasrezirkulation wurde vorzugsweise bei o¨lgefeuerten Anlagen verwendet. Die Schwenkbrenner sind besonders f¨ ur kohlegefeuerte Anlagen mechanisch aufwendig und werden nur von der Firma Combustion Engineering eingesetzt. Die Auslegung des Zwischen¨ uberhitzers ist im Zusammenhang mit dem Gesamtprozeß zu sehen. Es ist zu beachten, daß der Prozeßwirkungsgrad mit

220

7 Dampferzeuger

zunehmender Einspritzmenge und zunehmendem Druckverlust abnimmt. Ausgehend von einem Prozeß mit einfacher Zwischen¨ uberhitzung und den Dampfparametern 200/42 bar, 535/535◦ C gelten f¨ ur die Wirkungsgrad¨anderung folgende Werte: ∆ϑ ¨ von 10◦ C entspricht ∆η von 0,25%, ZU ∆p ¨ von 1 bar entspricht ∆η von 0,2%, ZU ¨ ∆m ˙ von 1% des ZU-Stroms entspricht ∆η von 0,6%. EZU ¨

Zur Erzielung einer guten Temperaturcharakteristik, darunter versteht man ¨ ¨ den HD- und ZU-Temperaturverlauf u ¨ber der Last, werden die Uberhitzer und Zwischen¨ uberhitzerheizﬂ¨ achen ineinander geschachtelt, vgl. Abb. 7.24.

HD

Rauchgas ZÜ

Abbildung 7.24. Zwischen¨ uberhitzer mit Triﬂux zur Temperaturregelung

¨ Beispiel 7.4. In einem Einspritzk¨ uhler soll ein ZU-Dampfstrom von 466 kg/s bei ◦ ◦ einem Druck von 32 bar von 465 C auf 450 C gek¨ uhlt werden. Das Einspritzwasser hat eine Enthalpie von hE = 1 086 kJ/kg. Aus der Dampftafel erh¨ alt man die Enthalpiewerte h = 3 375,6 kJ/kg f¨ ur einen Druck von 32 bar und eine Temperatur von 465◦ C und hA = 3 342,0 kJ/kg f¨ ur einen Druck von 32 bar und eine Temperatur ˙ E. von 450◦ C. Man bestimme den erforderlichen Einspritzmassenstrom m L¨ osung. Zur L¨ osung ist eine Energie- und Massenbilanz zu erstellen: ˙ =m ˙A , m ˙E+m ˙ h=m ˙ A hA . m ˙ E hE + m Aus der Aufl¨ osung der beiden Gleichungen folgt f¨ ur den Einspritzmassenstrom:

¨ 7.5 Uberhitzeranordnung und Kesselbauart

221

m ˙ E = 6,9 kg/s. ˙ E entsprechen Volumenstr¨ ome von V˙A = Den beiden Massenstr¨ omen m ˙ A und m 47,3 m3 /s und V˙E = 0,007 m3 /s. Die Zahlenwerte illustrieren, daß die Hauptaufgabe in der gleichm¨ aßigen Verteilung des sehr kleinen Einspritzstroms in dem um 104 gr¨ oßeren Dampfstrom liegt. Dabei besteht noch die Randbedingung, daß die Vermischung auf einem sehr kurzen Weg erfolgen muß. Bei typischen Einspritzk¨ uhlern bestehen Dampfverweilzeiten von ca. 0,5 s im Bereich des K¨ uhlers.

¨ 7.5 Uberhitzeranordnung und Kesselbauart Von der Bauart her unterscheidet man Einzug- und Zweizugdampferzeuger. Bei der Einzugbauweise sind die Konvektivheizﬂ¨achen direkt u ¨ber der Brennkammer angeordnet. Die Gestaltung dieser Heizﬂ¨achen ist deshalb an die Brennkammerabmessungen gebunden. Die Str¨ omung der Rauchgase durch die Brennkammer und die Konvektivheizﬂ¨ achen erfolgt ohne Umlenkungen. Damit wird bei kohlegefeuerten Anlagen die Bildung von aschereichen Rauchgasstr¨ ahnen und die damit verbundene Gefahr von lokal verst¨arkten Erosionen durch den Feststoﬀanteil der Str¨ omung weitgehend vermieden, vgl. die Abbildungen 7.25 und 7.26a. Weiter bestehen konstruktive Vorteile bzgl. der mechanischen Ausf¨ uhrung: • Der Dampferzeuger h¨ angt in einem Ger¨ ust und kann sich ungehindert nach unten dehnen, • die Teilung der Heizﬂ¨ achen wird von oben nach unten gr¨oßer; damit ist die Gefahr der Blockierung einzelner Gassen durch akkumulierte Asche gering, • eindeutige Lastabtragung, dadurch einfache Konstruktion, • bessere Anlagenverf¨ ugbarkeit (0,2–0,8%). Ein Ausf¨ uhrungsbeispiel ist in Abb. 7.25 dargestellt. Das Ger¨ ust eines Einzugkessels besteht aus vier St¨ utzen, die durch K-Verb¨ande miteinander verbunden sind. Auf dem Ger¨ ust liegen große Querriegel, an denen der Tr¨agerrost mit dem Dampferzeuger aufgeh¨ angt ist. Das Gewicht des Dampferzeugers wird u ber ca. 6 m lange Zuganker, die gelenkig mit dem Oberteil des Dampfer¨ zeugers verbunden und gleichm¨ aßig u ¨ber den Umfang verteilt sind, in den Tr¨ agerrost eingeleitet. Bez¨ uglich des Landschaftbildes bereitet die Bauh¨ohe des Einzugkessels bei manchen Standorten gewisse Probleme. Bei einer Anlage f¨ ur ein 700 MWKraftwerk betr¨ agt die H¨ ohendiﬀerenz zu einer Zweizuganordnung 20–30 m. Die Bauh¨ ohe ist ferner ein Nachteil in erdbebengef¨ahrdeten Gebieten. uber den Vorteil, daß der zweite Zug Die Zweizugbauweise hat demgegen¨ in seinem Querschnitt den Temperaturverh¨ altnissen der Rauchgase angepaßt werden kann. Durch die sich ergebenden gr¨ oßeren Rauchgasgeschwindigkeiten

222

7 Dampferzeuger

Abbildung 7.25. Einzugdampferzeuger mit einer Braunkohlen-Tangentialfeuerung, einfacher Zwischen¨ uberhitzung und Teillastumw¨ alzung f¨ ur einen 900 MWel Block. Dampfleistung: 667 kg/s (2 400 t/h), Druck: 260/52 bar, Temperatur: 580/600◦ C. (Alstom Power Boiler GmbH)

¨ 7.5 Uberhitzeranordnung und Kesselbauart

223

115 m

94 m

a)

b)

87 m

c)

Abbildung 7.26. Kesselbauarten

werden die W¨ armeaustauscherﬂ¨ achen optimal genutzt, vgl. Abb. 7.26b. Weiter ergeben sich Vorteile durch • schnellere Montage, • geringere Herstellkosten, • niedrigere Bauh¨ ohe. Ein wesentlicher technischer Nachteil der Zweizugbauweise ergibt sich aus der Tatsache, daß bei diesem die Umfassungsw¨ande des ersten Zuges, des Querzuges und des zweiten Zuges hintereinander von Wasser oder Dampf durchstr¨ omt werden. Dies bedeutet, daß Wandteile unterschiedlicher Temperaturen miteinander verschweißt werden m¨ ussen. Dadurch ergeben sich in den ¨ Ubergangsbereichen zwischen den vertikalen Z¨ ugen und dem Querzug Konzentrationen in den Membranspannungen der Umfassungsw¨ande. Wenn auch die in Betrieb beﬁndlichen Anlagen beweisen, daß dieses Problem zu l¨osen ist, sind doch diese Spannungsverh¨ altnisse immer wieder Grund f¨ ur Sch¨aden an Zweizugkesseln. Bez¨ uglich der ben¨ otigten Grundﬂ¨ ache gibt es keinen Unterschied zwischen den beiden Bauarten, da diese im wesentlichen durch die ebenerdig aufgestellten Hilfsmaschinen bestimmt wird. Obwohl der Turmkessel etwa 10–15% mehr an umbautem Raum ben¨ otigt, sind die Investitionskosten bei Anlagen mit horizontalen Heizﬂ¨ achen f¨ ur beide Bauarten gleich. Anders sieht der Kostenvergleich f¨ ur eine Anlage mit h¨angenden Heizﬂ¨ achen aus, vgl. Abb. 7.26c. Die im Oberteil des Feuerraums angeordneten

224

7 Dampferzeuger

Heizﬂ¨ achen werden dann mit sehr weiter Teilung (> 1,5 m) als sog. Schottheizﬂ¨ achen ausgef¨ uhrt und bereits in einem Rauchgastemperaturbereich von u ¨ber 1 250◦ C angeordnet. Wegen des einfacheren Tragrohrsystems f¨ ur die Heizﬂ¨ achen und des kleineren Feuerraums ergibt sich dann ein Kostenvorteil von ca. 5–10% f¨ ur den Zweizugkessel. Große Dampferzeuger f¨ ur Kraftwerksanlagen werden ausschl. als Ein- und Zweizuganlagen ausgef¨ uhrt. Die Wahl der Bauart richtet sich nach folgenden Faktoren: • Brennstoﬀeigenschaften, • Aschegehalt, Aschezusammensetzung und damit verbundene Erosionsgefahr, • Bauart und Heizﬂ¨ achenanordnung d¨ urfen die Betriebsﬂexibilit¨at nicht beeintr¨ achtigen. Die in den Abbildungen 7.26a und 7.26b dargestellten Konstruktionen haben horizontal liegende, vollst¨ andig entw¨ asserbare Heizﬂ¨achen. Wegen des gr¨ oßeren Aufwandes ist dies nur f¨ ur Anlagen zu vertreten, die h¨auﬁg an- und abgefahren werden. Diese L¨ osung wird von den Kraftwerksbetreibern in der Bundesrepublik bevorzugt. In fast allen anderen L¨andern werden Dampferzeuger mit h¨ angenden, nicht vollst¨ andig entw¨asserbaren Heizﬂ¨achen gebaut, vgl. Abb. 7.26c.

7.6 Wirkungsgrad Die dem Dampferzeuger mit dem Brennstoﬀ zugef¨ uhrte Energie wird nicht ¨ vollst¨ andig zur Erzeugung und Uberhitzung des Dampfes nutzbar gemacht; es treten Umwandlungsverluste auf. Die G¨ ute der Energieumwandlung l¨aßt sich wie bei anderen technischen Anlagen durch einen Wirkungsgrad beschreiben. Dieser ist deﬁniert als das Verh¨ altnis von allen nutzvoll abgef¨ uhrten Energieuhrten Q˙ zu . str¨ omen Q˙ N zu allen zugef¨ Der Wirkungsgrad ist eine wichtige Gr¨ oße f¨ ur die Beurteilung einer Dampferzeugeranlage. Er muß i.allg. vom Hersteller garantiert werden. Bei Abweichungen werden in den Liefervertr¨ agen oft Ersatzzahlungen vereinbart, z.B. wird in den VGB-Richtlinien f¨ ur die Bestellung von Hochleistungsdampfkesseln folgende Vertragsregelung empfohlen: F¨ ur die Unterschreitung des Wirkungsgrades um einen Prozentpunkt ist als Entsch¨ adigung 1% des Kaufpreises zu zahlen. Der Wirkungsgrad wird meist von einem neutralen Sachverst¨andigen nachgepr¨ uft. F¨ ur die Durchf¨ uhrung dieser Pr¨ ufung wurden Vorschriften entwickelt, die in nationalen Regelwerken enthalten sind. Die meist angewandten sind: • DIN 1 942, • ASME Power-Test-Code,

7.6 Wirkungsgrad

225

• BS 2885, British Standard Code for acceptance tests on stationary steam generators. 7.6.1 Begriﬀsbestimmungen Nachfolgend wird eine Zusammenstellung von Begriﬀen gegeben, die bei der Berechnung des Wirkungsgrades eine Rolle spielen. Bez¨ uglich der vollst¨andigen Darstellung wird auf DIN 1 942, Ausgabe 1992, verwiesen. 7.6.1.1 Bezugstemperatur Analog zur Bestimmung des Heizwertes nach DIN 51 900 wird als Bezugstemperatur ϑBez f¨ ur die luft- und rauchgasseitigen Enthalpiestr¨ome 25◦ C festgelegt. 7.6.1.2 Systemgrenze Eine wichtige Voraussetzung zur Bestimmung des Wirkungsgrades ist die Festlegung der Systemgrenzen, u ¨ber die sich die Energiebilanz erstrecken soll. Diese Grenzen sind zwischen dem Hersteller und dem Betreiber zu vereinbaren. Die u ¨bliche Systemgrenze umfaßt • • • •

das gesamte Wasser/Dampfsystem, die Feuerung mit Mahlanlage, dampfbeheizte Luftvorw¨ armer, rauchgasbeheizte Gasvorw¨ armer.

Außerhalb der Systemgrenze liegen: • Frischluft- und Saugzuggebl¨ ase, • Staubﬁlter, • Anlagen zur Entfernung von Schadgasen. 7.6.1.3 Nutzw¨ arme Die Nutzw¨ arme Q˙ N des Dampferzeugers ist die gesamte Energie, die im Dampferzeuger an das Wasser bzw. an den Dampf u ¨bertragen wird. Sie setzt sich zusammen aus: Q˙ HD = m ˙ HD hD − hSp + (Nutzw¨ arme des HD-Dampfes) hSp − hE (zuz¨ uglich HD-Einspritzung) , (7.27) m ˙E HD

Q˙

¨ ZU

=m ˙

¨ ZU

m ˙E

¨ ZU

HD

hZU¨ A − hZU¨ E + hSp − hE ¨ ZU

¨ (Nutzw¨ arme des ZU-Dampfes) ¨ (zuz¨ uglich ZU-Einspritzung) .

(7.28)

226

7 Dampferzeuger

Die Nutzw¨ arme Q˙ N = Q˙ HD + Q˙

(7.29)

¨ ZU

wird auch als W¨armeleistung des Dampferzeugers bezeichnet. 7.6.1.4 Zugef¨ uhrte Energie Man unterscheidet Energiestr¨ ome Q˙ B , die dem aus der Bilanz zu errechnenden Brennstoﬀstrom m ˙ B proportional sind, und Energiestr¨ome Q˙ Z , die unabh¨angig vom Brennstoﬀstrom sind: Q˙ zu = Q˙ B + Q˙ Z .

(7.30)

Der zu m ˙ B proportionale Energiestrom ergibt sich zu Q˙ B = m ˙ B H + ∆hB 1 + lu + ∆hL =m ˙ B Hges . Bez

Bez

(7.31)

Hierbei ist: H Heizwert des Brennstoﬀs, ∆hB spez. Enthalpiediﬀerenz des Brennstoﬀs zur Bezugstemperatur, Bez lu Verh¨ altnis des unverbrannten zum verbrannten Brennstoﬀstrom, ∆hL Enthalpiediﬀerenz der Verbrennungsluft zur Bezugstemperatur. Bez

Zu den Energiestr¨ omen Q˙ Z , die praktisch unabh¨angig vom Brennstoﬀstrom sind, z¨ ahlen: • die W¨ armeleistung von Zusatzfeuerungen z.B. zur Kohletrocknung und • die Wellenleistung der Hilfsaggregate f¨ ur M¨ uhlen, Gebl¨ase, Luvo, Pumpen, etc. Bei einer steinkohlegefeuerten 740 MW-Anlage betr¨agt die Leistungsaufnahme der wichtigsten Hilfsmaschinen bei Vollast: Saugzug 5 600 kW, Frischl¨ ufter 5 700 kW, M¨ uhlenluftgebl¨ ase 1 700 kW, M¨ uhlen 1 500 kW, ¨ Luvo, Olpumpen etc. 300 kW. Die Summe dieser Leistungen bel¨ auft sich damit auf ca. 2% der Generatorwirkleistung des entsprechenden Kraftwerkblocks. 7.6.1.5 Energieverluste Die bei der Energieumwandlung im Dampferzeuger entstehenden Verluste werden wie folgt zusammengefaßt:

7.6 Wirkungsgrad

227

7.6.1.5.1 Abgasverlust Als Abgasverlust bezeichnet man die mit den Rauchgasen abstr¨omende, f¨ uhlbare W¨ arme bei Abgastemperatur. Dies ist anteilig der gr¨oßte Verlust, er liegt zwischen ca. 5% bei Gasfeuerung und 10% bei Braunkohlefeuerungen. F¨ ur seine Darstellung gilt Q˙ AG = m ˙ B µRG cpRG ϑAG − ϑBez (7.32) mit: µRG cpRG ϑAG ϑBez

Rauchgasmenge pro kg Brennstoﬀ, mittlere speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at des Rauchgases, Abgastemperatur, Bezugstemperatur.

7.6.1.5.2 Verlust durch Unverbranntes Bei dieser, auch mit Feuerungsverlust bezeichneten Verlustart wird unterschieden zwischen Unverbranntem in Schlacke und Flugstaub sowie unverbrannten Gasen. Die Gr¨ oßenordnung von Q˙ u f¨ ur verschiedene Brennstoﬀe und einige Feuerungsarten ist in Tabelle 7.3 angegeben. Tabelle 7.3. Verlust durch Unverbranntes Q˙ u [%] Brennstoﬀ Fl¨ uchtige [%] Leistungsgr¨ oße [MW]

Steinkohle < 25 > 25 100 > 500 100 > 500

Braunkohle 100

> 500

1,0

0,5

Feuerungsart Staubfeuerung Schmelzfeuerung Zirkulierende Wirbelschicht Rostfeuerung

1,5 0,2 1,0 3,0

1,0 0,2

1,0 0,2 < 1,0 2,0

0,5 0,2

0,5 2,0

Dem Verlust durch Unverbranntes kommt auch im Hinblick auf die Verwendbarkeit der Flugasche als Baustoﬀ Bedeutung zu. F¨ ur die meisten Anwendungsf¨ alle in der Bauindustrie ist der zul¨ assige Gehalt an Unverbranntem im Flugstaub auf kleiner 5% begrenzt. Dies bedeutet, daß der Verlust durch Unverbranntes bei einem Brennstoﬀ mit 5% Asche kleiner als 0,5% sein muß. 7.6.1.5.3 Verlust durch Strahlung und Konvektion Dieser h¨ angt wesentlich von der G¨ ute der Isolierung ab und wird mit steigender W¨ armeleistung relativ geringer. Es gilt die aus Erfahrung gewonnene N¨ aherungsformel

228

7 Dampferzeuger

Q˙ S ≈ C Q˙ 0,7 · 10−3 [MW] . N

(7.33)

Hier ist Q˙ S der Verlustw¨ armestrom durch Strahlung und Q˙ N der Nutzw¨armestrom in MW. Die Konstante C ist ein im wesentlichen nur vom Brennstoﬀ abh¨ angiger Erfahrungswert, es ist C = 25–30 bei Braunkohle, C = 18–22 bei Steinkohle, ¨ und Gas. C = 9–11 bei Ol Der genaue Wert von Q˙ S h¨ angt von der Gr¨ oße der heißen Oberﬂ¨achen und der G¨ ute der Isolierung ab. Bei einer steinkohlegefeuerten 700 MW-Anlage betr¨ agt der Strahlungsverlust ca. 0,3%. 7.6.1.5.4 Verlust durch Schlackenw¨ arme Dieser Verlust entsteht durch den Abzug der heißen Schlacke aus der Feuerung und kann durch Q˙ Sch = m ˙ Sch hSch − hSch (7.34) Bez

bilanziert m ˙ Sch hSch hSch

werden. Darin ist: Schlackenstrom, Enthalpie der Schlacke bei Abzugstemperatur, Enthalpie der Schlacke bei Bezugstemperatur.

Bez

Es resultiert Q˙ Sch ≈ 0,15% bei Kohle mit 10% Asche und Staubfeuerung. 7.6.1.6 Wirkungsgrad Aus der Energiebilanz folgt unmittelbar, daß der zugef¨ uhrte W¨armestrom Q˙ zu gleich der Summe des Nutzw¨ armestroms und des Verlustw¨armestroms ist: Q˙ zu = Q˙ N + Q˙ V = m ˙ B Hges + Q˙ Z .

(7.35)

Dabei setzt sich Q˙ V aus den oben genannten Anteilen zusammen: Q˙ V = Q˙ AG + Q˙ u + Q˙ S + Q˙ Sch .

(7.36)

F¨ ur den Brennstoﬀstrom folgt m ˙B =

Q˙ N + Q˙ V − Q˙ Z . Hges

(7.37)

Der Wirkungsgrad des Dampferzeugers ist das Verh¨altnis des genutzten zum aufgewandten Energiestrom: ηDE =

Q˙ N . Q˙ zu

(7.38)

7.6 Wirkungsgrad Steinkohleï Trockenfeuerung

Braunkohle

98

2

96

4

94

6

88

12

40

86

14

20

84

16

92 90

Verluste [%]

10

Aschegehalt [%]

0

Wirkungsgrad [%]

100

8

4

8

12

0 16

20

24

28

Steinkohleï Schmelzfeuerung

16

20

24

28

Heizöl S

36

40

44 28

Abgasverlust

Strahlungsverlust

Feuerungsverlust

Aschenï und Schlackenwärme

229

Erdgas

32

36

40

44

48

Heizwert [MJ/kg]

Abbildung 7.27. Energieverluste und Wirkungsgrad in Abh¨ angigkeit von den Brennstoﬀeigenschaften

7.6.2 W¨ armetechnische Auslegung Voraussetzung f¨ ur die Durchf¨ uhrung der Energiebilanz ist die Kenntnis der folgenden Randbedingungen: • Speisewasser- und Dampfdaten: ¨ Speisewassertemperatur, Uberhitzungstemperatur, Dampfdruck, Mengen¨ strom, Ein- und Austrittstemperatur in den Zwischen¨ uberhitzer, ZU-Mengenstrom. • Brennstoﬀdaten: Brennstoﬀart, Heizwert, Verschmutzungseigenschaften, erforderlicher Luftu ur die Feuerung. ¨berschuß f¨ • Grenzwerte f¨ ur die einzuhaltenden Verluste: Abgastemperatur, Verlust durch Unverbranntes, sonstige Verluste. Bei bekannten Dampfdaten kann mit (7.29) die W¨armeleistung bestimmt werden. Mit den Brennstoﬀdaten folgt Hges gem¨aß (7.31). Daraus und aus den einzuhaltenden Verlusten kann der Wirkungsgrad nach (7.38) ermittelt werden. Der erforderliche Brennstoﬀstrom ergibt sich aus (7.37); der zugeh¨orige Rauchgasmengen- bzw. Volumenstrom kann daran anschließend mit der Verbrennungsrechnung bestimmt werden.

230

7 Dampferzeuger

Sind die Dampf- und Brennstoﬀdaten bekannt, kann mit der w¨ armetechnischen Auslegung der Dampferzeugeranlage begonnen werden. Abh¨angig von der Feuerungsart wird nach den in Abschn. 6.2.2.7 besprochenen Gesichtspunkten die Gr¨ oße und Form der Brennkammer festgelegt und die Brennkammeraustrittstemperatur berechnet. Unter Ber¨ ucksichtigung der W¨armeaufnahme der Brennkammerw¨ ande wird eine Aufteilung der Konvektivheiz¨ ﬂ¨ achen in Economizer, Uberhitzerund Zwischen¨ uberhitzerstufen vorgenommen. Die Gr¨ oße des Luftvorw¨ armers, der als letzte Heizﬂ¨ache angeordnet ist, bestimmt sich nach den Erfordernissen der Feuerung, d.h. der erforderlichen Heißlufttemperatur f¨ ur die eventuelle Trocknung der Kohle in den M¨ uhlen und f¨ ur die Verbrennung. Mit den so gewonnenen Daten kann ein Rohentwurf der Anlage erstellt werden. Unter Ber¨ ucksichtigung der konstruktiven Gegebenheiten ist die Auslegungsrechnung zu wiederholen.

7.7 Regelung von Dampferzeugeranlagen 7.7.1 Einleitung Eine Dampferzeugeranlage besteht aus den Teilsystemen Feuerung und Kessel, beide sind u ¨ber die Umwandlung der Brennstoﬀenergie in die Enthalpie des hochgespannten Dampfes miteinander gekoppelt. In Abb. 7.28 ist die Verbindung beider Teilsysteme schematisch dargestellt. Die Integration der Teilsysteme zu einer Funktionseinheit wird durch die Regelung geleistet. Diese hat sicherzustellen, daß die Hauptaufgabe der Dampferzeugeranlage wahrgenommen wird. Diese besteht in der Bereitstellung eines der jeweils geforderten Kraftwerksleistung entsprechenden Dampfstromes f¨ ur die weitere Energieumwandlung in der Turbine. Dampferzeuger Speisewasser

-

- Dampf Economizer

Verdampfer

¨ Uberhitzer

6W¨arme Luft

-

Feuerung

Brennstoﬀ

-

Zuteiler, Kohlenm¨ uhle, Gebl¨ ase, Brenner

- Abgas - Asche

Abbildung 7.28. Schema eines Kessels mit den Elementen Feuerung und Dampferzeuger

7.7 Regelung von Dampferzeugeranlagen

231

Die Dampferzeugeranlage innerhalb eines Kraftwerks ist somit zugleich Systempartner und Individuum. Ihre Aufgabe als Systempartner besteht darin, den Anforderungen und Bed¨ urfnissen des u ¨bergeordneten Systems nachzukommen; andererseits verlangt ihr Eigeninteresse, daß ihre Beanspruchung im Ausgleich mit den u ¨brigen Systempartnern erfolgt und ihre M¨oglichkeiten nicht u ¨berschritten werden. Diese doppelte Aufgabenstellung zeigt sich auch in der Regelung, die in die interne und externe Regelung unterteilt werden kann. Die externe Dampferzeuger-Regelung ordnet die Beziehung zwischen dem Kessel und den u ahrend die interne Regelung f¨ ur die ¨brigen Teilsystemen des Kraftwerks, w¨ mannigfaltigen kesselinternen Prozesse zust¨ andig ist. Mit seiner Umgebung ist der Kessel durch die externen Variablen verbunden: • Frischdampfstrom, • Frischdampfdruck, • Lastkommando9 (Anforderung an die Kesselleistung). Die externen Variablen haben eine besondere Bedeutung f¨ ur die MW-Erzeugung eines Kraftwerkblockes. Wir werden im Zusammenhang mit der Blockregelung auf die Verkn¨ upfung dieser Variablen zur¨ uckkommen. Die interne Kesselregelung hat neben der Optimierung des Betriebs der diversen Subsysteme insbesondere den Schutz der thermisch hochbelasteten Anlagenteile sicherzustellen. Die Einf¨ uhrung in die Regelung der Dampferzeugeranlagen wird am Beispiel der Speisewasser-Frischdampftemperaturregelung eines Zwangdurchlaufkessels gegeben. Das Regelkonzept f¨ ur die L¨osung der Aufgabe leitet sich aus den Eigenschaften der Regelstrecke her. Es ist daher zweckm¨aßig, diese zun¨ achst zu untersuchen. Auf Besonderheiten des Trommelkessels wird am Ende des Abschnitts eingegangen. 7.7.2 Das Mehrgr¨ oßensystem Zwangdurchlaufdampferzeuger Das Schema eines Zwangdurchlaufkessels mit den beiden Elementen Feuerung und Dampferzeuger ist in Abb. 7.28 dargestellt. Der Frischdampfzustand Druck, Temperatur und der Dampfstrom sind durch die zwei unabh¨angigen Variablen Speisung und Lastkommando beeinﬂußbar, die frei manipulierbar sind. Bei der F¨ orderung der inkompressiblen Fl¨ ussigkeit Wasser folgt der Speisestrom praktisch verz¨ ogerungsfrei dem Speisebefehl, so daß zwischen beiden nicht unterschieden werden muß. Anders ist es bei der Feuerung. Dort besteht zwischen dem Feuerbefehl, d.h. dem Kommando zur Verstellung der Brennstoﬀ- und Luftzufuhr, und der 9

Statt vom Lastkommando spricht man h¨ auﬁg auch vom Feuerungsbefehl.

232

7 Dampferzeuger

Feuerbefehl L

?

Feuerleistung F

-

Speisestrom S

-

Druck p

-

+ - Temperatur ϑ + - Dampfstrom M

¨ Ubergangsmatrix Feuerleistung F

-

∂M ∂F

∂ϑ ∂F

- Dampferzeugung Speisestrom S

-

∂M ∂S

∂ϑ ∂S

Druck p

-

∂M ∂p

∂ϑ ∂p

? Dampfstrom M

- Speicherverhalten

? Temperatur ϑ

Abbildung 7.29. Linearisiertes Modell eines Zwangdurchlaufkessels

Feuerleistung, das ist der vom Dampferzeuger absorbierte W¨armestrom, eine Verz¨ ogerung, so daß zwischen beiden zu unterscheiden ist. Daneben gibt es noch eine Reihe systemabh¨angiger Variablen, wie z.B. Brennstoﬀeigenschaften, Speisewasservorw¨ armung, Feuerraumdruck, Rußblasen etc., die den Kesselbetrieb mehr oder weniger st¨oren. Ihr Einﬂuß muß von der Regelung ausgeglichen werden. Die Bereitstellung des geforderten Dampfstroms und die Haltung des Dampfzustandes sind die Hauptaufgaben der Kesselregelung, die wir hier betrachten wollen. Mit seinen verschiedenen Stell- und Regelgr¨oßen bildet der Dampferzeuger ein Mehrgr¨ oßensystem. Die Beschreibung der Eigenschaften eines solchen Systems erfolgt zweckm¨ aßig mit einem Modell. Der Einfachheit halber werden linearisierte Zusammenh¨ ange angenommen. Um den Einﬂuß der drei Eingangsgr¨ oßen Lastkommando, Speisung, Druck auf die Ausgangsgr¨oßen Dampfstrom ¨ und Temperatur zu beschreiben, sind sechs Ubertragungselemente erforderlich, die gew¨ ohnlich zu einer Matrix gruppiert werden, vgl. Abb. 7.29. Durch Festlegung des Drucks als Eingangsgr¨oße kann der Prozeß wie folgt unterteilt werden: • Dampferzeugung aus Feuerbefehl, Lastkommando und Speisung bei konstantem Druck,

7.7 Regelung von Dampferzeugeranlagen

233

• Speicherverhalten infolge Druck¨ anderung bei konstanter Feuerung und Speisung. ¨ Als Mittel zur Beschreibung des Ubertragungsverhaltens benutzen wir die Sprungantwort. Wegen der Nichtlinearit¨ at des Vorgangs sind die abgeleiteten Kenngr¨ oßen allerdings vom Betriebspunkt abh¨angig. Bei Verwendung eines linearen Modells erfahren die Ausgangsgr¨ oßen die u ¨berlagerte Wirkung der Eingangsgr¨ oßen (Superpositionsprinzip). 7.7.2.1 Wirkung einer Feuer¨ anderung Nach einer Erh¨ ohung der Feuerleistung steigen die Temperaturen l¨angs des Kessels. Infolge des Temperaturanstiegs ﬁndet eine Expansion des Arbeitsmittels statt, die sich als Dampfausstoß am Kesselende auswirkt. Dieser Vorgang ist beendet, wenn das neue Temperaturgleichgewicht im Kessel erreicht ist. Der Anstieg der Frischdampftemperatur folgt verz¨ogert, weil der erh¨ohte Massenstrom die Wirkung der Beheizung vor¨ ubergehend aufhebt, vgl. Abb. 7.30.

F Luft Brennstoﬀ

-

M

6 -

-

ϑ

6

t

-

t

6 -

t

Abbildung 7.30. Antwort des Zwangdurchlaufkessels auf eine Erh¨ ohung des Feuerbefehls

Daraus resultieren Folgerungen f¨ ur die Verwendung des Feuerbefehls als Stellgr¨ oße: • Sie ist f¨ ur die Regelung der Dampfleistung geeignet, um eine vor¨ ubergehende Wirkung zu erzielen, aber nicht geeignet f¨ ur die statische Regelung der Dampferzeugung. • Sie ist f¨ ur die Regelung der Dampftemperatur als Langzeitstellgr¨oße geeignet, aber nicht geeignet f¨ ur die rasche Regelung der Frischdampftemperatur. 7.7.2.2 Wirkung einer Speise¨ anderung Bei einer Erh¨ ohung der Speisung nimmt der Druckabfall infolge der h¨oheren Str¨ omungsgeschwindigkeit l¨ angs des Kessels zu, was zu einer Masseneinspeicherung f¨ uhrt; ebenso ergibt sich aus der verst¨arkten K¨ uhlung eine Vergr¨oßerung des Wasserinhaltes. Die Erh¨ ohung der Speisung wirkt sich wegen der Einspeicherung von Masse nur verz¨ ogert auf den Dampfstrom und die Frischdampftemperatur aus, vgl. Abb. 7.31. Daraus ergeben sich als Folgerungen f¨ ur die Verwendung als Stellgr¨ oße:

234

7 Dampferzeuger

• Die Speisung beeinﬂußt bleibend den Dampfstrom und die HD-Temperatur, sie ist als Stellgr¨ oße f¨ ur die Langzeitregelung beider Variablen geeignet. • Die Speisung ist wegen der großen Verz¨ ogerung der Temperaturantwort nicht geeignet f¨ ur die rasche Regelung der Frischdampftemperatur. Die besondere Eignung der Speisung als Stellgr¨oße f¨ ur die Regelung der MWErzeugung des Kraftwerks ergibt sich aus dem Umstand, daß im station¨aren Zustand die Speise- und Dampfleistung gleich groß sind.

S

-

Speisestrom

M

6 -

-

ϑ

6

t

-

t

6 -

t

¨ Abbildung 7.31. Antwort des Zwangdurchlaufkessels auf eine Anderung der Speisung

F¨ ur die Optimierung der Speisewasser- bzw. Feuerf¨ uhrung bestehen zwei Zielvorgaben: • minimale Temperaturabweichungen und • rasche Dampferzeugung. 7.7.2.3 Minimale Temperaturabweichungen ¨ Die Temperaturantworten bei einer Anderung von Speisung und Feuerung sind bis auf das Vorzeichen fast deckungsgleich. Daraus ergibt sich unmittelbar eine Vorschrift, um minimale Temperaturabweichungen zu erreichen: Der Speisewasserstrom muß gleichzeitig mit der Feuerleistung ver¨ andert werden. 7.7.2.4 Rasche Dampferzeugung ¨ Die Dampfstromantwort bei einer Anderung von Speisung und Feuerung erg¨ anzen sich in der Weise, daß die Verz¨ ogerung des Dampfstromes bei einer Speise¨ anderung zumindest zum Teil durch Dampfausstoß bei der Feuerung ausgeglichen wird und umgekehrt. Es gilt die Regel: Um eine minimale Temperaturabweichung und eine rasche Dampferzeugung bei einer Last¨ anderung zu erreichen, muß der Speisestrom mit dem zeitlichen Verlauf der Feuerleistung u ¨bereinstimmen.

7.7 Regelung von Dampferzeugeranlagen

235

¨ Die Anderung der Feuerleistung folgt dem Lastkommando zur Verstellung der Brennstoﬀ- und Luftzufuhr allerdings nur mit einer gewissen Verz¨ogerung. Bei ¨ und Gasfeuerungen ist die Verz¨ Ologerung klein (10–20 s), betr¨agt aber bei Braunkohlefeuerungen etwa 60 s und bei Steinkohlefeuerungen etwa 120 s. Insbesondere bei kohlegefeuerten Anlagen sind Maßnahmen erforderlich, um den Einﬂuß der Verz¨ ogerung auszugleichen. Es bestehen zwei M¨oglichkeiten: • Verz¨ ogerung der Speisung, die eventuell zu einer unerw¨ unschten Verlangsamung der Dampferzeugung f¨ uhrt. ¨ • Ubersteuerung der Brennstoﬀzufuhr, um die verz¨ogerte Wirkung der ge¨anderten Feuerleistung zumindest teilweise zu kompensieren. Vom Standpunkt der Prozeßf¨ uhrung ist die Luftzufuhr mit dem Brennstoﬀ¨ strom in die Brennkammer in Ubereinstimmung zu bringen. Wird der Luftstrom bei einer Laststeigerung jedoch zu fr¨ uh vergr¨oßert, kommt es zuerst zu einer Absenkung der Rauchgastemperatur l¨ angs des Kessels, und die Dampferzeugung nimmt zun¨ achst ab. ¨ Diese Uberlegungen haben gezeigt, daß es bei einer abgestimmten Steuerung der Speisung und Feuerung m¨ oglich ist, schnelle Last¨anderungen bei minimaler St¨ orung der Dampftemperatur durchzuf¨ uhren. Die eigentliche Temperaturregelung hat dann nur noch wenig Regelarbeit zu leisten. 7.7.3 Dampftemperaturregelung 7.7.3.1 Aufgabenstellung Zum Schutz der thermisch hochbeanspruchten Anlagenteile m¨ ussen die Temperaturabweichungen des u ¨berhitzten Dampfes unter allen Betriebsbedingungen klein gehalten werden. Wenn auch die Regelarbeit bei Last¨anderungen durch eine gut koordinierte Steuerung nur gering ist, kommt doch der Temperaturregelung f¨ ur den Ausgleich von St¨ orungen, die z.B. durch die Feuerung infolge von Heizwertschwankungen, Verschmutzungen u.¨a. verursacht werden, eine besondere Bedeutung zu. Als Stellglied f¨ ur die Temperaturregelung werden meist Einspritzk¨ uhler verwendet, vgl. Abb. 7.23. Dazu wird nach der Speisepumpe ein Teilstrom des Speisewassers als Einspritzwasser abgezweigt und dem Dampfstrom vor den ¨ einzelnen Uberhitzerheizﬂ¨ achen in den Einspritzk¨ uhlern mit Zerst¨auberd¨ usen zugemischt. Bei Zwangdurchlauf betr¨ agt der Einspritzstrom i.allg. etwa 5% des Speisewasserstroms, bei Anlagen mit einem festen Verdampfungsendpunkt sind es 10–20%. In Abb. 7.32 ist ein typisches Regelschema f¨ ur eine Dampftemperaturregelung mittels Einspritzung dargestellt. Regelgr¨ oße ist dabei die Austrittstempe¨ ratur des Dampfstroms m ˙ D . Die Eintrittstemperatur in den Uberhitzer dient als Hilfsregelgr¨ oße. Weiter wird der Brennstoﬀstrom m ˙ B als St¨orgr¨oße aufgeschaltet. Damit kann Beheizungst¨ orungen wirkungsvoll begegnet werden.

236

7 Dampferzeuger mD

T

- +

JSoll mB

T

PI

D

+ + P

+ +

Last

mE

Abbildung 7.32. Regelschema f¨ ur eine Dampftemperaturregelung

Daneben kann die Dampftemperatur auch von der Rauchgasseite her be¨ einﬂußt werden, und zwar durch Anderung von Temperatur und/oder Menge des Rauchgasstroms vor den Konvektivheizﬂ¨ achen. Dies kann z.B. durch eine Rauchgasrezirkulation geleistet werden. Dazu wird ein Teilstrom der bereits ¨ oder Gas gefeuabgek¨ uhlten Rauchgase vor den Luftvorw¨ armern (bei mit Ol erten Anlagen) oder hinter dem Staubﬁlter (bei Kohlefeuerungen) abgesaugt und mit einem Gebl¨ ase in den Feuerraum zur¨ uckgef¨ uhrt. Die mittlere Temperatur in der Brennkammer nimmt mit der rezirkulierten Menge ab, und der W¨ armeaustausch verlagert sich von der Brennkammer in die Konvektivheizﬂ¨ achen. Im Vergleich zur Einspritzregelung ist die Rauchgasrezikulation wesentlich aufwendiger und wird nur angewandt, wenn neben der Temperaturregelung noch andere Ziele erreicht werden sollen, z.B. die Minimierung des ¨ ZU-Einspritzmassenstroms oder die Erreichung der Frischdampftemperaturen bei geringen Lasten. 7.7.3.2 Regelkonzept f¨ ur Zwangdurchlaufkessel Abb. 7.33 zeigt das Schema der Speisewasserregelung f¨ ur einen Zwangdurchlaufkessel. Es bestehen zwei parallel arbeitende Regelkreise mit folgenden Stell- und Regelgr¨ oßen: • Der Einspritzstrom m ˙ E als Stellgr¨ oße f¨ ur die Temperaturregelung und • der Speisewasserstrom als Stellgr¨ oße f¨ ur die Regelung des Dampfzustandes hinter den Brennkammerw¨ anden, d.h. im Wasserabscheider. Als Stellgr¨ oßen f¨ ur die Temperaturregelung werden demnach nur Wasserstr¨ ome verwendet: der Speisewasser- und der Einspritzstrom. Damit die Einspritzventile in einer mittleren Position bleiben und nicht in einer Endlage blockiert sind, ist der Sollwert der Speisewasserregelung nicht zu 100% aufgeschaltet, sondern um den gew¨ unschten Anteil A des Einspritzwasserstroms geringer. Zur Verbesserung der Dynamik werden noch die Gra˙ B und der Temperatur dienten des Dampfstroms m ˙ D , des Brennstroﬀstroms m hinter dem Verdampfer aufgeschaltet.

7.7 Regelung von Dampferzeugeranlagen

237

mD

A

mE

D + +

D

T

+ + +

-

PI

D

mB

+

Abbildung 7.33. Schema der Speisewasserregelung eines Zwangdurchlaufkessels

¨ Jede Anderung der Speisung beeinﬂußt nicht nur die Frischdampftemperatur, sondern auch die Dampferzeugung. Damit kommt der u ¨berlagerte Kesselleistungsregler ins Spiel. Er wirkt einer nicht verlangten Leistungs¨anderung durch eine parallele Verstellung von Speisung und Feuerung entgegen. Damit wird die von der Temperaturregelung verursachte St¨orung der Dampferzeugung unterdr¨ uckt. Im Endeﬀekt verwandelt also der Kesselleistungsregler die Temperatur-Speiseregelung in eine Temperatur-Feuerregelung. 7.7.4 Besonderheiten beim Trommelkessel Das Merkmal eines Naturumlaufkessels besteht darin, daß die aus dem Brennstoﬀ im Verdampfer der Anlage erzeugte Dampfmenge nicht genau voraussehbar ist (Heizwertschwankungen, Messung des Brennstoﬀstromes, Einﬂuß von Verschmutzung und Speisewasservorw¨ armung etc.). F¨ ur die Regelung der Heißdampftemperatur f¨ allt daher die Speisung aus; diese muß vielmehr allein durch die Einspritzung sichergestellt werden. Damit die Einspritzung beim Trommelkessel sowohl die statische als auch dynamische Regelarbeit leisten kann, muß sie wesentlich gr¨ oßer ausgelegt werden. Eine Ver¨ anderung der Feuerleistung wirkt sich beim Trommelkessel u ¨ber die Sattdampferzeugung unmittelbar auf den Wasserstand in der Trommel aus. Dieser steigt oder f¨ allt astatisch, d.h. ohne ein neues Gleichgewicht zu erreichen. Dies macht es notwendig, daß der Wasserstand dauernd durch Manipulieren der Speisung geregelt wird. Ein Trommelkessel kann demnach nicht mit blockierter Speisung gefahren werden. Aus dem Vergleich wird deutlich, daß der Zwangdurchlauf mehr M¨ oglichkeiten bietet, die Dampferzeugung rasch zu ver¨ andern. F¨ ur die prim¨are Netzfrequenzregelung ist es notwendig, daß dem Kessel eine gewisse Menge an Momentanenergie in Form von Speicherdampf zur ra¨ schen Anderung der MW-Erzeugung betriebssicher entnommen werden kann.

238

7 Dampferzeuger

Beim Trommelkessel entstehen dann wegen seiner großen gespeicherten Sattwassermenge nur kleine Druck¨ anderungen. Dies kommt dem Naturumlauf zugute, da u.a. wegen der M¨ oglichkeit einer Verdampfung in den Fallrohren infolge einer Druckabsenkung nur eine beschr¨ ankte St¨orung des Trommeldrucks erlaubt ist. Beim Zwangdurchlaufkessel entstehen dagegen wegen seiner geringeren Speicherf¨ ahigkeit gr¨ oßere Druckabweichungen; da es aber keine Beschr¨ ankungen f¨ ur Druckst¨ orungen gibt, sind damit keine betrieblichen Nachteile verbunden. Der Zwangdurchlaufkessel kann daher schneller an eine neue Situation im Energieverteilernetz angepaßt werden als der Trommelkessel. 7.7.5 Andere Dampferzeuger-Regelkreise Die Speisewasser/Frischdampftemperaturregelung ist ein Hauptregelkreis einer Dampferzeugeranlage. Daneben gibt es noch eine Reihe anderer Regelkreise, die im Rahmen dieses Buches aber nicht behandelt werden. Die wichtigsten sind: • der Brennstoﬀ/Luft-Regelkreis, • der Feuerraumdruck-Regelkreis und ¨ • der ZU-Regelkreis. ¨ Auch bei den Hilfsmaschinen (M¨ uhlen, Saugzug- und Frischluftgebl¨ase, Olvorw¨ armer etc.) gibt es eine Reihe weiterer Regelaufgaben, die aber weitgehend unproblematisch sind. F¨ ur Einzelheiten sei auf die Literatur verwiesen [19].

7.8 Festigkeitsberechnung von Druckteilen 7.8.1 Werkstoﬀe Der Wirkungsgrad der Energieumwandlung h¨angt sowohl beim Dampf- als auch beim Gasturbinenprozeß wesentlich vom Temperaturniveau der zugef¨ uhrten Hochtemperaturw¨ arme und dem der abgef¨ uhrten Niedertemperaturw¨ arme ab. Ziel ist es deshalb, die Eintrittstemperatur in die Turbine so hoch wie m¨ oglich zu w¨ ahlen, und gleichzeitig die Austrittstemperatur niedrig zu halten. Bei ausgef¨ uhrten Anlagen bestimmen aber die Materialeigenschaften die maximal zul¨ assige Eintrittstemperatur. Dies h¨angt damit zusammen, daß bei den heute im Kraftwerksbau u ¨blichen hohen Temperaturen ein g¨anzlich anderes Verhalten der Werkstoﬀe vorliegt, als es von m¨aßigen Temperaturen her bekannt ist. Der in der Elastizit¨ atstheorie vorausgesetzte lineare Zusammenhang zwischen ertragener Spannung und Dehnung ist u ¨ber eine l¨ angere Zeit nicht mehr gegeben, es treten vielmehr bereits bei m¨aßigen Spannungen mit der Zeit zunehmende plastische Verformungen auf, die nach einer Entlastung nicht mehr zur¨ uckgehen. Bei hohen Temperaturen muß daher ein Bauteil nach der Zeit bemessen werden, nach der ein Versagen des Werkstoﬀes zu erwarten bzw. ein zul¨ assiges Maß an plastischer Verformung erreicht ist.

7.8 Festigkeitsberechnung von Druckteilen

239

Um die Verwendbarkeit von Werkstoﬀen bei h¨ oheren Temperaturen beurteilen zu k¨ onnen, wurden folgende Begriﬀe geschaﬀen: • Die Zeitstandfestigkeit σB/100 000 . Dies ist diejenige Spannung, die bei einer bestimmten Temperatur und nach einer bestimmten Zeit, hier z.B. nach 100 000 Stunden (12 Jahre) zum Versagen f¨ uhrt. • Die Zeitdehngrenze σ1/100 000 . Dies ist die Spannung, die bei einer bestimmten Temperatur nach 100 000 Stunden eine bleibende Dehnung von 1% hervorruft. • Die Warmstreckgrenze σ0,2 . Dies ist die Spannung, die nach einer Kurzzeitbelastung zu einer bleibenden Verformung von 0,2% f¨ uhrt. Außer den Festigkeitseigenschaften ist im Kraftwerksbau die Zunder- und Korrosionsbest¨ andigkeit von Bedeutung; auch die Beibehaltung der Kerbschlagz¨ ahigkeit nach einer langen Einsatzzeit und die Best¨andigkeit des Gef¨ uges sind von Bedeutung. Weitere Aspekte bei der Beurteilung f¨ ur einen Einsatz betreﬀen die Verarbeitbarkeit, insbesondere beim Schweißen. Wichtig ist auch die Verf¨ ugbarkeit des Werkstoﬀes und seine Bekanntheit. Festigkeitskennwerte von in Dampfkraftwerken eingesetzten Werkstoﬀen sind in Abb. 7.34 zusammengestellt. 500

Werkstoffkennwert [N/mm²]

X 20 Cr Mo V 121 13 Cr Mo 44

10 Cr Mo 910 14 Mo V 63

250

St 35.8 100

X 8 Cr Ni Mo V Nb 1613 X 8 Cr Ni Nb 1613 14 Mo V 63

15 Mo 3 St 45.8

50

St 35.8 St 45.8 Warmstreckgrenze m

25

10 Cr Mo 910

0.2

Zeitstandfestigkeit m

13 Cr Mo 44

B/100000

200

250

300

350

400

450

500

550

600

650

700

Temperatur [°C] Abbildung 7.34. Festigkeitskennwerte warmfester Rohrwerkstoﬀe

Bei den heute u ahlen unterscheidet man zwischen solchen mit ¨blichen St¨ ferritischem und solchen mit austenitischem Gef¨ uge. Bei Materialtemperatuonnen ferritische St¨ ahle verwendet werden, deren Einsatz in ren bis ca. 600◦ C k¨ fossil beheizten Kraftwerken Stand der Technik ist. F¨ ur den Einsatz bei Temunden der Einsatz peraturen u ¨ber 600◦ C ist aus Festigkeits- bzw. Korrosionsgr¨

240

7 Dampferzeuger

austenitischer Stahlsorten erforderlich. F¨ ur eine erste Einteilung werden drei Temperaturbereiche unterschieden: • Materialtemperaturen bis 440◦ C. Bei unlegierten ferritschen St¨ahlen ist wegen der geringen bzw. fehlenden Zunderbest¨andigkeit der Einsatzbereich auf diese Temperatur begrenzt. Bevorzugte Werkstoﬀe sind: St 35.8, St 45.8 und 15 Mo 3. • Materialtemperaturen bis 550◦ C. Es werden vorzugsweise 13 CrMo 4 4 und 10CrMo 9 10 eingesetzt. Die mechanischen Eigenschaften beider St¨ahle sind vergleichbar, 10 CrMo 9 10 weist aber ab ca. 500◦ C eine gr¨oßere Zeitstandfestigkeit auf. • Materialtemperaturen bis 600◦ C. Als Werkstoﬀ bietet sich der hochlegierte Stahl X 20 CrMoV 12 1 an. Es handelt sich um einen martensith¨artenden Stahl mit hoher Zunderbest¨ andigkeit, der die L¨ ucke zwischen den warmfesten ferritischen und den hochwarmfesten austenitischen St¨ahlen f¨ ullt. Bei Temperaturen u ¨ber 600◦ C ist der Einsatz austenitischer St¨ahle erforderlich. Da diese Materialien nur schwer zu bearbeiten und zu schweißen sind und ihr Preis außerdem um ein Vielfaches h¨ oher ist als der ferritischer St¨ahle, ist deren Einsatz auf besondere F¨ alle beschr¨ ankt. Bei Bauteilen mit hohen Betriebstemperaturen sind neben den statischen und dynamischen Belastungen auch die W¨ armespannungen zu ber¨ ucksichtigen. Diese entstehen infolge von Temperaturunterschieden vorwiegend ¨ beim An- und Abfahren sowie bei Last¨ anderungen. Beim Uberschreiten eines zul¨ assigen Temperaturgradienten kann es zu bleibenden Verformungen durch ¨ Uberschreiten der Warmstreckgrenze kommen. Wegen der großen Abmessungen m¨ ussen die einzelnen Kesselkomponenten, wie z.B. die in Rohr-Steg-Rohr ausgef¨ uhrten Umfassungsw¨ande, aus Werkstoffen hergestellt werden, die bei der Montage nach dem Schweißen keine W¨armebehandlung erfordern. F¨ ur diese Bauteile kommt heute als h¨ochstlegierter Werkstoﬀ nur 13 CrMoV 4 4 in Frage. Da dieser Werkstoﬀ in seinen Festigkeitseigenschaften begrenzt ist, sind in den Umfassungsw¨anden Temperaturen assig. Um diese Grenze nach oben zu schieben, wird von maximal 470◦ C zul¨ seit mehreren Jahren an der Entwicklung von modiﬁzierten 2%-Chromst¨ ahlen f¨ ur Dampferzeugerumfassungsw¨ ande gearbeitet. Zu nennen ist hier die von Mannesmann durchgef¨ uhrte Entwicklung des Stahls 7 CrMoVTiB 10 10 und das japanische Pendant HCM2S [20]. W¨ ahrend bei der Entwicklung neuer Werkstoﬀe f¨ ur Dampfkraftwerke in der j¨ ungeren Vergangenheit nur wenige Fortschritte erzielt wurden, sind bei den Werkstoﬀen f¨ ur Gasturbinen erhebliche Verbesserungen erreicht worden. F¨ ur die Beschaufelung bahnt sich der Einsatz von keramischen Werkstoﬀen wie Siliziumnitrid (Si3 N4 ) an. Von diesen Stoﬀen wird eine gute Langzeitstabilit¨ at bei Temperaturen u ¨ber 1 200◦ C erwartet.

7.8 Festigkeitsberechnung von Druckteilen

241

7.8.2 Festigkeitsnachweis Die Ermittlung der Nennspannung von druckf¨ uhrenden Bauteilen erfolgt f¨ ur einen bestimmten Referenzzustand, ausgedr¨ uckt durch Berechnungsdruck und Berechnungstemperatur. Bei der Festigkeitsberechnung muß nachgewiesen werden, daß die auftretenden Nennspannungen rein elastischer Natur sind. F¨ ur die Durchf¨ uhrung dieses Nachweises f¨ ur Druckteile sind in den Technischen Regeln f¨ ur Dampfkessel [18] Richtlinien aufgestellt. Allgemeine Grundlagen und Deﬁnitionen sind in TRD 300 zusammengestellt. Dort ist u.a. der Begriﬀ der zul¨ assigen Spannung K (7.39) S deﬁniert mit K Festigkeitskennwert, h¨ angt vom Werkstoﬀ und der Berechnungstemperatur ab, und S Sicherheitskennwert gem¨ aß Tabelle 7.4. σzul =

Tabelle 7.4. Festigkeits- und Sicherheitskennwerte f¨ ur Druckteile K

S nach DIN 50 049 Bei ¨ außerem Bei innerem ¨ ¨ Uberdruck Uberdruck

σB bei 20◦ C σB/ϑ bzw. σ0,2/ϑ

2,4 1,5

2,4 1,5

σB/200 000/ϑ

1,0a

1,2

a

¨ Zus¨ atzliche Uberwachungsmaßnahmen nach TRD 508 notwendig.

Darin bezeichnet: σB

Mindestwert der Zugfestigkeit bei 20◦ C,

σB/ϑ bzw. σ0,2/ϑ Mindestwert der Warmstreckgrenze bei Berechnungstemperatur ϑ, Mindestwert der Zeitstandfestigkeit f¨ ur 200 000 h bei σB/200 000/ϑ der Berechnungstemperatur ϑ. Die Berechnungstemperatur ist die Summe aus der h¨ochsten zu erwartenden Mediumstemperatur, auch Bezugstemperatur genannt, und einem Temperaturzuschlag Z gem¨ aß Tabelle 7.5. In der Regel sind die tats¨achlich auftretenden Materialtemperaturen im Rahmen einer w¨armetechnischen Analyse zu u ufen. Der Berechnungsdruck ist mindestens gleich dem zul¨assigen ¨berpr¨ Betriebs¨ uberdruck.

242

7 Dampferzeuger

Tabelle 7.5. Temperaturzuschl¨ age ∆ϑZ zur Berechnungstemperatur Bauteil f¨ uhrt

∆ϑZ [◦ C]

ϑBez

unbeheizte Beheizung durch gegen FeuerBauteile Strahlung Konvektion gase abgedeckt Sattdampf, Wasser

S¨ attigungsbzw. Vorlauftemperatur

Heißdampf

Heißdampftemperatur

a

0

50

15 + 2 δ a

20

15

50

35

20

ausgef¨ uhrte Wanddicke in mm, Temperaturzuschlag maximal 50◦ C.

Die Berechnung der im Dampferzeugerbau vorkommenden Bauelemente erfolgt nach TRD 301. F¨ ur die Wanddicke von Zylinderschalen ohne Verschw¨ achung (Rohre etc.) gilt bei ruhender Beanspruchung di p δ= + c1 + c2 2 σzul − p vN

(7.40)

oder da p + c1 + c2 . δ= 2 σzul − p vN + 2 p

(7.41)

Hier bedeutet: δ erforderliche Mindestwanddicke, di Innendurchmesser der Schale, da Außendurchmesser, p Berechnungs¨ uberdruck, σzul zul¨ assige Spannung, vN Schweißnahtfaktor vN ∈ [0,8; 1,0] , c1 Wanddickenzuschlag nach DIN 17 175 (c1 = 0 f¨ ur da < 44,5 mm), c2 Zuschlag zur Ber¨ ucksichtigung von Korrosion und Abnutzung. Beispiel 7.5. Zu berechnen ist die erforderliche Wanddicke eines durch Strahlung ¨ beheizten Uberhitzerrohres aus 10 CrMo 9 10 mit da = 38 mm. Der Berechnungsdruck p sei 225 bar und die maximale Dampftemperatur 480◦ C. Der Schweißnahtage sind zu vernachl¨ assigen. Wie ¨ andert sich faktor vN betrage 1,0; weitere Zuschl¨ die Wanddicke, wenn die Dampftemperatur um 10◦ C zunimmt? agt die BerechnungstemperaL¨ osung. Tabelle 7.5 liefert ∆ϑZ = 50◦ C. Damit betr¨ tur ϑBer = ϑ + ∆ϑZ = 530◦ C.

7.8 Festigkeitsberechnung von Druckteilen

243

Aus Abb. 7.34 ergibt sich f¨ ur diese Temperatur ein Festigkeitskennwert K = 90 N/mm2 . Mit dem Sicherheitskennwert S = 1,5 aus Tabelle 7.4 ergibt sich die zul¨ assige Spannung zu σzul =

K = 60 N/mm2 . S

Aus (7.41) berechnet man die erforderliche Wanddicke ohne Zuschl¨ age δ = 6,00 mm. Steigert man die Dampftemperatur auf 490◦ C, betr¨ agt die Berechnungstempeagt ratur 540◦ C und der Festigkeitskennwert sinkt auf 78 N/mm2 ab. Damit betr¨ die zul¨ assige Spannung nur noch 52 N/mm2 . Daher ist nach (7.41) eine gr¨ oßere Wandst¨ arke δ = 6,76 mm ≈ 7 mm erforderlich, also fast 1 mm mehr als bei ϑBer = 530◦ C. Wegen des steilen Abfalls der Festigkeitskennwerte muß sichergestellt sein, daß die Temperaturabweichungen in zul¨ assigen Grenzen bleiben.

7.8.3 W¨ armespannungen Beim Anfahren, Abstellen und bei Last¨ anderungen im Gleitdruckbetrieb treten insbesondere in den W¨ anden dickwandiger zylindrischer Bauteile große Temperaturdiﬀerenzen auf. Infolge dieser Temperaturdiﬀerenzen bildet sich durch die W¨ armedehnung zwischen der Innen- und der Außenfaser des Bauteils ein Eigenspannungszustand aus. Diese W¨armespannungen u ¨berlagern sich den Beanspruchungen infolge des Innendruckes und f¨ uhren zusammen mit diesen dazu, daß die Lebensdauer dieser Anlagenteile langsam aufgebraucht wird. Wir setzen hier voraus, daß die sich ver¨ andernde Dampftemperatur ϑ(t) vorgegeben sei. Die Dynamik der Wandtemperatur θ(x, t) wird dann durch den W¨ arme¨ ubergang Dampf/Bauteil und die W¨armeleitung innerhalb des Materials bestimmt. Der Einfachheit halber nehmen wir weiter an, daß die Beh¨ alter als d¨ unnwandige Zylinderschalen, d.h. als Platten behandelt werden k¨ onnen. Es gilt dann f¨ ur den speziﬁschen W¨armestrom vom Dampf an die Wand

∂θ

q˙ = α ϑ(t) − θ(x = 0, t) = λ . (7.42) ∂x

x=0

Hier ist λ die W¨armeleitf¨ ahigkeit und α die vom Str¨omungs- und Dampfzustand abh¨ angige W¨ arme¨ ubergangszahl. Die Außenseite x = δ der Bauteile ist isoliert, so daß dort

∂θ

=0 (7.43) ∂t

x=δ

gilt. Als Anfangsbedingung verwenden wir

244

7 Dampferzeuger

θ(x, t = 0) = θ0 (x) .

(7.44)

F¨ ur die Temperaturverteilung θ(x, t) innerhalb der Wand gilt die W¨armeleitungsgleichung ∂2θ ∂θ =a 2 . ∂t ∂x Darin ist λ a= ρ cp

(7.45)

(7.46)

die W¨ armeleitzahl des Materials. Bei einem vorgegebenen Verlauf von ϑ(t) l¨aßt sich das Temperaturproﬁl innerhalb der Wand durch L¨ osen von (7.45) unter den Randbedingungen (7.42), (7.43) und der Anfangsbedingung (7.44) bestimmen. Es handelt sich dabei um eine klassische Aufgabenstellung der mathematischen Physik, die mit der Methode der Trennung der Variablen gel¨ost werden kann. Analytische L¨ osungen sind f¨ ur eine sprungf¨ ormig ansteigende und eine linear ansteigende Dampftemperatur bekannt, vgl. z.B. [21]. Hier interessiert aber weniger der Temperaturverlauf als vielmehr die W¨ armespannung. Allgemein ist diese an einem Ort x proportional dem Unterschied der o ¨rtlichen Temperatur θ(x, t) zur mittleren Wandtemperatur θ(t). F¨ ur die Praxis wichtig ist vor allem die an der besp¨ ulten Innenwand (x = 0) auftretende maximale Werkstoﬀbeanspruchung. Zu ihrer Berechnung sind nur zwei Temperaturangaben notwendig: die Wandtemperatur an der Innenseite θi (t) = θ(x = 0, t)

(7.47)

und die mittlere Wandtemperatur 1 θ(t) = δ

δ θ(x, t) dx .

(7.48)

0

Bei einer sprungf¨ ormigen Temperatur¨ anderung um ∆θ folgt durch die Entwicklung der L¨ osung in Fourierreihen ∞ 2 Bi 1 − Bi β −2 θi − θ n 2 = 2 Bi exp −β Fo , (7.49) n ∆θ Bi2 + Bi + β 2 n=0 n

bei einer mit dem Transienten vT = ∂θ/∂t ansteigenden Temperatur gilt ⎞ ⎛ ∞ 2 Bi 1 − Bi β −2 θi − θ 1 ⎝1 n exp −β 2 Fo ⎠ . (7.50) = + 2 Bi 2 n 2 2 vT t Fo 3 βn n=0 Bi + Bi + β n

Hier ist Bi =

αδ λ

(7.51)

7.8 Festigkeitsberechnung von Druckteilen

245

die Biotzahl und at Fo = 2 (7.52) δ die Fourierzahl. Die Entwicklungskoeﬃzienten βn ergeben sich aus der Gleichung βn tan βn = Bi .

(7.53)

In Abb. 7.35 ist der Verlauf der Wandtemperaturdiﬀerenz als Funktion der Fourierzahl dargestellt; aus derAbbildung und auch aus dem Aufbau der Glei chungen ist zu erkennen, daß θi − θ proportional zum Quadrat der Wanddicke δ ist. 40

1,00 qi- qm Dq 0,75

qi -qm 30 100 vT =20K/min

20

0,50 5,0

10

0,25 Bi =1,0

0 0

0,5

1,5

1,0

Fo

0 2,0

Abbildung 7.35. Verlauf der Wandtemperaturdiﬀerenz f¨ ur eine sprungf¨ ormige und eine rampenf¨ ormige Temperaturst¨ orung

Die Spannungsrechnung liefert f¨ ur die meist gef¨ahrdete dampfbesp¨ ulte Innenﬂ¨ ache die Partialspannungen σp (x = 0, t) als Folge des Innendrucks und σT (x = 0, t) als Folge des Temperaturproﬁls. Im Falle eines Rohres ergibt sich an der Innenwand folgender Spannungszustand: = −p ,

σT

=0,

σptang =

σT

=

σpl¨angs

σT

σprad

u2 + 1 p, u2 − 1 1 p, = 2 u −1

rad

tang

l¨ angs

Eγ 1−ν Eγ = 1−ν

θi − θ ,

θi − θ .

(7.54)

altnis des Rohres, E der ElaHierbei ist u = di /da das Durchmesserverh¨ stizit¨ atsmodul, γ der diﬀerentielle W¨ armeausdehnungskoeﬃzient und ν die Querkontraktionszahl. Angaben u ¨ber das Festigkeitsverhalten von Werkstoﬀen werden aus Versuchen mit einachsigen Probest¨ aben gewonnen. Um den errechneten mehrachsigen Spannungszustand mit dem gemessenen Werkstoﬀverhalten vergleichen

246

7 Dampferzeuger

zu k¨ onnen, muß zuerst eine einachsige Vergleichsspannung σV errechnet werden. Eine solche Vergleichsspannung kann mit dem bekannten Kriterium von Mises’ bestimmt werden. F¨ ur den Spannungszustand (7.54) ergibt sich √ σV = σV + 3 σV σV + σV . (7.55) p

p

T

T

σV und σV sind die Vergleichsspannungen der Einzelkomponenten: p

T

p

σV

T

√

u2 p, u2 − 1 Eγ θi − θ . = 1−ν

σV =

3

(7.56) (7.57)

Aus (7.54) und (7.55) folgt sofort, daß die W¨armespannung – abgesehen von idealen Temperaturspr¨ ungen – der Temperatur¨anderungsgeschwindigkeit und dem Quadrat der Wanddicke proportional ist. Damit ist klar, daß i.allg. die dickwandigen Bauteile die zul¨ assigen Temperatur- und Last¨anderungsgeschwindigkeiten einer Anlage bestimmen. Bei den hochbeanspruchten Bauteilen interessiert vor allem die Ersch¨opfung des Werkstoﬀs infolge der Druck- und W¨armespannungen. Zur Beantwortung dieser Frage stehen aus der Materialpr¨ ufung die Ergebnisse des Zeitstandversuchs und des Dehnwechselversuchs zur Verf¨ ugung. Der Zeitstandversuch liefert die Lebensdauer Z(σV , θ) unter gleichbleibender statischer Belastung. F¨ ur den w¨ ahrend der Zeit dt verbrauchten Anteil an Lebensdauer dZ bei einer Beanspruchung σV (t), die als Zeitstandssch¨adigung dZ uckt wird, gilt: Z ausgedr¨ 0

dt dZ , = Z0 Z(σV , θ)

(7.58)

Z0 ist die projektierte Lebensdauer des Bauteils. F¨ ur die Auswertung ist es zweckm¨ aßig, das Werkstoﬀverhalten gem¨aß Abb. 7.36 in der Umgebung eines Referenzzustandes σV , θ0 durch eine Gleichung der 0 Form

K 1 σ Z (7.59) = exp −K2 θ − θ0 Z0 σV 0

darzustellen. K1 und K2 sind Materialkenngr¨oßen. Bei den meist interessierenden periodischen Belastungen werden σV und θ0 als zeitliche Mittelwerte 0 verstanden: T 1 σV = σV (t)dt , (7.60) 0 T 0

θ0 =

1 T

T θ(t)dt . 0

(7.61)

7.8 Festigkeitsberechnung von Druckteilen

247

Es wird ferner σV (t) = σV + ∆σV (t)

(7.62)

0

und θ(t) = θ0 + ∆θ(t)

(7.63)

gesetzt. sV

e q=konst q=konst

sV

0

e0

q0

q0

Z0

N0

Z

N

Abbildung 7.36. Zeitstands- und Dehnungswechseldiagramm eines Werkstoﬀes (schematisch)

F¨ ur die zus¨ atzlich zur statischen Grundbelastung verbrauchte Lebensdauer durch Kriechsch¨ adigung folgt aus (7.56) bis (7.61)

2 t 2 t K 2 1 + K1 ∆σV (t) 2 ∆Z = ∆θ(t) dt . dt + (7.64) 2 σ 2 2K V 1 t=0

0

t=0

Beispielhaft sei ein Ergebnis f¨ ur den Lebensdauerverbrauch einer HDDampfleitung angegeben. Diese bestehe aus dem Werkstoﬀ 10 CrMo 9 10, habe einen Außendurchmesser von 200 mm und 30 mm Wanddicke. Der Druck betrage 185 bar und die mittlere Temperatur 530◦ C. Die St¨orung bestehe in einer periodischen Schwankung der Heißdampftemperatur innerhalb eines Bandes von 10 K. Innerhalb einer angenommenen Betriebszeit von 100 000 Stunden soll die Schwankung sprunghaft bzw. sinusf¨ormig ablaufen, die Periodendauer betrage 30 Minuten. Der Einfachheit halber ist ein unendlich großer innerer W¨arme¨ ubergang angenommen (α = ∞). Bei der sinusf¨ormigen Temperaturschwingung sind die W¨armespannungen gr¨ oßer und dauern l¨ anger an als bei der sprunghaften St¨orung. Das Beispiel zeigt, daß der Lebensdauerverbrauch sowohl von der Amplitude als auch der Form der St¨ orung abh¨ angt. Der Dehnwechselversuch liefert die Anzahl der Wechsel N (ε, θ) bis zum Bruch bei gleichbleibender Temperatur, vgl. Abb. 7.36. F¨ ur die Anwendung

248

7 Dampferzeuger

Tabelle 7.6. infolge einer periodischen St¨ orung der Dampf Lebensdauerverbrauch temperatur Z0 = 100 000 h [%] Form der St¨ orung

∆Zσ

∆Zθ

∆Zσ+θ

Z0

Z0

Z0

sprungf¨ ormig sinusf¨ ormig

6,8 9,1

7,4 5,8

14,2 14,9

des Diagramms muß zun¨ achst die zur Beanspruchung σV und zur Temperatur θ zugeh¨ orige Dehnung ε bestimmt werden. F¨ ur die Zahl der Dehnungswechsel im Zeitintervall dt folgt dann aus Abb. 7.36 dN = Kε dt .

(7.65)

Der w¨ ahrend der Zeit dt abgelaufene Sch¨ adigungsanteil durch Dehnungswechsel ergibt sich damit sinngem¨ aß zu Kε dt dN . = N0 N (σV , θ)

(7.66)

N0 ist die bei der Projektierung zugrundegelegte Zahl von Dehnungswechseln. Die Werkstoﬀsch¨adigung infolge einer beliebigen Belastungsgeschichte σV (t), θ(t) durch die beiden Schadenswirkungen (7.58) und (7.66) ist ∆Z = Z0

t

Kε 1 + Z(t) N (t)

dt .

(7.67)

0

Mit Hilfe von (7.67) kann z.B. der Einﬂuß der Prozeßf¨ uhrung auf die Werkstoﬀersch¨ opfung festgestellt werden. F¨ ur eine Vertiefung wird auf die Literatur [22], [23] und auf die Richtlinie TRD 301, Anlage 1 [18] verwiesen. In der Richtlinie ist eine Vorgehensweise angegeben, mit der die Lebensdauerersch¨opfung durch Wechselbeanspruchung bestimmt werden kann.

7.9 Speisewasser F¨ ur den st¨ orungsfreien Betrieb ist f¨ ur alle Dampferzeugersysteme die Beschaffenheit des Speisewassers von großer Bedeutung. Die f¨ ur den Kraftwerksbetrieb verf¨ ugbaren W¨ asser enthalten Fremdstoﬀe in gel¨oster Form, meist als Salze und Gase, die die Ursache von den Betrieb st¨orenden Erscheinungen sein k¨ onnen. So haben z.B. die Salze der Erdalkalimetalle die Eigenschaft, sich beim Erw¨ armen an den Wandungen der W¨ armeaustauscherrohre als Kesselstein anzulagern. Neben der Vergr¨ oßerung des Druckverlustes behindern sol¨ che Ablagerungen den W¨ armeﬂuß und k¨ onnen dadurch zu Uberhitzungen von Heizﬂ¨ achenteilen und damit Sch¨ aden f¨ uhren. Gel¨oste Gase, besonders CO2

7.9 Speisewasser

249

und O2 , verursachen Sch¨ aden durch wasserseitige Korrosion in der Dampferzeugerberohrung. Andere Fremdstoﬀe k¨ onnen zur Verunreinigung des erzeugten Dampfes f¨ uhren, dies kann St¨ orungen bei den Dampfverbrauchern verursachen, z.B. Versalzung der Turbinen. Den sch¨ adlichen Auswirkungen dieser Verunreinigungen wird heute durch eine dem Kesselbetrieb angepaßte Wasseraufbereitung begegnet. Bei Kraftwerksanlagen werden u ¨berhaupt alle mineralischen Bestandteile entfernt, was durch Ionenaustausch weitgehend erreicht werden kann. Die Gase werden dabei physikalisch entfernt. Zum Schutz gegen Korrosion wird dem Speisewasser meist durch geeignete Additive eine leicht alkalische Reaktion gegeben. Die Anforderungen an das Speisewasser steigen mit dem Dampfdruck und sind f¨ ur Hochdruckanlagen sehr streng. F¨ ur eine Vertiefung wird auf die Literatur [24], [25] und auf die nachfolgend genannten Richtlinien verwiesen: • VGB-Richtlinien f¨ ur Kesselspeisewasser, Kesselwasser und Dampf von Wasserrohrkesseln der Druckstufen ab 64 bar [26], ¨ • VdTUV-Richtlinien f¨ ur Speisewasser, Kesselwasser und Dampf von Dampferzeugern bis 68 bar [27]. • Unter Ber¨ ucksichtigung derjenigen Teile einer Kesselanlage, die der Dampfkesselverordnung unterliegen, sind die Anforderungen an das Speisewasser in der TRD 611 [18] festgelegt. F¨ ur eine erste Charakterisierung eines Speisewassers wird der pH-Wert und der Salzgehalt bzw. die elektrische Leitf¨ ahigkeit angegeben. Nach seiner Deﬁnition gibt der pH-Wert die Wasserstoﬀionenkonzentration an; er ist somit ein Maß f¨ ur die St¨ arke einer S¨ aure bzw. Lauge. Das neutrale Wasser hat einen pHWert von 7; bei pH < 7 ist das Wasser sauer und bei pH > 7 alkalisch. Durch gel¨ oste Salze wird der Isolator“ Wasser elektrisch leitend. Die Leitf¨ahigkeit ” ist bei geringem Salzgehalt diesem proportional; in erster N¨aherung gilt die Zuordnung 1 µS/cm ≈ 0,5 mg/l. Zus¨ atzlich zur Wasseraufbereitung sind moderne Kraftwerksanlagen mit Kondensatreinigungsanlagen ausger¨ ustet, die st¨ andig Salze und Korrosionsprodukte aus dem Wasser/Dampfkreislauf entfernen. Die Anforderungen an das Speisewasser sind bei Trommelkesseln geringer als bei Durchlaufkesseln, denn im Trommelkessel wird in der Art einer Destillieranlage das salzhaltige Speisewasser in salzarmen Dampf u uhrt, ¨berf¨ wobei die Salze sich im Wasservorrat des Verdampfers anreichern. Bei Durchlaufkesseln bestimmt die Speisewasserqualit¨ at direkt die Dampfqualit¨at; eine Korrekturm¨ oglichkeit ist nicht gegeben. Der Salzgehalt des Kesselwassers kann bei Umlaufkesseln durch Abschl¨ammen in Grenzen gehalten werden. Beim Abschl¨ammen wird Wasser aus der Trommel entnommen und u uhrt. ¨ber einen Entspanner in die Umgebung abgef¨ Es gilt die Massenbilanz ˙D+m ˙A m ˙ Sp = m

(7.68)

250

7 Dampferzeuger

wobei m ˙ A den ausgeschleusten Wasserstrom bezeichnet. Die Dynamik der Salzspeicherung gehorcht der Bilanzgleichung mUm

dcUm =m ˙ Sp cSp − m ˙ D cD − m ˙ A cUm dt = m ˙D+m ˙ A cSp − m ˙ D x cUm − m ˙ A cUm

(7.69)

mit: Masse des Umlaufwassers, mUm cUm Salzkonzentration im Umw¨ alzwasser, Salzkonzentration im Speisewasser, cSp cD = x cUm Salzkonzentration im Dampf. Aus einer Division durch m ˙ A ergibt sich eine Gleichung zur Bestimmung der Konzentration cUm :

m ˙D dcUm m ˙ = τ + 1 cSp − D x cUm − cUm . (7.70) dt m ˙A m ˙A Darin ist ˙ m m τ = Um D m ˙D m ˙A

(7.71)

die Speicherzeitkonstante des Vorgangs. F¨ ur typische Werte mUm /m ˙ D = 0,1 h ˙ A = 100 ist z.B. τ = 10 h. und m ˙ D /m Aus (7.69) folgt f¨ ur den Beharrungszustand m ˙A m ˙D . = cSp m ˙ x+ A m ˙D 1+

cUm

(7.72)

Die Aufkonzentration im Kesselwasser wird neben x durch die Abschl¨ammung m ˙ A begrenzt; andererseits bringt die Abschl¨ammung aber einen W¨armeund Wasserverlust mit sich und ist deshalb m¨oglichst zu vermeiden. Beispiel 7.6. Bei einem Naturumlaufdampferzeuger habe das Speisewasser einen omende Naßdampf Salzgehalt von cSp = 0,09 mg/kg. Der aus dem Abscheider abstr¨ hat einen Wassergehalt von x = 0,03. Wie hoch ist der Salzgehalt des Umlaufwassers ˙ D von 5%? Welchen Salzgehalt hat bei einer kontinuierlichen Abschl¨ ammung m ˙ A /m das Umlaufwasser, wenn auf eine Abschl¨ ammung verzichtet wird? L¨ osung. Nach (7.72) stellt sich bei einer kontinuierlicher Abschl¨ ammung von 5% des Dampfmassenstroms eine Salzkonzentration von cUm = 1,2 mg/kg ein. Ohne Abschl¨ ammung ergibt sich nach (7.72) eine Konzentration von cUm = cSp

1 = 3,0 mg/kg, x

7.10 Fazit

251

also ein 2,5-fach h¨ oherer Wert. Bis in die 70er Jahre wurde bei Umlaufkesseln abgeschl¨ ammt. Bei den heute verf¨ ugbaren Anlagen zur Speisewasseraufbereitung ist der Salzgehalt so gering, daß auf Abschl¨ ammungen im Normalbetrieb verzichtet werden kann.

Eng mit der Speisewasseraufbereitung verbunden ist die Aufgabe der Korrosionsvermeidung. F¨ ur den Bereich der Rohrinnenseiten bedeutet dies: • Bei der Inbetriebnahme eines Kessels muß eine einwandfreie Schutzschicht auf der Rohrinnenseite aufgebaut werden. • Der Kessel darf danach nur mit Speisewasser der vorgeschriebenen Qualit¨ at betrieben werden. Um eine einwandfreie Schutzschicht aufzubauen, ist eine saubere, zunderfreie Innenoberﬂ¨ ache der Kesselrohre erforderlich. Man erreicht dies durch Sp¨ ulen und Auskochen, am besten aber durch Beizen und den sofort anschließenden Betrieb zum Aufbau der Schutzschicht mit Wandtemperaturen u ¨ber 300◦ C. Gem¨ aß der Reaktion 6 Fe + 7 O2 + 12 H −→ 2 FeO + 6 H2 O

(7.73)

bildet sich auf der Rohroberﬂ¨ ache eine Magnetitschicht aus, die die Rohre vor Korrosion sch¨ utzt.

7.10 Fazit Der Dampferzeuger hat die Aufgabe, die in der Feuerung freigesetzte W¨arme in die Enthalpie des hochgespannten Dampfes umzuwandeln. Wegen der Schwankungsbreite des Heizwertes – insbesondere bei minderwertigen Brenn¨ stoﬀen – ist das W¨ armeangebot zeitlichen Anderungen unterworfen. Auf der anderen Seite sind aber aus Festigkeitsgr¨ unden bei der Turbine nur geringe Schwankungen des Dampfzustandes zul¨ assig. Der Ausgleich zwischen dem zeitlich sich ¨ andernden Energieangebot aus der Feuerung und dem stetigen Energiestrom zur Turbine ist eine der Aufgaben des Dampferzeugers. Um diesen Ausgleich bei allen Anforderungen sicherzustellen, ist der Dampferzeuger nach statischen und dynamischen Kriterien zu dimensionieren. Zur Erf¨ ullung aller Anforderungen sind die f¨ ur den Bau der Anlagen zur Verf¨ ugung stehenden Werkstoﬀe bis an die Grenzen ihrer M¨oglichkeiten auszusch¨opfen. Die Kesselhersteller sahen sich dabei veranlaßt, Schrittmacherdienste bei der Entwicklung der Werkstoﬀ-und Fertigungstechnologie und der damit zusammenh¨ angenden Festigkeitsberechnung zu leisten. Die obere Temperatur des Kraftwerksprozesses und damit der Anlagenwirkungsgrad wird im wesentlichen durch die f¨ ur die End¨ uberhitzer verf¨ ugbaren Werkstoﬀe begrenzt. Heute haben sich die Dampftemperaturen zwischen 530 und 580◦ C eingependelt. Dies ist ein Temperaturbereich, der mit warmfesten ferritischen und martensitischen Werkstoﬀen beherrscht werden kann. Mit den

252

7 Dampferzeuger

im Prinzip verf¨ ugbaren austenitischen Werkstoﬀen w¨aren Dampfparameter von 600◦ C und 300 barund mehr m¨ oglich. Engpaß sind der Verdampfer, die ¨ End¨ HD- und ZU= uerhitzer. Weiter kann gesagt werden, daß die Anforderungen an Dampferzeuger sowohl im Hinblick auf die Einheitsleistung als auch die Betriebsanforderungen durch zweckentsprechende Schaltungen und Konstruktionen erf¨ ullt werden k¨ onnen. Bei Verwendung des Zwangdurchlaufprinzips, das bei hohen Dr¨ ucken und großen Leistungen allein zur Anwendung kommt, k¨onnen Anlagen mit so g¨ unstigen Eigenschaften gebaut werden, daß auch große kohlegefeuerte Einheiten zur Spitzenlastabdeckung herangezogen werden k¨onnen. Grenzleistungen f¨ ur den Dampferzeuger allein sind derzeit nicht zu erkennen. Die gr¨ oßten zur Zeit betriebenen Anlagen haben W¨armeleistungen von 3 000 MW.

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Literatur

253

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8 Dampfturbinen

8.1 Grundlagen Die Dampfmaschine, die erste Kraftmaschine f¨ ur die Umwandlung von W¨arme in mechanische Energie, war um 1900 der begrenzende Faktor f¨ ur die Leistungssteigerung der Kraftwerke. Bei der Hin- und Herbewegung des Kolbens traten große Massenkr¨ afte auf, was die Laufgeschwindigkeit und die Leistungsvergr¨ oßerung begrenzte. Die L¨ osung brachte die Dampfturbine, bei der durch die Entspannung des Dampfes unmittelbar eine Drehbewegung erzeugt wird. Als Turbinen bezeichnet man Str¨ omungsmaschinen1 , mit denen die potentielle Energie eines diese durchstr¨ omenden Arbeitsmittels zun¨achst in kinetische Energie umgewandelt und dann in mechanische Energie der sich drehenden Turbinenwelle umgesetzt wird. Sie bestehen aus D¨ usen, die auf stillstehenden Leitr¨ adern angeordnet, und Umlenkschaufeln, die auf den Laufr¨adern angebracht sind. Ein Laufrad bildet zusammen mit einem Leitrad eine Turbinenstufe. Dampf- und Gasturbinen werden – abgesehen von Maschinen sehr kleiner Leistung – mehrstuﬁg ausgef¨ uhrt, d.h. es folgen nacheinander mehrere Stufen. Die Anzahl der Stufen schwankt in weiten Grenzen; bei geringen Leistungen gen¨ ugen einige wenige, w¨ ahrend in anderen F¨allen 60 und mehr Stufen gebraucht werden. Das Arbeitsmittel durchstr¨ omt die Leit- und Laufr¨ader bei großen Maschinen meist axial. Die Durchstr¨ omung erfolgt in einem Ringspalt zwischen Geh¨ ause und Rotor, vgl. Abb. 8.1. Durch die Bemessung der Durchﬂußquerschnitte in den R¨ adern der einzelnen Stufen kann der Druckverlauf l¨ angs der Turbine festgelegt werden. Zur Umsetzung der Enthalpie in mechanische Energie wird das Arbeitsmittel in D¨ usen beschleunigt, die von den auf dem Umfang des feststehenden Leitrades angeordneten Leitschaufeln gebildet werden. Danach erfolgt eine 1

Zu den Str¨ omungsmaschinen geh¨ oren ebenfalls die Gas- und Wasserturbinen, die Turboverdichter sowie die Windr¨ ader und Propeller. F¨ ur diese Maschinen existiert eine gemeinsame Theorie, f¨ ur deren Darstellung auf die Literatur [1], [2] verwiesen wird.

256

8 Dampfturbinen

a b

a Innengeh¨ ause b Geh¨ ause c Labyrinthdichtung

c

Abbildung 8.1. L¨ angsschnitt durch eine HDTurbine

Umlenkung in den Schaufeln des sich drehenden Laufrades. Als Reaktion auf die an den Schaufeln angreifenden Impulskr¨ afte entsteht ein Drehmoment, das an der Turbinenwelle abgeleitet wird. Im Laufe der Entwicklung haben sich ¨ zwei typische Bauformen herausgebildet: die Gleichdruck- und die Uberdruckturbine. Der Unterschied zwischen beiden liegt allein in der Beschaufelung und kann durch den Reaktionsgrad Γ – dies ist das Verh¨altnis des in den Laufschaufeln abgebauten Enthalpiegef¨ alles zu dem der ganzen Stufe – gekennzeichnet werden. Bei den Gleichdruckturbinen (Γ = 0) wird das Enthalpiegef¨alle einer Stufe vollst¨ andig im Leitrad in kinetische Energie umgewandelt. Der Druck und damit auch der Betrag der Str¨ omungsgeschwindigkeit im Ein- und Austrittsquerschnitt des Laufrades sind daher jeweils gleich groß.2 ¨ Bei der Uberdruckturbine wird das Enthalpiegef¨alle im Leit- und Laufrad umgesetzt und es ist Γ > 0. Durch die Geschwindigkeitserh¨ohung im Laufrad ergibt sich eine zus¨ atzliche Reaktionskraft, man spricht deshalb auch von einer Reaktionsturbine.3 Beide Bauarten standen lange Zeit nebeneinander und waren kennzeichnend f¨ ur die Turbinenbaureihen der einzelnen Hersteller. Typisch f¨ ur die 2

3

Diese Bauform wurde von A. Rateau (1863–1930) eingef¨ uhrt und wird auch Rateau-Turbine genannt. Nach ihrem Erﬁnder C.A. Parsons (1854–1931) bezeichnet man sie auch als Parsons-Turbine. Parsons hat das Prinzip der Mehrstuﬁgkeit eingef¨ uhrt, mit dem das große Enthalpiegef¨ alle eines Dampfkraftprozesses bei m¨ aßigen Umfangsgeschwindigkeiten mit hohen Wirkungsgraden genutzt werden kann. Entscheidende Beitr¨ age zur Entwicklung der Turbinen lieferten auch C.G.P. de Laval (1845–1913) und C.G. Curtis (1860–1953).

8.2 Elementare Theorie axialer Str¨ omungsmaschinen

257

Gleichdruckturbine war die geringe Stufenzahl mit relativ hohen St¨omungs¨ verlusten durch Reibung aber geringen Spaltverlusten. Die Uberdruckturbine hatte eine gr¨ oßere Stufenzahl, geringere Reibungs-, aber gr¨oßere Spaltverluste. Bei gleichem Enthalpiegef¨ alle im Leit- und Laufrad (Γ = 0,5) ergaben sich f¨ ur beide R¨ ader gleiche Str¨ omungsverh¨ altnisse. Es konnten somit die gleichen Schaufelproﬁle f¨ ur beide R¨ ader verwendet werden. Heute ist der Reaktionsgrad einer unter mehreren Auslegungsparametern einer Stufe und wird frei gew¨ ahlt. Zur Erreichung bestimmter Eigenschaften kann sich der Reaktionsgrad innerhalb der Beschaufelung einer Turbinenanlage unterscheiden. Kennzeichnend f¨ ur die beiden Bauarten sind neben konstruktiven Einzelheiten die Geschwindigkeitsverh¨altnisse in den Stufen, man vergleiche Abb. 8.5 und Abb. 8.6. Neben dieser Einteilung nach der Beschaufelung unterscheidet man auch zwischen Kondensations- und Gegendruckturbinen. Bei der letzteren wird der abstr¨ omende Dampf einem weiteren Verwendungszweck zugef¨ uhrt, z.B. als Prozeßdampf oder zur Beheizung.

8.2 Elementare Theorie axialer Stro ¨mungsmaschinen Mit Hilfe der Stromfadentheorie soll in diesem Abschnitt die Energie¨ ubertra¨ gung vom Arbeitsmittel auf die Turbinenwelle untersucht werden. Die Uberlegungen werden am Beispiel einer Stufe durchgef¨ uhrt, die aus einem Leit- und einem Laufrad besteht, vgl. Abb. 8.2. Der Raum, in dem die Beschaufelung arbeitet, ist durch die Innenwand des Geh¨ auses, die Oberﬂ¨ache des Rotors sowie den Ein- und Abstr¨ omquerschnitt begrenzt. In erster N¨aherung nehmen wir an, daß der Str¨ omungszustand in jedem zur Rotorachse senkrechten Querschnitt konstant ist und durch den Zustand auf der Mittelﬂ¨ache zwischen Geh¨ ausewand und Rotoroberﬂ¨ ache (in der Abbildung ist diese Fl¨ache durch die gestrichelte Linie dargestellt) repr¨ asentiert wird. Ohne eine wesentliche Einschr¨ ankung f¨ ur die Anwendbarkeit k¨ onnen wir ferner annehmen, daß die Str¨ omung station¨ ar ist. Die Energie¨ ubertragung vom Arbeitsmittel auf das System Turbinenstufe“ kann bei Kenntnis des Str¨omungszustandes des ” Arbeitsmittels vor und hinter der Stufe berechnet werden. Wir setzen dazu voraus, daß der Str¨ omungszustand vor der Stufe und das Enthalpiegef¨alle u ¨ber die Stufe vorgegeben sind. Nach der Kontinuit¨ atsgleichung der Str¨ omungsmechanik ist der Massenstrom m ˙ durch den Einstr¨ omquerschnitt A0 einer Stufe gleich dem durch den Querschnitt A1 zwischen Leit- und Laufrad und dem durch den Abstr¨omquerschnitt A2 : ˙2 m ˙ 0 = ρ0 c0 A0 = ρ1 c1 A1 = ρ2 c2 A2 = m n

n

n

mit ρ mittlere Dichte, cn mittlere Geschwindigkeit normal zur Umfangsrichtung,

(8.1)

258

8 Dampfturbinen

Leitrad

Laufrad 1

0

2

Gehäuse

w2 b2

u2

a2 c2 r

_ r Rotor

w1 b1 a1

c1

u1

x Abbildung 8.2. L¨ angsschnitt durch eine Turbinenstufe

A Querschnittsﬂ¨ ache. Die Indizes 0, 1, 2 bezeichnen diese Gr¨ oßen in den Querschnitten A0 , A1 bzw. A2 einer Stufe, vgl. Abb. 8.2. Das Arbeitsmittel str¨ omt das Leitrad mit der Geschwindigkeit c0 an und wird in diesem auf c1 beschleunigt. Diese Geschwindigkeiten beziehen sich auf den ruhenden Teil der Maschine.4 F¨ ur die Str¨omung im Rotor ist die Geschwindigkeit w relativ zum Rotor maßgebend. Sie setzt sich vektoriell mit der Umfangsgeschwindigkeit des Rotors u zu der auf den ruhenden Teil der Maschine bezogenen Absolutgeschwindigkeit c zusammen gem¨aß c=u+w .

(8.2)

Durch die geometrische Addition von u und w ergibt sich c als dritte Seite des Geschwindigkeitsdreiecks. Zur Angabe der Richtung benutzt man die Winkel gegen die Umfangsgeschwindigkeit. Man bezeichnet sie mit α bei der Absolutstr¨ omung und mit β bei der Relativstr¨omung. Das Arbeitsmittel leistet im Leitrad keine Arbeit. Die Geschwindigkeit hinter dem Rad errechnet sich bei einer isentropen Str¨omung aus der Bernoulli-Gleichung der Str¨ omungsmechanik. Nach dieser ist die Summe aus der speziﬁschen Enthalpie h und der speziﬁschen kinetischen Energie c2 /2 konstant: c2

c2

= h1 + 1s (8.3) s 2 2 Den isentrop erreichten Str¨ omungszustand hinter dem Leitrad kennzeichnen wir mit dem Index s. h0 +

4

0

Vektorielle Gr¨ oßen werden fettgedruckt dargestellt; d¨ unngedruckte Zeichen stehen f¨ ur den Betrag.

8.2 Elementare Theorie axialer Str¨ omungsmaschinen

259

Die wirkliche Str¨ omung im Leitrad ist verlustbehaftet, was man durch Einf¨ uhrung eines Leitradwirkungsgrades η ber¨ ucksichtigt. F¨ ur die Geschwindigkeit am Austritt des Leitrades folgt dann

c2 c2 c2 1s Le 1 0 =η = η ∆hs + . (8.4) 2 2 2 = h0 − h1 das isentrope Enthalpiegef¨alle im Leitrad. Der Hier ist ∆hLe s s Leitradwirkungsgrad η =

∆hLe ∆hLe s

(8.5)

ist aus Versuchen zu ermitteln. Eine u ¨bersichtliche Darstellung dieses Vorgangs liefert das h,s-Diagramm, vgl. Abb. 8.3. Am Ende der Expansion wird der Zustand 1 mit der Enthalpie h1 erreicht. Dabei stimmt der Druck mit dem der isentropen Expansion u ¨berein. h

p0 T0

0

0–1s: Isentrope Expansion 0–1: Reale Expansion

Le

Dh

Le

Dhs

p1 1 1s

Abbildung 8.3. Expansion des Arbeitsmittels im Leitrad

s

Beispiel 8.1. Ein Massenstrom von m ˙ = 1 kg/s Dampf (20 bar und 400◦ C) soll in einer D¨ use auf 4 bar expandiert werden. Es sind die D¨ usenquerschnitte l¨ angs des Expansionsweges zu ermitteln, wobei die Zust¨ ande von 16, 12, 8 und 4 bar zu ber¨ ucksichtigen sind. Es kann von einer isentropen Expansion ausgegangen werden. Benutzen Sie den unten angegebenen Ausschnitt aus der Dampftafel. ϑ [◦ C] 190 200 270 280 320 330

4 bar v h 3 m kJ kg kg

0,5218 0,5343 0,6192 0,6311 0,6785 0,6903

7,1255 7,1708 7,4572 7,4947 7,6379 7,6723

2 839,2 2 860,4 3 005,6 3 026,2 3 108,3 3 128,8

s kJ kgK

8 bar v h 3 m kJ kg kg

0,2540 0,2608 0,3057 0,3119 0,3363 0,3423

6,7647 6,8148 7,1205 7,1595 7,3070 7,3422

2 815,1 2 838,6 2 993,5 3 014,9 3 099,4 3 120,4

s kJ kgK

12 bar v h s 3 m kJ kJ kg kg kgK 0,1642 0,1692 0,2011 0,2054 0,2222 0,2263

2 788,2 2 814,4 2 980,8 3 003,0 3 090,3 3 111,8

6,5312 6,5872 6,9156 6,9562 7,1085 7,1445

260

8 Dampfturbinen

ϑ [◦ C] 360 370 400

16 bar v h s 3 m kJ kJ kg kg kgK

20 bar v h s 3 m kJ kJ kg kg kgK

0,1777 3 168,5 7,1069 0,1808 3 190,2 7,1409 0,1900 3 255,0 7,2394

0,1411 3 160,8 6,9950 0,1436 3 182,9 7,0296 0,1511 3 248,7 7,1296

L¨ osung. Zun¨ acht entnimmt man der Dampftafel die Enthalpie des Ausgangszustandes h(20 bar; 400◦ C) = 3 248,7 kJ/kg. Die zugeh¨ orige Entropie s(20 bar; 400◦ C) = 7,1296 kJ/kgK ist f¨ ur alle anderen Zust¨ ande gleich. Mit Hilfe linearer Interpolation k¨ onnen alle weiteren Enthalpien und speziﬁschen Volumina aus der Dampftafel berechnet werden. Beispielhaft wird dies f¨ ur den Zustand 16 bar durchgef¨ uhrt. Mit der bekannten Entropie schließt man auf eine Temperatur zwischen 360 und 370◦ C:

h 16 bar; s(20 bar; 400◦ C) = h 16 bar; 360◦ C +

s(20 bar; 400◦ C) − s(16 bar; 360◦ C) h (16 bar; 370◦ C) − h(16 bar; 360◦ C) = ◦ ◦ s(16 bar; 370 C) − s(16 bar; 360 C) 3 183,0 kJ/kg. Analog ergibt sich f¨ ur das speziﬁsche Volumen

v 16 bar; s(20 bar; 400◦ C) = 0,1798 m3 /kg. Die Str¨ omungsgeschwindigkeit c kann wegen (8.3) aus √ c = 2 ∆h erhalten werden. Die D¨ usenquerschnitte k¨ onnen wegen der G¨ ultigkeit von (8.1) durch v A=m ˙ c berechnet werden. Die Ergebnisse sind in der nachfolgenden Tabelle zusammengestellt. Ausgangsdruck [bar] Gegendruck [bar] spez. Volumen Enthalpiegef¨ alle Geschwindigkeit D¨ usenﬂ¨ ache

[m3 /kg] [kJ/kg] [m/s] [mm2 ]

20,0 16,0

20,0 12,0

20,0 8,0

20,0 4,0

0,180 65,7 362,5 496,0

0,225 145,8 540,0 416,7

0,307 250,2 707,4 433,9

0,523 407,6 902,9 579,2

Die Berechnungen zeigen, daß der D¨ usenquerschnitt zun¨ achst verringert und dann wieder erweitert werden muß. Dieser Eﬀekt ist von den Expansionsstr¨ omungen kompressibler Fluide gut bekannt.

8.2 Elementare Theorie axialer Str¨ omungsmaschinen

261

Der im engsten Querschnitt erreichte Druck heißt kritischer Druck und die dort erreichte Geschwindigkeit kritische Geschwindigkeit. Diese ist gleich der Schallgeschwindigkeit. Im konvergenten Teil der D¨ use liegt somit eine Unterschall- und im ¨ divergenten eine Uberschallstr¨ omung vor.

Im Laufrad leistet das Arbeitsmittel Arbeit, indem es dieses mit dem Drehmoment L dreht. Durch Anwendung des Drallsatzes der Str¨omungsmechanik erh¨ alt man L=m ˙ r1 c1 − r2 c2 . (8.6) u

u

Das Produkt aus Geschwindigkeitskomponente in Umfangsrichtung und Radius wird u ¨blicherweise als Drall bezeichnet und (8.6) entsprechend als Drallsatz. Der Drallsatz in dieser Form ist eine grundlegende Beziehung f¨ ur Str¨omungsmaschinen und heißt Euler’sche Turbinengleichung. Sie gilt nicht nur f¨ ur Turbinen, sondern auch f¨ ur Pumpen und Verdichter. In (8.6) kommt der Druck nicht vor – der Druck im Laufrad kann also bei Turbinen konstant bleiben oder abnehmen, entsprechend muß er bei Verdichtern zunehmen. Aus (8.6) folgt weiter, daß dasjenige Maschinenteil, das den Drall der Str¨omung ver¨andert, ur den mittleren auch das Drehmoment aufnehmen muß. r1 und r2 stehen f¨ Radius des Ein- bzw. Austrittsquerschnitts des Laufrades, vgl. Abb. 8.2. cu bezeichnet die Umfangskomponente von c mit cu = c cos α .

(8.7)

Da sich das Turbinenrad mit der Winkelgeschwindigkeit ω dreht, bestimmt sich seine Leistungsabgabe einer Stufe zu ˙ ω r1 c1 − r2 c2 = m PSt = L ω = m ˙ u1 c1 − u2 c2 . (8.8) u

u

u

u

ur die Leistung einer Stufe und u1,2 = r1,2 ω f¨ ur die mittlere Hier steht PSt f¨ Umfangsgeschwindigkeit im Eintritts- bzw. Austrittsquerschnitt des Rades. Im Turbinenbau wird die auf den Massenstrom bezogene Leistung verwendet und als speziﬁsche Radarbeit aT bezeichnet. Man setzt PSt = u1 c1 − u2 c2 . (8.9) u u m ˙ Mit dem Kosinussatz kann die rechte Seite von (8.9) umgeformt werden. Aus Abb. 8.2 folgt 1 2 (8.10) u1 c1 = u1 c1 cos α1 = u + c2 − w2 , 1 1 u 2 1 1 2 u2 c2 = u2 c2 cos α2 = (8.11) u + c2 − w2 . 2 2 u 2 2 Werden (8.10) und (8.11) in (8.9) eingef¨ uhrt, ergibt sich aT =

aT =

u2 − u2 1

2

2

+

c2 − c2 1

2

2

−

w2 − w2 1

2

2

.

(8.12)

262

8 Dampfturbinen

Mit dieser Beziehung, der Turbinenhauptgleichung, kann die Energieumsetzung im Laufrad bei bekannten Geschwindigkeiten berechnet werden. Die speziﬁsche Radarbeit kann auch aus einer Energiebilanz bestimmt werden. Bei einer isentropen Zustands¨ anderung gilt c2

c2

2s . (8.13) s 2 2 Durch Gleichsetzen von (8.12) und (8.13) folgt f¨ ur das isentrope Enthalpiegef¨ alle im Laufrad 1 2 ∆hLa u − u2 − w 2 + w 2 . (8.14) s = h1 − h2s = 1 2 1 2s 2 Bei Axialturbinen gilt in guter N¨ aherung u1 = u2 . Damit folgt aus (8.14), daß bei Gleichdruckturbinen – bei diesen ist h1 = h1 – der Betrag der relativen s Ein- und Austrittsgeschwindigkeit aus dem Laufrad gleich groß ist. Die Str¨ omung im Laufrad ist ebenfalls verlustbehaftet, was durch einen Laufradwirkungsgrad η ber¨ ucksichtigt werden kann. F¨ ur die Austrittsgeschwindigkeit aus dem Laufrad folgt aus (8.14) w2 w2 1 2 2 2 2 = η 2s = η ∆hLa + − u + u (8.15) w s 1 1 2 2 2 2

− h2 −

1

aT = h1 +

und daraus w2 = η w2 .

(8.16)

s

Der Laufradwirkungsgrad η =

∆hLa ∆hLa

(8.17)

s

ist wiederum aus Versuchen zu bestimmen, vgl. Abb. 8.4. h

p1 T1

1

1–2s: Isentrope Expansion 1–2: Reale Expansion

La

Dh

La

Dhs

p2 2 2s s

Abbildung 8.4. Expansion des Arbeitsmittels im Laufrad ¨ einer Uberdruckturbine

8.2 Elementare Theorie axialer Str¨ omungsmaschinen

263

Die in der Turbinenstufe umgesetzte Leistung, die in (8.8) mit den Geschwindigkeiten geschrieben wurde, kann auch durch das Enthalpiegef¨alle dargestellt werden. Aus (8.13) folgt unter Ber¨ ucksichtigung von (8.4) f¨ ur die Leistung einer Stufe

c2 c2 Le La 0 2 PSt = m ˙ ∆h + ∆h + − . (8.18) 2 2 Wird l¨ angs des Str¨ omungsweges noch ein speziﬁscher W¨armestrom q˙ zu- oder abgef¨ uhrt (z.B. durch Schaufelk¨ uhlung), ist dies auf der rechten Seite innerhalb der Klammer durch Hinzuf¨ ugen von −q˙ zu ber¨ ucksichtigen. ∆hLe und ∆hLa sind die realen Enthalpiegef¨ alle im Leit- und Laufrad. Mit den hergeleiteten Gleichungen kann bei vorgegebenem Str¨omungszustand vor der Stufe und einer verlangten Radarbeit der Zustand nach der Stufe bestimmt werden. Damit sind alle Beziehungen zur elementaren Berechnung einer Turbinenstufe bereitgestellt. Wie aus (8.8) und (8.18) folgt, ist die von einer Stufe u ¨bertragene Leistung nur von den vorliegenden Umfangs- und Str¨omungsgeschwindigkeiten bzw. dem Enthalpiegef¨ alle abh¨ angig. Man geht daher beim Entwurf so vor, daß man zun¨ achst die Geschwindigkeitsdreiecke auslegt, mit denen die angestrebte Leistung erreicht werden kann, und danach das Leit- und Laufrad so auslegt, daß sich die gew¨ ahlten Geschwindigkeiten ergeben. Die geometrischen Daten k¨ onnen bei vorgegebenen Zustandsgr¨ oßen und Geschwindigkeiten mit der Kontinuit¨ atsgleichung bestimmt werden. ¨ Es sei noch darauf hingewiesen, daß die vorstehenden Uberlegungen auch auf Verdichter angewandt werden k¨ onnen. Der prinzipielle Unterschied besteht lediglich darin, daß an dem Fluid eine Verdichtungsarbeit zu leisten ist. Beispiel 8.2. Wie groß ist die Leistung einer axialen Gleichdruckturbinenstufe, wenn den Laufschaufeln, die mit u = 220 m/s umlaufen, ein Dampfstrom von 100 kg/s mit c1 = 450 m/s unter einem Winkel von α1 = 15◦ zugef¨ uhrt wird? Innerhalb der Laufschaufel ﬁndet eine Umlenkung auf β2 = β1 statt. Dar¨ uber hinaus wird durch die innere Reibung des Dampfes die Geschwindigkeit um 10% auf w2 = 0,9 w1 reduziert. Man bestimme weiter die an den Schaufeln angreifende Umfangskraft und den Laufradwirkungsgrad η . L¨ osung. F¨ ur die Leistung der Stufe gilt nach (8.8) und u1 = u2 = u

˙ u c1 − c2 PSt = m u

u

.

Dazu bestimmt man aus dem Geschwindigkeitsdreieck c1 = c1 cos α1 = 434,7 m/s, u

w1 = c1 − u = 214,7 m/s, u

u

w1 = c1 sin α1 = 116,5 m/s, n

264

8 Dampfturbinen β1 = arctan w1 =

w1

n

w1

u

= 28,5◦ ,

w2 + w2 = 244,3 m/s, 1u

1n

w2 = 0,9 w1 = 219,8 m/s, c2 = u − w2 cos β2 = 26,8 m/s. u

Damit errechnet sich die Stufenleistung zu PSt = 8,97 MW. Die Leistung PSt kann dargestellt werden als das Produkt zwischen der Umfangsur die an den Schaufeln kraft Fu und der Umfangsgeschwindigkeit u. Daraus folgt f¨ angreifende Kraft in Umfangsrichtung Fu =

PSt u

= 4,08·104 N.

Nach (8.15) gilt f¨ ur den Laufradwirkungsgrad η =

w2 2

w2

= 0,81.

2s

8.3 Optimale Geschwindigkeitsverh¨ altnisse, Stufenzahl Nach der Euler’schen Turbinengleichung ist die Leistung PSt einer Stufe allein vom Arbeitsmitteldurchsatz und den Str¨ omungsverh¨altnissen vor und hinter der Stufe abh¨ angig. F¨ ur eine Axialturbine mit u1 = u2 = u und einem vorgegebenen Wert der Anstr¨ omgeschwindigkeit c soll u so bestimmt werden, daß ¨ PSt ein Maximum erreicht. Die Herleitung sei hier am Beispiel einer Uberdruckturbine mit einem Reaktionsgrad Γ = 0,5 durchgef¨ uhrt. Bei diesem Reaktionsgrad haben Leit- und Laufrad gleiche Schaufelproﬁle und die Geschwindigkeitsdreiecke am Ein- und Austritt des Laufrades sind ¨ahnlich. Insbesondere ist α1 = β2 und bei einer verlustfreien Str¨omung ist weiter c1 = w2 , vgl. Abb. 8.5. F¨ ur die Leistung der Stufe gilt nach (8.8) und Abb. 8.5 ˙ u c1 − c2 = m PSt = m ˙ u w1 cos β1 + w2 cos β2 u u =m ˙ u 2 c1 cos α1 − u . (8.19) Es ist naheliegend, die Umfangsgeschwindigkeit des Rades so zu w¨ahlen, daß ur gilt die Bedingung PSt ein Maximum annimmt. Daf¨ dPSt =m ˙ 2 c1 cos α1 − 2 u = 0 . du Es folgt

= c1 cos α1 . uopt

¨ Uberdruckturbine

(8.20)

8.3 Optimale Geschwindigkeitsverh¨ altnisse, Stufenzahl Laufrad

Leitrad

0

265

1

2

p0 w2

u2

p

p1

c2 h

w1

p2

Stufenzahl

c

c1

u1 s

Stufenzahl

¨ Abbildung 8.5. Geschwindigkeits- und Druckverlauf in einer Uberdruckstufe

Die Leistung der Stufe erreicht ein Maximum f¨ ur u = uopt :

2

PSt

˙ c1 cos α1 . = PSt u = uopt = m max

(8.21)

¨ Uberdruckturbine

¨ Eine entsprechende Uberlegung f¨ ur Gleichdruckturbinen, vgl. Abb. 8.6, liefert

1

= c1 cos α1 uopt

(8.22) 2 Gleichdruckturbine und

max

PSt

Gleichdruckturbine

=

2 1 m ˙ c1 cos α1 . 2

(8.23)

Diese Ergebnisse wollen wir verwenden, um das in einer Stufe realisierbare Enthalpiegef¨ alle abzusch¨ atzen. Aus Gr¨ unden der Materialfestigkeit und der Str¨ omungstechnik ist bei Turbinen die Umfangsgeschwindigkeit der Schaufeln im Niederdruckteil auf etwa 300 m/s beschr¨ankt. Bei gleicher Umfangsgeschwindigkeit ist wegen (8.20) und (8.22) der f¨ ur eine maximale Stufenleistung erforderliche Wert von c1 cos α bei Gleichdruckturbinen doppelt so ¨ ¨ hoch wie bei Uberdruckturbinen. Damit ergibt sich f¨ ur Uberdruckturbinen unter Ber¨ ucksichtigung von (8.20) ein maximales Stufengef¨alle von

∆hSt

= u2 ≈ 90 kJ/kg. (8.24) ¨ Uberdruckturbine

opt

Dieser Wert gilt f¨ ur die Niederdruckstufen. Im HD- und MD-Teil ist wegen der geringeren Umfangsgeschwindigkeit ∆h kleiner und liegt bei 40–60 kJ/kg. Damit sind f¨ ur den Abbau des gesamten Enthalpiegef¨alles in einer Turbine viele hintereinander angeordnete Stufen erforderlich. Bei Gleichdruckturbinen folgt f¨ ur das maximale Stufengef¨alle unter Ber¨ ucksichtigung von (8.22) und (8.23)

266

8 Dampfturbinen

Leitrad

0

2

1

Laufrad

w2

p0

u2

p c2

h

w1 p2 =p1

c

Stufenzahl

c1

u1

s

Stufenzahl

Abbildung 8.6. Geschwindigkeits- und Druckverlauf in einer Gleichdruckstufe

∆hSt

Gleichdruckturbine

= 2 u2

opt

≈ 180 kJ/kg.

(8.25)

Die erforderliche Stufenzahl der Gleichdruckturbinen ist deshalb geringer als ¨ die der Uberdruckturbinen.

8.4 Verluste und Wirkungsgrad Die Energiewandlung in einer Str¨ omungsmaschine ist mit Verlusten verbunden, die wie folgt unterteilt werden k¨ onnen: • Verluste in den Schaufeln. Es handelt sich um Reibungs- und Abl¨osungsverluste in den Schaufelkan¨ alen. Da in aller Regel eine turbulente Str¨omung vorliegt, nehmen diese mit dem Quadrat der Str¨omungsgeschwindigkeit zu. • Spaltverluste. Durch die nicht vermeidbaren Spalte zwischen den stehenden und den sich drehenden Teilen einer Maschine str¨omt ungewollt Arbeitsmittel ab, das nicht am Energieumwandlungsprozeß teilnimmt. In erster N¨ aherung ist der Massenstrom durch den Spalt proportional zur Spaltﬂ¨ ache und der Druckdiﬀerenz u ¨ber den Spalt. • Radreibung und Ventilation. Bei der Rotation der Laufr¨ader und der Turbinenwelle in den zugeh¨ origen Geh¨ ausen und Lagerungen treten Reibungs¨ kr¨ afte auf, zu deren Uberwindung eine mechanische Leistung erforderlich ist. Die Radreibung entsteht durch Reibung der rotierenden Radscheiben im umgebenden Fluid. Diese ist proportional zur dritten Potenz der Umfangsgeschwindigkeit des Rades und der Radﬂ¨ache. Hinzu kommen noch Ventilationsverluste, die bei nicht voll beaufschlagten Laufr¨ adern auftreten, also nur in den ersten Stufen und bei Teillastbetrieb.

8.5 Betriebsweise und Regelung von Dampfturbinen

267

Der nicht beaufschlagte Teil des Laufrades wirkt dabei als Ventilator und die daf¨ ur ben¨otigte Leistung wirkt sich als Verlust aus. • Austrittsverlust. Beim Austritt aus Dampf- und Gasturbinen ist wegen der notwendigen Umlenkungen kaum mit einem Druckgewinn durch eine Diﬀusorwirkung zu rechnen. Die kinetische Energie des Arbeitsmittels am Austritt ist als Verlust zu betrachten. • Verluste durch Dampfn¨ asse. Hat bei Dampfturbinen der Dampfzustand die Taulinie u atzliche Verluste durch die Dampfn¨asse ¨berschritten, treten zus¨ auf. Durch Kondensation entsteht dabei zun¨achst ein feiner Nebel, aus dem sich durch Zusammenschluß der Teilchen zunehmend gr¨oßere Tropfen bilden. Im allgemeinen folgen die Wassertropfen nicht der Dampfstr¨omung. Vielmehr k¨ onnen sie bei ihrem Auftreﬀen auf die Laufschaufeln eine bremsende Wirkung ausl¨ osen. Da die Tropfen mit großer Geschwindigkeit auf die Schaufeln treﬀen, entstehen Sch¨ aden infolge von Erosion. Zur Vermeidung solcher Sch¨ aden sind gegebenenfalls besondere Maßnahmen erforderlich. Die hier aufgef¨ uhrten Verluste werden durch den inneren Wirkungsgrad ηi erfaßt. Gemeinsames Merkmal dieser Verluste ist, daß sie die Enthalpie des Dampfes gegen¨ uber dem gedachten Austrittszustand bei isentroper Expansion erh¨ ohen. Erg¨ anzend dazu ber¨ ucksichtigt der Turbinenwirkungsgrad ηT noch die mechanischen Verluste durch ηmech infolge der Undichtigkeiten in den ¨ außeren Wellendichtungen und die Reibung in den Axial- und Traglagern; es git: ηT = ηi ηmech .

(8.26)

Der innere Wirkungsgrad der besten Turbinen f¨ ur Kraftwerke liegt bei 93 bis 95% und ηmech liegt bei rd. 98 bis 99%. Als Verbesserungspotential f¨ ur den Turbinenwirkungsgrad ηT werden 1–1,5 Prozentpunkte angesehen. Dazu sind folgende Verbesserungen erforderlich: • Verringerung der Druckverluste bei der Ein- und Ausstr¨omung, • exaktere Str¨ omungsf¨ uhrung und dadurch geringere Verluste durch Str¨omungsabl¨ osungen an den Schaufeln (Proﬁlverluste), • Verminderung der Verluste durch die Dampfn¨asse mit einer besseren Wasserabscheidung innerhalb der Turbine, • Verkleinerung der Spaltverluste.

8.5 Betriebsweise und Regelung von Dampfturbinen Die Leistung einer Turbine errechnet sich nach der Gleichung ˙ ∆h . PT = ηT m

(8.27)

˙ der Dampfstrom durch die Turbine Hier ist ηT der Turbinenwirkungsgrad, m und ∆h das Enthalpiegef¨ alle zwischen Ein- und Auslaß. F¨ ur den Dampfstrom durch eine gegebene Turbine gilt das von Stodola [3] eingef¨ uhrte Kegelgesetz

268

8 Dampfturbinen

2 p − pA2 TE0 m ˙ = 2E . m ˙0 p − p2 TE E0

(8.28)

A0

Darin bezeichnen die Indices E den Eintritts-, A den Austrittszustand und 0 die Vollast. Mit (8.28) kann der Druck an einer beliebigen Stelle (z.B. Anzapfstelle) der Turbine in Abh¨ angigkeit der Last berechnet werden. Bei Kondensationsturbinen ist das Verh¨ altnis pA /pE 1. Bezeichnet A den Querschnitt eines unmittelbar vor der Turbine angeordneten Ventils, gilt f¨ ur m ˙ in linearer N¨ aherung p A m ˙ ∼ E . TE

(8.29)

Die Gleichungen (8.27) und (8.29) legen nahe, die Turbinenleistung durch ¨ eine Anderung des Dampfstroms zu regeln. Dies kann erreicht werden, indem entweder bei konstantem Druck vor dem Turbinenventil der Ventilquerschnitt durch Schließen des Ventils (Festdruckbetrieb) oder bei fester Ventilstellung der Druck (Gleitdruckbetrieb) ver¨ andert wird. 8.5.1 Festdruckbetrieb Der Druck vor der Turbine bleibt bei allen Lastzust¨anden n¨aherungsweise konstant. Bei Teillast wird der Str¨ omungsquerschnitt f¨ ur den Dampf verkleinert, indem entweder die Turbinenventile angedrosselt werden – die erste Turbinenstufe wird dabei immer auf dem vollen Umfang beaufschlagt – oder einige D¨ usengruppen abgeschaltet werden, also die erste Turbinenstufe nur teilweise beaufschlagt wird. Da eine Drosselung stets Verluste mit sich bringt, wird meist der Teilbeaufschlagung der Vorzug gegeben. Daf¨ ur muß die Turbine aber mit einer Regelstufe mit u usengruppen aus¨ber den Umfang verteilten D¨ ger¨ ustet sein, vgl. Abb. 8.7. F¨ ur die Regelstufe kommt nur das Gleichdruckprinzip in Frage. Andern¨ falls w¨ urde durch den Uberdruck im Spalt hinter den D¨ usen der Dampf seitlich unkontrolliert abstr¨ omen und evtl. das Laufrad bremsen. Als erste Stufe wird bei Dampfturbinen deshalb meist ein einkr¨ anziges (Aktions- oder A-Rad) oder zweikr¨ anziges (Curtis- oder C-Rad) Regelrad verwendet. Um Platz f¨ ur die einzeln zu schaltenden D¨ usengruppen zu schaﬀen, hat das Regelrad meist einen gr¨ oßeren Durchmesser als die nachfolgende Stufe, vgl. die Abbildungen 8.7 und 8.8. Die Turbinenventile reagieren auf Stellbefehle, die vom Leistungsregler des Blocks kommen, praktisch verz¨ ogerungsfrei. Bei einer Laststeigerung z.B. vergr¨ oßert sich der Dampfstrom zur Turbine sehr schnell. Wegen der Tr¨agheit der Dampferzeugung wird der zus¨ atzliche Dampfstrom aus der Speicherf¨ahigkeit des Kessels gedeckt, wobei der Druck vor der Turbine etwas abf¨allt. Bei einer D¨ usengruppenregelung ist der Druck hinter der Regelstufe bei Teillast geringer als bei Vollast. Wegen des dann gr¨oßeren Druckgef¨alles in

8.5 Betriebsweise und Regelung von Dampfturbinen

269

Abbildung 8.7. Frischdampfeinstr¨ omung in ein HD-Geh¨ ause mit sechs D¨ usensegmenten, die einzeln mittels eines Stellventils geschaltet werden k¨ onnen (GEC Alstom Energie GmbH)

der Regelstufe nimmt die Dampftemperatur hinter dieser Stufe mit einem Gradienten von 1,5–2,0 K pro 1% Last ab. Last¨anderungen sind somit beim

Abbildung 8.8. Geh¨ auseunterteil einer HD-Turbine mit L¨ aufer (GEC Alstom Energie GmbH). Die erste Stufe (rechts im Bild) ist als Regelstufe ausgebildet

270

8 Dampfturbinen

Festdruckbetrieb mit Temperatur¨ anderungen in den Turbinenstufen verbunden; es treten also zus¨ atzliche W¨ armespannungen auf. 8.5.2 Gleitdruckbetrieb ¨ Die Leistung wird hier bei kostantem Turbineneinlaßquerschnitt durch Ande¨ rung des Druckes vor der Turbine variiert. Dies kann direkt durch eine Anderung des Kesseldruckes erfolgen. Bei einer Laststeigerung ist dann allerdings erst der Kessel auf einen h¨ oheren Druck zu bringen, damit mehr Dampf zur Turbine str¨ omt. Ein im reinen Gleitdruck arbeitender Block kann deshalb die Anspr¨ uche des Netzes auf Laststeigerung nicht im selben Maße erf¨ ullen wie ein im Festdruck arbeitender. Die Speicherwirkung des Kessels verz¨ogert hier also die Laststeigerung. Dem genannten Nachteil des Gleitdruckbetriebes stehen Vorteile gegen¨ uber, die i.allg. h¨ oher bewertet werden. Die wichtigsten sind: • Infolge der Druckabsenkung bei Teillast ergibt sich ein geringerer Lebensdauerverbrauch bei den hochbeanspruchten Bauteilen. • Geringere Anlagenkosten durch den Wegfall der Regelstufe bei der Turbine und der D¨ usengruppen. • Ein in der Tendenz h¨ oherer Nettowirkungsgrad insbesondere auch bei Teillast. Dabei wird der Leistungsbedarf der Speisepumpe geringer. 8.5.3 Modiﬁzierter Gleitdruck Zur Verbesserung der Regelf¨ ahigkeit muß ein Kompromiß zwischen Gleitund Festdruckfahrweise geschlossen werden. Dieser Kompromiß sieht vor, daß die Turbineneinlaßventile vor¨ ubergehend wie beim Festdruckbetrieb zur Leistungs¨ anderung herangezogen werden, um dann, wenn der Druck sich auf den dem Gleitdruck entsprechenden neuen Wert eingestellt hat, in die urspr¨ ungliche Stellung zur¨ uckzukehren. Um eine derartige Leistungsregelung vornehmen zu k¨ onnen, werden die Turbinenventile im station¨aren Betrieb um 5– 10% angedrosselt. Bei einer Leistungsanforderung kann dann durch Nutzung der Speicherf¨ ahigkeit des Kessels der Dampfstrom zur Turbine fast genauso schnell wie bei der Festdruckfahrweise erh¨ oht werden, vgl. Kap. 12.

8.6 Aufbau einer Dampfturbine Nach dem Dampfzustand am Ein- und Austritt der Turbine unterscheidet man verschiedene Bauarten: • Heißdampfturbinen, die bei fossil gefeuerten Kraftwerken eingesetzt werden, • Sattdampfturbinen, die bei Kernkraftwerken mit Druck- oder Siedewasserreaktoren verwendet werden,

8.6 Aufbau einer Dampfturbine

271

• Kondensationsturbinen f¨ ur Kraftwerke, die allein zur Stromerzeugung eingesetzt werden und in denen der Kondensationsdruck so tief wie m¨oglich abgesenkt wird, • Gegendruckturbinen, die f¨ ur die Kraft-W¨ arme-Kopplung eingesetzt werden und bei denen der Kondensationsdruck erh¨oht ist sowie • Entnahmekondensationsturbinen, bei denen ein Teildampfstrom f¨ ur thermische Zwecke entnommen wird. Bei den Kondensationsturbinen unterscheidet man Bauarten f¨ ur Festdruckund Gleitdruckbetrieb, die sich in der Regel konstruktiv im Hochdruckteil unterscheiden, der bei Gleitdruckturbinen ohne Regelrad und bei Festdruckturbinen in Verbindung mit einer D¨ usengruppenregelung mit Regelrad ausgef¨ uhrt ist. Bei der Expansion in der Turbine nimmt der Volumenstrom infolge der Druckabsenkung stetig zu. Andererseits sind aber wegen der begrenzten Materialfestigkeit der Schaufeln und der mit der Umfangsgeschwindigkeit der Schaufeln ansteigenden Str¨ omungsverluste die Querschnitte der Endstufen auf ca. 15 m2 beschr¨ ankt. Bei großen Leistungen ist es daher erforderlich, die Turbine in Hoch- sowie mehrere Mittel- und Niederdruckstufen zu unterteilen, wobei die letzteren jeweils parallel durchstr¨omt werden. Eine Turbine, in welcher der Dampfstrom auf mehrere Aggregate aufteilt wird, bezeichnet man als mehrﬂutig. Typische Anordnungen von Kondensationsturbinen f¨ ur den Leistungsbereich zwischen 150 und 800 MW zur Verwirklichung der erforderlichen Austrittsﬂ¨ ache der Niederdruckstufe sind in Abb. 8.9 dargestellt. Ein Querschnitt durch eine Turbine mit einem vierﬂutigen Niederdruckteil ist in Abb. 8.10 gezeigt. ¨ 1 ZU

HD

¨ ZU

MD

G ∼

ND

?

HHD

?

-

MD

HD

¨ 2 ZU

ND

?

G ∼

ND

? ?

?

MD

HD

¨ ZU

ND

?

ND

? ?

G ∼

ND

? ?

?

Abbildung 8.9. Bevorzugte Anordnung von HD-, MD- und ND-Turbinen bei Anlagen mit einfacher und doppelter Zwischen¨ uberhitzung

272

8 Dampfturbinen

Dampfturbinen sind Bauteile, an denen schwierige mechanische Probleme aufteten. So liegen im Hochdruckteil gleichzeitig hohe Dr¨ ucke und Temperaturen an, die die Verwendung von Sonderwerkstoﬀen notwendig machen. Die schnell laufenden Rotoren – sie sind die am h¨ochsten beanspruchten Bauteile – zeigen ein verwickeltes dynamisches Verhalten. Zur Beherrschung aller kritischen Zust¨ ande sind umfangreiche experimentelle und theoretische Untersuchungen erforderlich. Dies gilt auch f¨ ur die Schaufeln, die auf vielerlei Weise zu Schwingungen angeregt werden k¨ onnen.

Abbildung 8.10. Querschnitt durch eine 600 MW-Turbine mit einﬂutigen Hochund Mitteldruckteilen und einem vierﬂutigen Niederdruckteil (GEC Alstom Energie GmbH)

Dampfturbinen wurden als Einwellenmaschinen bereits bis zu Leistungen von 1 300 MW ausgef¨ uhrt. Nach heutiger Einsch¨atzung liegt die Grenzleistung der Maschinen bei 4 000 MW. Diese wird im wesentlichen durch die m¨ogliche L¨ ange der Endschaufeln der Niederdruckstufe bestimmt (1 200 bis 1 300 mm bei einer Drehzahl von 50 s−1 ). Beispiel 8.3. a) Welche Dampfmenge kann die letzte Stufe einer Turbine durchstr¨ omen, wenn der Dampf im Zustand p = 0,07 bar, x = 0,9 und v = 20,53 m3 /kg vorliegt und die Drehzahl mit n = 50 s−1 vorgegeben ist? Aus konstruktiven Gr¨ unden soll das Verh¨ altnis λ zwischen dem mittleren Raddurchmesser d und der L¨ ange der Schaufeln l gr¨ oßer als 3,2 sein. Die zul¨ assige Umfangsgeschwindigkeit u betr¨ agt 350 m/s. Die Abstr¨ omgeschwindigkeit von der letzten Schaufelreihe ist mit c2 = 200 m/s bei α2 = 90◦ vorgegeben.

8.7 Sicherheitseinrichtungen, Umleitstation, Anfahren

273

b) Welche Leistung P kann die Turbine abgeben, wenn der Niederdruckteil vierﬂutig ausgef¨ uhrt wird, der Frischdampfzustand bei 200 bar, 540◦ C, v = 0,0153 m3 /kg liegt, das Enthalpiegef¨ alle durch Anwendung der einfachen Zwischen¨ uberhitzung mit 1 480 kJ/kg gegeben ist und der innere Wirkungsgrad 92% betr¨ agt? c) Welche Schaufell¨ ange ergibt sich f¨ ur die erste Stufe der Turbine, wenn die Umfangsgeschwindigkeit 160 m/s betr¨ agt? Die Laufschaufeln seien voll beaufschlagt, die Geschwindigkeitskomponente in axialer Richtung cn betrage 60 m/s. L¨ osung. a) F¨ ur den mittleren Raddurchmesser gilt u d= = 2,228 m. πn Die maximal zul¨ assige Schaufell¨ ange betr¨ agt d = 0,696 m. λ Daraus folgt f¨ ur den Str¨ omungsquerschnitt l=

A = π d l = 4,874 m2 und f¨ ur den Massenstrom c A m ˙ = n = 52,7 kg/s ≈ 190 t/h. xv b) Bei einem vierﬂutigen Niederdruckteil ist der Massenstrom 4 m ˙ = 210,8 kg/s ≈ 759 t/h. F¨ ur die Leistung gilt demnach ˙ ∆h = 287 MW. P = ηi 4 m c) Mit den Bezeichnungen von Teil a) ist u d= = 1,019 m, πn m ˙ v = 0,0537 m2 , A= cn A = 0,0168 m ≈ 17 mm. πd Um den Dampfstrom durchzusetzen, sind im Niederdruckteil vier parallel geschaltete Laufr¨ ader mit 2,9 m Außendurchmesser und 0,7 m langen Schaufeln erforderlich, im Hochdruckteil dagegen reicht ein Laufrad mit 1,0 m Durchmesser und 17 mm Schaufell¨ ange aus. l=

8.7 Sicherheitseinrichtungen, Umleitstation, Anfahren Wird die Turbine pl¨ otzlich entlastet, nimmt die Drehzahl unverz¨ogert zu und speichert so die durch den Dampf zugef¨ uhrte Energie in Form von Rotationsenergie der Welle. Regelgr¨ oße bei Turbinen ist nun meist die Drehzahl, w¨ ahrend der Dampfstrom die Stellgr¨ oße ist und die Belastung die St¨orgr¨oße. Um Sch¨ aden durch zu hohe Drehzahlen zu vermeiden, sind vor dem Hochdruckteil und vor dem Mitteldruckteil der Turbine Schnellschlußventile angebracht. Diese schließen bei einem unzul¨ assigen Drehzahlanstieg, der von der

274

8 Dampfturbinen

Regelung nicht verhindert werden kann, und unterbrechen so die Energiezufuhr zur Turbine. Um den weiteren Druckanstieg im Kessel zu begrenzen, werden Kraftwerksanlagen mit einem HD-Bypass und einem ND-Bypass ausger¨ ustet. Bei einem unzul¨ assigen Druckanstieg ¨oﬀnen die Umleitventile, in denen Druck und Temperatur des Dampfes reduziert werden. Der HD-Dampf str¨ omt in den Zwischen¨ uberhitzer ab, w¨ ahrend der ND-Bypass in den Kondensator m¨ undet. Das Schema eines Blocks mit HD- und ND-Bypass ist in Abb. 8.11 dargestellt.

HD

ND

ND-Bypass

HD-Bypass

¨ ZU

6 6 HD-Dampf vom Kessel

Einspritzung in Bypassventile zur Temperaturregelung

6 ?Kondensat

Abbildung 8.11. Anfahrsystem eines Kraftwerksblocks mit Zwangdurchlaufdampferzeuger und Umleitstationen

Durch diese Schaltung ist sichergestellt, daß der Zwischen¨ uberhitzer auch im Umleitbetrieb gek¨ uhlt ist. Bei St¨ orungen im Bereich des Generators oder der Turbine erm¨ oglicht die Umleitstation einen kurzzeitigen Betrieb des Dampferzeugers bei geschlossenen Turbinenventilen. Ferner wird durch die Umleitstation der Lastabwurf des Blockes erm¨oglicht. Unter Lastabwurf versteht man die momentane Reduzierung der Turbinenleistung auf Eigenbedarf. Die HD-Umleitventile nehmen meist auch die Funktion des HD-Sicherheitsventils wahr, so daß dieses entfallen kann. Nach den Technischen Regeln f¨ ur Dampferzeuger [4] ist jeder Kessel mit mindestens einem Sicherheitsventil auszur¨ usten. Dieses muß so beschaﬀen sein, daß es bei h¨ ochster Feuerleistung und abgestellter Dampfentnahme soviel Dampf abgibt, daß der Kesseldruck den h¨ochstzul¨assigen Betriebsdruck um nicht mehr als 10% u ¨bersteigt. Bei Anlagen, die mit einer HD- und ¨ ZU-Umleitstation f¨ ur jeweils 100% Kessellast ausger¨ ustet sind, ist dies das ¨ ¨ ZU-Sicherheitsventil. Grunds¨ atzliche Aufgabe des ZU-Sicherheitsventils ist es, Druck¨ uberschreitungen im Zwischen¨ uberhitzer unter allen Umst¨anden zu ver¨ meiden. Die ZU-Umleitstation kann dies nicht sicherstellen, da f¨ ur die Bet¨atigung der Kondensator verf¨ ugbar sein muß. Durch den zunehmenden Einsatz auch großer Dampfkraftwerke f¨ ur den Mittel- und Spitzenlastbetrieb kommt dem Anfahren der Anlagen große Bedeutung zu. Dabei sind die Umleitstationen insofern von Vorteil, als mit

8.7 Sicherheitseinrichtungen, Umleitstation, Anfahren

275

300

500 °C 400

Temperatur

Leistung

Dampfdruck

Speisewasserstrom

¨ deren Hilfe die ZU-Heizﬂ¨ achen mit dem entspannten Dampf aus dem HDTeil gek¨ uhlt werden k¨ onnen. Damit ist ein gr¨ oßerer Spielraum f¨ ur die Steigerung der Feuerleistung gegeben. Ferner k¨ onnen auch die Gradienten bzgl. der zul¨ assigen Aufheizgeschwindigkeit der dickwandigen Turbinenbauteile genauer eingehalten bzw. besser genutzt werden. In Abb. 8.12 ist beispielhaft das Anfahrdiagramm eines steinkohlegefeuerten 740 MW-Blocks dargestellt. Hauptstellgr¨oßen beim Anfahren sind die Feuerungsleistung und die HD-Umleitventile. Bei einem Kaltstart ist der Dampferzeuger praktisch drucklos. Der Speisewasserstrom wird auf ca. 5% eingestellt. Zur Sicherstellung einer vollst¨ andigen F¨ ullung des Economizers und des Verdampfers wird der Speisewasserstrom kurzzeitig um ca. 10% erh¨oht. Die HD-Umleitventile werden ge¨ oﬀnet, die ND-Umleitventile bleiben zun¨achst ¨ oder Gasbrengeschlossen. Danach werden die Schwachlastbrenner, meist Olner, gez¨ undet. Die Feuerleistung wird nach Maßgabe der zul¨assigen Materi¨ altemperatur der unmittelbar u ¨ber der Brennkammer liegenden Uberhitzer¨ heizﬂ¨ ache gesteigert. Nach Erreichen eines ZU-Drucks von ca. 2 bar werden die ND-Umleitventile ge¨ oﬀnet. Bei einer Feuerleistung von etwa 15% wird die weitere Leistungssteigerung durch Zuschalten der ersten Kohlem¨ uhle vorgenommen.

5 6

60 150 1 %

2

bar 300

3

Mühle 1

40 100 200

4

kg/s 20

Kohle

4

50

3

100

100

1

0

0

0

0

0

40

2

Öl

3 80

160 120 Anfahrzeit

200

240 min 280

Turbinenanstoß

1 Feuerleistung ¨ 2 ZU-Druck

3 Speisewasserstrom 4 HD-Druck

5 HD-Temperatur ¨ 6 ZU-Temperatur

Abbildung 8.12. Kaltstart eines 740 MW-Blocks

¨ Sobald der HD- und ZU-Dampf etwa 50◦ C u ¨berhitzt sind und die Dampf◦ temperaturen bei ca. 350 C liegen, wird die Turbine angestoßen und die Umleitventile werden geschlossen. Die weitere Steigerung der Frischdampftem-

276

8 Dampfturbinen

peratur erfolgt nach der Vorgabe der zul¨ assigen Temperaturtransienten der dickwandigen Bauteile. Begrenzend sind die HD-Austrittssammler, die HDRohrleitung und die Turbine. Vollast wird nach ca. 4 bis 5 Stunden erreicht.

8.8 Fazit Die Dampfturbine ist die leistungsst¨ arkste und anpassungsf¨ahigste W¨armekraftmaschine in der Energiewirtschaft. Sie zeichnet sich durch einen hohen Wirkungsgrad und eine große Zuverl¨ assigkeit aus. Die Entwicklung der thermischen Turbomaschinen und auch der zugeh¨origen Generatoren ist heute soweit fortgeschritten, daß diese weder leistungsbegrenzend sind, noch der innere Wirkungsgrad wesentlich verbessert werden kann. Bei großen Maschinen werden heute Wirkungsgrade von bis zu 94% erreicht. Eine Anhebung um einen Prozentpunkt w¨are m¨oglich, ist aber mit hohem technischen und ﬁnanziellen Aufwand verbunden. Ein Entwicklungsbedarf besteht noch bzgl. grundlegender Fragen des Werkstoﬀverhaltens, das im engen Zusammenhang mit der Festigkeit der hochtemperierten Bauteile steht. Das Langzeitverhalten der Bauteile wird dabei in der Hauptsache durch Kriechen und Relaxation bestimmt. Obwohl zur Erfassung der damit zusammenh¨ angenden Vorg¨ange bereits Ans¨atze bei verschiedenen Werkstoﬀgruppen gemacht wurden, sind noch genauere Untersuchungen erforderlich. Ein gr¨ oßerer Anteil der Sch¨aden und Betriebsst¨orungen bei bestehenden Turbinen ist auf Schwingungsprobleme der Welle und der Schaufeln zur¨ uckzuf¨ uhren. Es handelt sich dabei um komplexe mechanische Systeme, die unter der Randbedingung der vom Werkstoﬀ ertragbaren Beanspruchung zu optimieren sind. Auch zur L¨ osung dieser Aufgabe stehen noch keine allgemeing¨ ultigen Methoden zur Verf¨ ugung.

Literatur 1. Beitz, W., Grote, K.-H. (Hrsg.): Dubbel – Taschenbuch f¨ ur den Maschinenbau, 19. Auflage. Springer, Berlin Heidelberg New York 1997 2. Traupel, W.: Thermische Turbomaschinen (2 B¨ ande). Springer, Berlin Heidelberg New York 1977 3. Stodola, A.: Dampf- und Gasturbinen, 6. Auﬂage. Springer, Berlin Heidelberg 1926 4. Technische Regeln f¨ ur Dampfkessel. Carl Heymanns, K¨ oln 1979

9 Ku ¨ hlsystem

9.1 Allgemeines Zur Schließung des Kreisprozesses ist der aus der Turbine kommende Dampf niederzuschlagen und dem Dampferzeuger wiederum als Speisewasser zuzuf¨ uhren. Diese Aufgabe wird vom Untersystem Kondensator erf¨ ullt. Die Kondensation stellt physikalisch die Umkehrung des Verdampfungsprozesses dar. Der Dampf wird dabei durch W¨ armeaustausch so weit abgek¨ uhlt, daß er sich ¨ verﬂ¨ ussigt. Dies ist ein Vorgang, der mit einer großen Anderung des speziﬁschen Volumens verbunden ist. Von der Funktionsweise her unterscheidet man zwischen Misch- oder Einspritz- und Oberﬂ¨ achenkondensatoren. Um der Turbine ein großes Druckgef¨ alle zur Verf¨ ugung zu stellen, ist die Kondensation bei einer m¨ oglichst niedrigen Temperatur durchzuf¨ uhren. Wegen der großen W¨ armemengen, die hierbei abzuf¨ uhren sind, kommt als W¨ armesenke allein die Umgebung in Betracht: Die Atmosph¨are, Oberﬂ¨achengew¨ asser oder Seewasser.1 Bei Wasser als Arbeitsmittel und W¨armeabfuhr an die Umgebung liegt dabei im Kondensator ein Vakuum an. Meistens wird die Kondensationsw¨ arme an einen K¨ uhlwasserstrom abgef¨ uhrt. St¨ unde ein unendlich großer Mengenstrom zur Verf¨ ugung, so w¨are der erreichbare Kondensatordruck gleich dem S¨attigungsdruck des Arbeitsmittels bei K¨ uhlwassertemperatur. uhlwassers und m ˙ D des Bei einem vorgegebenem Mengenstrom m ˙ W des K¨ zu kondensierenden Dampfes ergibt sich die Bilanz ˙ D hD − hK . (9.1) m ˙ W cpW ϑ2 − ϑ1 = m Hier ist: uhlwassers, ϑ1 Zulauftemperatur des K¨ uhlwassers, ϑ2 Ablauftemperatur des K¨ cpW speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at des K¨ uhlwassers, 1

Wenn gleichzeitig ein Bedarf an elektrischer Energie und W¨ arme besteht, kann die Kraft-W¨ arme-Kopplung angewendet werden, vgl. Abschn. 3.3.6.

278

9 K¨ uhlsystem

hD Enthalpie des Dampfes nach der Turbine und hK Enthalpie des Kondensats. Von diesen Gr¨ oßen sind m ˙ D , hD und ϑ1 durch Randbedingungen vorgegeben. uhlt Im Grenzfall k¨ onnte das Kondensat entweder bis auf ϑK = ϑ1 abgek¨ (idealer Oberﬂ¨ achenkondensator) oder das K¨ uhlwasser bis auf die Dampfarmt werden (Mischkondensator). temperatur ϑD erw¨ Neben der Kondensation des Turbinenabdampfes hat der Kondensator bei modernen Kraftwerken noch eine weitere Aufgabe zu erf¨ ullen: Er muß bei bestimmten Betriebsf¨ allen des Kraftwerkes in der Lage sein, den gesamten Dampf aus der Kesselanlage zu kondensieren, der ihm ggf. u ¨ber die Umleitstation zugef¨ uhrt wird. Dies kann z.B. beim An- und Abfahren eines Blockes oder bei einem St¨ orfall in der Turbogruppe der Fall sein. Durch diese Maßnahme werden Kondensatverluste und auch ein Ansprechen der Sicherheitsventile vermieden. Wird der Umleitdampfstrom nicht begrenzt, kann dieser z.B. bei einer Vollastabschaltung um die zur K¨ uhlung erforderliche Einspritzwassermenge gr¨ oßer sein als der Vollastdampfstrom. Dies bedeutet auch, daß dann der Kondensator die gesamte im Kessel freigesetzte W¨armeleistung abzuf¨ uhren hat. Durch nicht vermeidbare Undichtigkeiten im Wasser/Dampfkreislauf gelangen auch nicht kondensierbare Bestandteile in den Kondensator, die mit besonderen Pumpen laufend entfernt werden m¨ ussen. Damit k¨ onnen die Aufgaben, die ein Kondensator in einem Dampfkraftwerk zu erf¨ ullen hat, wie folgt beschrieben werden: • Kondensation des Abdampfes aus der Turbine und Wiedergewinnung des Kondensats, • Erzeugung eines hohen Vakuums (Dadurch kann der Dampf in der Turbine auf tiefere Dr¨ ucke als den Umgebungsdruck expandiert werden, woraus sich eine Verbesserung des Prozeßwirkungsgrades ergibt, vgl. Abschn. 3.3.5), • Aufnahme des Dampfes aus der Umleitstation, • Entgasung des Kondensats, • Lieferung des Kondensats bei S¨ attigungstemperatur, wobei aus Gr¨ unden eines hohen Wirkungsgrades eine Unterk¨ uhlung des Kondensats zu vermeiden ist.

9.2 Systemaufbau einer Kondensatoranlage Der Begriﬀ Kondensatoranlage schließt alle Komponenten ein, die zur Erf¨ ullung der vorstehend genannten Aufgaben erforderlich sind. Wegen des großen Abdampfvolumenstroms werden Kondensatoren in der Regel unmittelbar an den Abdampfstutzen der Turbine angeschlossen und meist direkt unterhalb der Turbine angeordnet, vgl. Abb. 9.1. Das Kondensat wird mit Pumpen abgesaugt und zum Speisewasserbeh¨alter gef¨ordert. Eventuelle Lufteinschl¨ usse werden kontinuierlich aus dem Kondensator entfernt, da

9.3 Kondensatorbauarten

279

sich sonst das Vakuum und damit auch der Prozeßwirkungsgrad verschlechtern w¨ urde. Die Konstruktion des Kondensators hat der Schrumpfung des speziﬁschen Volumens von etwa 30 m3 /kg am Kondensatoreintritt auf ca. 1 · 10−3 m3 /kg bei der Kondensatbildung Rechnung zu tragen.

a

a

a

b

b

b

a Abdampf aus der ND-Turbine b Kondensatabﬂuß

c

b

d

c K¨ uhlwasserzufuhr d K¨ uhlwasserabfuhr

Abbildung 9.1. Schema einer Kondensatoranlage

9.3 Kondensatorbauarten 9.3.1 Mischkondensatoren Das K¨ uhlen und Niederschlagen des Dampfes wird durch Einspritzen fein verteilten K¨ uhlwassers von Speisewasserqualit¨at erreicht. Weil der W¨armeaustausch durch direkten Kontakt zwischen beiden Phasen erfolgt, ist die Eﬃzienz dieses Typs fast ausschl. von der erzeugbaren Phasengrenzﬂ¨ache abh¨ angig. Bei Druckzerst¨ aubung des K¨ uhlwassers wurden bei Tr¨opfchengr¨ oßen von 0,6 mm und Geschwindigkeiten von 15 m/s bei einer W¨armestromdichte von 230 kW/m2 k-Werte von 100 kW/m2 K gemessen [1]. Der Kondensationsvorgang l¨ auft dabei ann¨ ahernd isobar-isotherm ab. Abb. 9.2 zeigt das Schema eines Mischkondensators. Der erforderliche Einspritzmassenstrom kann mit einer einfachen Systembilanz abgesch¨ atzt werden. Mit den Bezeichnungen aus Abb. 9.2 gilt f¨ ur die Massenstr¨ ome m ˙2 =m ˙1

(9.2)

und ˙2+m ˙4 . m ˙3 =m F¨ ur die Energiestr¨ ome gilt

(9.3)

280

9 K¨ uhlsystem Trockenkühlturm

Abdampf von der Turbine

.

m2

.

m4

Kondensator

.

m1

Kondensatpumpe

zum Speisewasserbehälter

.

m3

Abbildung 9.2. Schema eines Mischkondensators

m ˙ 2 h2 + m ˙ 4 h4 = m ˙ 3 h3 .

(9.4)

Hieraus folgt f¨ ur das Verh¨ altnis von Einspritz- zu Dampfstrom: m ˙4 h − h3 = 2 , m ˙2 h3 − h4

(9.5)

wobei h2 −h3 die Kondensationsw¨ arme des Dampfes ist. Deshalb ist h2 −h3

˙4 m ˙ 2 , vgl. Beispiel 9.1. Wegen der großen erh3 − h4 und nach (9.5) auch m zeugten Phasengrenzﬂ¨ ache sind Mischkondensatoren etwa zwei Drittel kleiner als Oberﬂ¨ achenkondensatoren gleicher Leistung. Allerdings ist der Aufwand f¨ ur die Kondensatr¨ uckk¨ uhlung erheblich. Mischkondensatoren werden heute bei Kraftwerksanlagen nur zusammen mit Trockenk¨ uhlt¨ urmen verwendet. Das in Abb. 9.2 schematisch dargestellte Verfahren, bei dem der Abdampf mit seinem eigenen Kondensat niedergeschlagen wird, wurde 1952 von L. Heller vorgeschlagen, von der Firma Transelektro (Budapest) zur Einsatzreife entwickelt und bei verschiedenen Kraftwerken mit Leistungen bis 300 MW eingesetzt. Dieses Verfahren der indirekten Trockenk¨ uhlung wurde damals entwickelt, weil man das komplexe Rohrleitungssystem f¨ ur eine direkte Trockenk¨ uhlung bei Großanlagen f¨ ur nicht ausf¨ uhrbar hielt. Beispiel 9.1. Man berechne das Verh¨ altnis von Einspritz- zu Dampfstrom f¨ ur eine Kondensationstemperatur von 40◦ C, wenn das Einspritzwasser im K¨ uhlturm auf uckgek¨ uhlt wird und der N¨ assegehalt des Dampfes 10% betr¨ agt. Wie groß ist 26◦ C r¨ die Umw¨ alzmenge einer 300 MW-Anlage mit einem Abdampfstrom von 250 kg/s? Man verwende das h,s-Diagramm im Anhang A.1 und cp = 4,2 kJ/kgK f¨ ur die ﬂ¨ ussige Phase. L¨ osung. Dem h,s-Diagramm entnimmt man die Enthalpie des kondensierenden Dampfes h2 = 2 330 kJ/kg. F¨ ur die Enthalpien der ﬂ¨ ussigen Phase gilt h = cp ϑ ; altnis von es folgt h3 = 168,0 kJ/kg und h4 = 109,2 kJ/kg. (9.5) liefert das Verh¨ Einspritz- zu Dampfstrom

9.3 Kondensatorbauarten m ˙4 m ˙2

=

h2 − h3 h3 − h4

281

= 36,77.

Bei der 300 MW-Anlage ergibt sich eine Umw¨ alzmenge m ˙4 =m ˙2

h2 − h3 h3 − h4

= 9 192 kg/s ≈ 33 000 m3 /h.

Zur Umw¨ alzung dieses Mengenstroms ist eine Pumpleistung von ca. 3,5 MW erforderlich.

9.3.2 Oberﬂ¨ achenkondensatoren 9.3.2.1 Allgemeines Bei diesem Typ sind Dampf und K¨ uhlmittel durch eine meist aus Rohren bestehende K¨ uhlﬂ¨ ache getrennt. Je nach der Art des K¨ uhlmittels unterscheidet man dabei wasser- und luftgek¨ uhlte Anlagen. Wird die Kondensationsanlage direkt mit K¨ uhlwasser aus einem Oberﬂ¨achengew¨ asser versorgt, spricht man von einer Frischwasserk¨ uhlung. Ist hingegen das K¨ uhlwasser z.B. infolge Wassermangels durch R¨ uckk¨ uhlanlagen wie K¨ uhlt¨ urme zu f¨ uhren, wird von einem R¨ uckk¨ uhlbetrieb gesprochen. Bereits die Absch¨ atzung des Einspritzmengenstroms f¨ ur den Mischkondensator hat gezeigt, daß Kraftwerke große K¨ uhlwassermengen ben¨otigen. In grober N¨ aherung ist bei Oberﬂ¨ achenkondensatoren der erforderliche Mengenstrom des K¨ uhlwassers 300 mal gr¨ oßer als der Kohlestrom. Entsprechend wird bei einer 750 MW-Anlage ein K¨ uhlwasserstrom von 60 000 m3 /h ben¨otigt. Bei der R¨ uckk¨ uhlung mit einem Naßk¨ uhlturm gehen etwa 3% dieser Menge durch Verdunstung in die Luftstr¨ omung oder Abschl¨ammung verloren. Der Preis bzw. die Verf¨ ugbarkeit des zu ersetzenden Wassers ist dann das Kriterium daf¨ ur, ob eine Naßk¨ uhlung oder eine Trockenk¨ uhlung zum Einsatz kommt. Bei der Trockenk¨ uhlung mittels luftgek¨ uhlter Oberﬂ¨achenkondensatoren wird die Kondensationsw¨ arme direkt an die Atmosph¨are abgef¨ uhrt. 9.3.2.2 W¨ armeaustauschverh¨ altnisse In einem idealen Kondensator ist der Druck an jedem Ort des Dampfraumes gleich groß und es liegt u attigungstemperatur vor. F¨ ur den ¨berall dieselbe S¨ station¨ aren Zustand an einem Element der Austauschﬂ¨ache ergibt sich die Bilanz m ˙ cpW dϑ = k ϑK − ϑ π d dx . (9.6) Es bezeichnen: ϑ K¨ uhlwassertemperatur, ϑK Kondensattemperatur, armekapazit¨ at des K¨ uhlwassers, cpW speziﬁsche W¨

282

9 K¨ uhlsystem

m ˙ d k

K¨ uhlwasserstrom, Rohrdurchmesser, W¨ armedurchgangskoeﬃzient.

Durch Integration zwischen dem K¨ uhlwassereintritt (x = 0, ϑ = ϑE ) und dem K¨ uhlwasseraustritt (x = L, ϑ = ϑA ) folgt f¨ ur die W¨armeaustauscherﬂ¨ache A bei n parallelen Rohren der L¨ ange l: ϑ

A = nπdl =

A m ˙ cp

k ϑ E

m ˙ cp dϑ = ln ϑK − ϑ k

ϑK − ϑE ϑK − ϑA

.

(9.7)

Diese Beziehung kann durch Einf¨ uhrung der mittleren logarithmischen Temperaturdiﬀerenz ∆ϑln = zu A=

ϑA − ϑE ϑ − ϑE ln K ϑK − ϑA

m ˙ cp ϑA − ϑE k ∆ϑln

(9.8)

=

Q˙ k ∆ϑln

(9.9)

umgeformt werden. Hier ist Q˙ der im Kondensator abzuf¨ uhrende W¨armestrom. Der auf die ¨ außere Rohrﬂ¨ ache bezogene W¨armedurchgangskoeﬃzient k l¨ aßt sich mit den bekannten Gleichungen f¨ ur die Reihenschaltung von Widerst¨ anden ermitteln. Da die Wandst¨ arke δ der Kondensatorrohre klein gegen den Durchmesser ist, kann ohne einen nennenswerten Fehler auf die einfachere Beziehung f¨ ur ebene W¨ ande 1 1 1 δ = + + k αW λ αD

(9.10)

zur¨ uckgegriﬀen werden, mit αW αD δ λ

W¨ arme¨ ubergangszahl auf der Wasserseite, W¨ arme¨ ubergangszahl auf der Dampfseite, Wanddicke und W¨ armeleitf¨ ahigkeit des Rohrmaterials.

F¨ ur αW kann (7.13) herangezogen werden. Bei den u ¨blichen Wassergeschwindigkeiten von 2 m/s liegt αW bei 6 000 W/m2 K. αD ist einer Berechnung schwerer zug¨ anglich, denn es bestehen grunds¨atzlich zwei M¨oglichkeiten der Kondensation: • Filmkondensation unter Bildung einer Wasserhaut mit αD = 12 000– 16 000 W/m2 K und • Tropfenkondensation mit αD = 36 000–50 000 W/m2 K.

9.3 Kondensatorbauarten

283

Erfahrungsgem¨ aß werden bei Kondensatoren von Dampfturbinen aber nur die niedrigeren Werte der Filmkondensation erreicht. Bei fast allen Herstellern ist δ < 1 mm, und der Term δ/λ ist f¨ ur alle u ¨blichen Werkstoﬀe klein gegen die beiden anderen. Eine exakte Vorausberechnung ist mit den hergeleiteten Gleichungen allerdings nicht m¨ oglich, da die Vorg¨ ange wesentlich komplexer sind als hier beschrieben wurde. So ver¨ andert z.B. der sich auf der Rohroberﬂ¨ache bildende Kondensatﬁlm seinerseits den k-Wert, ferner ist die Sattdampftemperatur wegen des Druckunterschiedes im System aufgrund von Str¨omungswiderst¨anden nicht u uhlﬂ¨ ache konstant. ¨ber die gesamte K¨ Wie bei allen W¨ armeaustauschern sind zudem noch Ver¨anderungen des k-Wertes infolge von Belagbildungen (Verschmutzungen) zu ber¨ ucksichtigen. Dazu wird αW mit einem Abwertungsfaktor f < 1 multipliziert, u ¨blich ist f ≈ 0,7. Bei Wasserdampfkondensation kann bei einer K¨ uhlwassergeschwindigkeit von 1,5–2,5 m/s mit k-Werten von 2 500–3 500 W/m2 K gerechnet werden. Im Gegensatz zu den wassergek¨ uhlten Kondensatoren wird bei den luftgek¨ uhlten der Dampf im Rohr und die Luft um das Rohr gef¨ uhrt. Dies ist bei der Anwendung der Gleichungen (9.8)–(9.10) entsprechend zu ber¨ ucksichtigen. 9.3.2.3 Wassergek¨ uhlte Oberﬂ¨ achenkondensatoren Die Kondensation ﬁndet in der Regel an horizontal angeordneten Rohren statt, die in ein vakuumdichtes Geh¨ ause eingebaut sind. Mit der niedergeschlagenen Dampfmenge nimmt der Volumenstrom beim Durchstr¨omen des Kondensators monoton ab, dementsprechend wird der Durchﬂußquerschnitt in Str¨ omungsrichtung verkleinert. Um den Druckverlust klein zu halten und um den Zugang des Dampfes zu den inneren Rohren der einzelnen B¨ undel zu verbessern, werden zwischen den B¨ undeln u ¨blicherweise keilf¨ormige Gassen vorgesehen. In Abb. 9.3 ist ein typisches Ausf¨ uhrungsbeispiel gezeigt. Turbinen-Abdampf

Dampf-Dom

Halteplatten

Gehäuse

Lochplatte

Ein Kühlwasser Aus

Rohre Kondensat

Abbildung 9.3. Schema eines wassergek¨ uhlten Oberﬂ¨ achenkondensators

284

9 K¨ uhlsystem

Es besteht die Gefahr, daß sich in den Teilb¨ undeln partielle Druckminima bilden, in denen sich Inertgas sammelt und den W¨arme¨ ubergang behindert. Deshalb wird meist in den Zentren der Teilb¨ undel ein konstanter Gasstrom durch Rohre abgesaugt, die die L¨ ange des B¨ undels besitzen und viele Saug¨oﬀnungen aufweisen. Beispiel 9.2. F¨ ur ein Kraftwerk mit einer Leistung von 300 MWel ist die Kondensatork¨ uhlﬂ¨ ache auszulegen. Der thermische Wirkungsgrad der Anlage betrage 38%, der Kondensatordruck sei 0,07 bar und die Kondensationstemperatur 39◦ C. Die K¨ uhlwassereintrittstemperatur liegt bei 24◦ C und die Austrittstemperatur bei 34◦ C. Die W¨ arme¨ ubergangszahl ist mit 2 000 W/m2 K anzunehmen. Der Kondensator ist f¨ ur die volle W¨ armeleistung des Kessels auszulegen. L¨ osung. F¨ ur den im Kondensator abzuf¨ uhrenden W¨ armestrom folgt Q˙ =

Pel ηth

= 790 MW.

F¨ ur die mittlere logarithmische Temperaturdiﬀerenz ergibt sich nach (9.8) ∆ϑln = 9,13 K, und die Kondensatorﬂ¨ ache betr¨ agt nach (9.9) 4,33 · 104 m2 . Bei einem Rohr mit 20 mm Außendurchmesser ergibt dies eine Rohrl¨ ange von 6,89 · 105 m. Bei einer gew¨ ahlten Rohrl¨ ange von 12 m ergibt dies ein B¨ undel von ca. 60 000 Rohren.

9.3.2.4 Luftgek¨ uhlte Kondensatoren Hier wird die Kondensationsw¨ arme direkt an die umgebende Atmosph¨are abgegeben. Der Kondensator besteht dabei aus außen berippten Rohren, die u orderten Luftstrom gek¨ uhlt werden. Der Ab¨ber einen von Ventilatoren gef¨ dampf str¨ omt mit einer Geschwindigkeit von ca. 100 m/s in das Innere der meist dachf¨ ormig angeordneten Rippenb¨ undel. Die Investitionskosten sind h¨ oher als bei Oberﬂ¨achenkondensatoren; wird aber bei den Oberﬂ¨ achenkondensatoren noch der Aufwand f¨ ur die R¨ uckk¨ uhlung des K¨ uhlwassers ber¨ ucksichtigt, sind die Investitionskosten etwa gleich groß. Die direkte Luftkondensation wird dort eingesetzt, wo wegen Wassermangels oder wegen hoher Wasserkosten eine Verdunstungsk¨ uhlung nicht m¨ oglich ist. Es wurden Anlagen mit Leistungen bis zu 670 MW ausgef¨ uhrt [2]. Das Schema eines Luftkondensators ist in Abb. 9.4 dargestellt.

9.4 Ru ¨ ckku ¨ hlanlagen 9.4.1 Ablaufk¨ uhlung Im Kondensator wird die Abw¨ arme des Kraftwerkprozesses an das K¨ uhlwasser u oglich war, wurde zun¨achst Oberﬂ¨achenwasser als ¨bertragen. Wo es m¨ K¨ uhlwasser verwendet. Durch die in der Vergangenheit h¨auﬁge Anwendung dieser Frischwasserk¨ uhlung bei Kraftwerken und Industrieanlagen haben sich

9.4 R¨ uckk¨ uhlanlagen

G ~ 1 2

1 2 3 4 5 6

285

Abdampf aus Turbine Rippenrohre Ventilator Sammelbeh¨ alter Kondensatpumpe Luftf¨ uhrung

3 6

4

5

Abbildung 9.4. Schema eines luftgek¨ uhlten Kondensators

die Temperaturen vieler Fl¨ usse soweit erh¨ oht, daß es im Zusammenhang mit der durch den W¨armeeintrag verursachten Verminderung des Sauerstoﬀgehaltes zu ernsthaften Problemen f¨ ur das Leben im Wasser kam. Zur Vermeidung der Gew¨ asseraufw¨ armung wurde zun¨ achst die Ablaufk¨ uhlung eingef¨ uhrt. Dabei wird das aus dem Kondensator kommende K¨ uhlwasser in einem K¨ uhlturm r¨ uckgek¨ uhlt, bevor es wieder dem Fluß zugef¨ uhrt wird. 9.4.1.1 Naßk¨ uhlt¨ urme Der Naßk¨ uhlturm ist heute die Standardl¨ osung f¨ ur W¨armekraftwerke, sofern das ben¨ otigte Zusatzwasser in ausreichendem Maße kosteng¨ unstig zur Verf¨ ugung steht. Der prinzipielle Aufbau einer Anlage mit einem Naßk¨ uhlturm ist in Abb. 9.5 dargestellt. Im Naßk¨ uhlturm wird K¨ uhlwasserw¨ arme durch konvektive K¨ uhlung und Verdunstungsk¨ uhlung an die nach oben str¨ omende Luft aus der Umgebung abgegeben. Zur Vergr¨ oßerung der Austauschﬂ¨ ache wird das Wasser u ¨ber Verteilerrinnen auf diverse K¨ uhleinbauten verteilt bzw. verspr¨ uht. Das K¨ uhlwasser wird anschließend dem Fluß nur wenig erw¨armt wieder zugef¨ uhrt. Durch die Erw¨ armung der Luft kommt es infolge des Auftriebs im K¨ uhlturm zu einer Konvektionsstr¨ omung (Naturzugk¨ uhlturm), die allerdings durch die Zunahme der Feuchtigkeit vermindert wird. Da die K¨ uhlleistung geschwindigkeitsabh¨ angig ist, wird der Luftstrom vielfach durch Ventilatoren verst¨arkt. K¨ uhlt¨ urme z¨ ahlen zu den gr¨ oßten Bauwerken. Der Naturzug-Naßk¨ uhlturm eines Kraftwerkes mit einer Leistung von 800 MW hat etwa 110 m Durchmesser und eine H¨ ohe von 140 m.

286

9 K¨ uhlsystem

Dampf Schwaden 2

3 1 Heißwasser Kühlturm

4 Luft

Luft

Kondensat

Fluß

Abbildung 9.5. Schema einer Ablaufk¨ uhlung mit Naßk¨ uhlturm

Im folgenden wird der erforderliche Luftstrom m ˙ L durch den K¨ uhlturm und der sich einstellende Wasserverlust ∆m ˙ W durch Verdampfung abgesch¨atzt. Aus einer Massenbilanz folgt (9.11) ∆m ˙W =m ˙ L x2 − x1 . Hier ist x1 und x2 der Wassergehalt der Luft am Ein- bzw. Austritt des K¨ uhlturms. Eine weitere Aussage ergibt sich aus der Energiebilanz m ˙ W cpW ϑW − m ˙ L h2 − h1 , ˙ W − ∆m ˙ W cpW ϑW = m (9.12) 1

2

armekapazit¨ at des Wassers, ϑW die Wassertemwobei cpW die speziﬁsche W¨ peratur und h die Luftenthalpie ist. Aus den beiden Gleichungen kann ∆m ˙W sofort berechnet werden: m ˙ W cpW ϑW − ϑW 1 2 ∆m ˙W = . (9.13) h2 − h1 − cpW ϑW 2 x2 − x1 Bei bekannten Luftzust¨ anden am Ein- und Austritt in den K¨ uhlturm ist der Wasserverlust durch diese Gleichung bestimmt. In einer einfacheren N¨ aherung kann der Wasserverlust auch wie folgt abgesch¨ atzt werden. Es gilt cpW ϑW − ϑW ϑ − ϑW ∆m ˙W 1 2 2 , (9.14) = ≈ W1 m ˙W ∆hV 600 worin ∆hV die Verdampfungsw¨ arme des Wassers ist. Pro 6◦ C Abk¨ uhlspanne ergibt sich also ein Wasserverlust von 1%.

9.4 R¨ uckk¨ uhlanlagen

287

Bei einer Lufttemperatur von 20◦ C und einer relativen Luftfeuchte von 60% ergibt sich pro kg R¨ uckk¨ uhlwasser eine erforderliche Luftmenge von ca. 160 kg. Beispiel 9.3. Mit einem Naturzugk¨ uhlturm sollen 24 m3 /s Wasser von 45 auf 35◦ C abgek¨ uhlt werden. Die Außentemperatur betrage 30◦ C, der Luftdruck 1 013 mbar und die relative Luftfeuchtigkeit ϕ = 0,5. Die Luft verl¨ aßt den K¨ uhlturm ges¨ attigt mit einer Temperatur von 35◦ C. Der S¨ attigungsdampfdruck des Wasserdampfes bei agt 4,24 mbar und bei 35◦ C 5,62 mbar. Die Gaskonstante f¨ ur trockene 30◦ C betr¨ Luft ist 0,2872 kJ/kgK, diejenige f¨ ur Wasserdampf 0,4615 kJ/kgK. Man berechne: a) den f¨ ur die Wasserk¨ uhlung erforderlichen Luftstrom und den K¨ uhlwasserverlust, sowie b) die erforderliche K¨ uhlturmh¨ ohe, wenn der Gesamtdruckverlust der Luftstr¨ omung von Eintritt bis Austritt aus dem K¨ uhlturm ∆p = 70 Pa betr¨ agt. L¨ osung. a) Zwischen dem Wasserdampfgehalt x feuchter Luft und der relativen Feuchtigkeit ϕ gilt die aus der Thermodynamik bekannte Beziehung x(ϑ, p, ϕ) =

RLT

ϕ p (ϑ) D

RD p − ϕ p (ϑ)

(kg Wasser/kg trockener Luft).

D

F¨ ur die angegebenen Werte von p und ϑ folgt x(ϕ = 0,5) = 0,013 und x(ϕ = 1) = 0,0272. F¨ ur die speziﬁsche Enthalpie feuchter Luft hL gilt hL = hLT +

x hD − hLT . 1+x

Aus (9.13) ergibt sich damit f¨ ur den Wasserverlust ∆m ˙ = 364 kg/s. F¨ ur den erforderlichen Luftstrom folgt m ˙L =

∆m ˙W ∆x

= 2,56 · 104 kg/s ≈ 2,0 · 104 m3 /s.

b) Der gesamte Druckabfall auf der Luftseite ist in erster N¨ aherung gleich dem Druckabfall zur Beschleunigung der Luftstr¨ omung und muß durch den Auftrieb kompensiert werden. Daher gilt f¨ ur die H¨ ohe H des K¨ uhlturms in erster N¨ aherung die Bedingung

∆p = ρ1 − ρ2 g H . Hierbei ist ρ1 die Dichte der Umgebungsluft und ρ2 die Dichte der mit Wasserdampf ges¨ attigten Luft im K¨ uhlturm, die unter Verwendung der Mischungsregel aus den thermischen Zustandsgleichungen berechnet werden k¨ onnen. Damit ergibt sich die H¨ ohe H zu ca. 100 m.

9.4.1.2 Trockenk¨ uhlt¨ urme Naßk¨ uhlt¨ urme k¨ onnen durch die von ihnen abgegebenen Schwaden bei großen Kraftwerksleistungen vor allem im Winter zu einer nicht vernachl¨assigbaren St¨ orung des Kleinklimas f¨ uhren. Zur Vermeidung dieses Nachteils wurden Trockenk¨ uhlt¨ urme vorgeschlagen.

288

9 K¨ uhlsystem

Bei der Trockenk¨ uhlung wird das K¨ uhlwasser durch W¨armeaustauscherrohre gef¨ uhrt, so daß es von der K¨ uhlluft getrennt bleibt. Im Gegensatz zum Naßk¨ uhlturm ergibt sich damit nur eine Temperaturerh¨ohung bei konstanter Feuchte, vgl. auch Abb. 9.4. Merkmale der Trockenk¨ uhlt¨ urme sind: • Keine sichtbaren K¨ uhlturmfahnen“, ” • kein Wasserverlust und • große Abmessungen gegen¨ uber Naßk¨ uhlt¨ urmen. Die indirekte Trockenk¨ uhlung unter Zwischenschaltung eines K¨ uhlmittelkreislaufs hat sich als aufwendiger erwiesen als die direkte K¨ uhlung gem¨aß Abschn. 9.3.2.4. Sofern wegen Wassermangels oder aus Umweltgr¨ unden eine Trockenk¨ uhlung erforderlich ist, wird deshalb meist der direkten Trockenk¨ uhlung der Vorzug gegeben. 9.4.1.3 Hybridk¨ uhlt¨ urme Hybridk¨ uhlt¨ urme bestehen aus einem Trockenteil und einem Naßteil. Im Trockenteil ﬁndet nur ein konvektiver W¨ arme¨ ubergang statt, wobei das K¨ uhlwasser durch Rippenrohre oder Plattenw¨ armeaustauscher ﬂießt und die Luft im Gegen- oder Kreuzstrom gef¨ uhrt wird. Der Naßteil entspricht in seiner Arbeitsweise dem oben beschriebenen Naßk¨ uhlturm. Mit dieser Kombination vereinigt man die hohe K¨ uhlleistung der Naßk¨ uhlt¨ urme mit dem Vorteil der Schwadenfreiheit der Trockenk¨ uhlt¨ urme. Hybridk¨ uhlt¨ urme sind in der Investition wesentlich teurer als Naßk¨ uhlt¨ urme. Bevor ein Hybridk¨ uhlturm verwendet wird muß deshalb gepr¨ uft werden, ob nicht ein anderer Standort zu einer kosteng¨ unstigeren L¨osung f¨ uhrt. 9.4.2 Kreislaufk¨ uhlung Bei der Kreislaufk¨ uhlung besteht das K¨ uhlwasser i.allg. aus Grundwasser, Uferﬁltrat oder aufbereitetem Flußwasser. Es wird nach der R¨ uckk¨ uhlung im K¨ uhlturm direkt wieder dem Kondensator zugef¨ uhrt. Das durch Verdun˙ L oder durch Abstung ∆m ˙ W , durch den Austrag mit der Luftstr¨omung ∆m schl¨ ammen verlorengegangene Wasser ∆m ˙ A ist kontinuierlich zu ersetzen. Der erforderliche Abschl¨ ammstrom ∆m ˙ A ergibt sich aus der zul¨assigen Erh¨ ohung C der Salzkonzentration im K¨ uhlwasserkreislauf. Im station¨aren Zustand gilt C=

∆m ˙ W + ∆m ˙ A + ∆m ˙L . ∆m ˙ A + ∆m ˙L

(9.15)

Bei einem vorgegebenen Wert f¨ ur C kann hieraus der Abschl¨ammstrom ∆m ˙W − ∆m ˙L C −1 bestimmt werden. ∆m ˙A =

(9.16)

Literatur

289

Bei ∆m ˙ W = 1,2%, ∆m ˙ L = 0,2% ergibt sich f¨ ur C = 2 ein erforderlicher Abschl¨ ammstrom von ca. 1% des Gesamtstromes. Ohne Abschl¨ammung w¨ urde sich asymptotisch C = 7 einstellen. Abh¨ angig vom zul¨assigen Wert f¨ ur C ist dem K¨ uhlwasserstrom st¨ andig Frischwasser zuzumischen. Bei einem 740 MWBlock resultiert f¨ ur C = 2 und einem K¨ uhlwasserstrom von ca. 60 000 m3 /h eine erforderliche Frischwassermenge von 1 440 l/s. Damit werden etwa 2 l Frischwasser pro erzeugter kWh verbraucht. Entsprechend hoch ist der Wasserbedarf von Naßk¨ uhlt¨ urmen, weshalb man in Gebieten mit Wassermangel zunehmend zur Trockenk¨ uhlung u ¨bergeht. Der Aufbau und die Funktion der K¨ uhlt¨ urme bei Kreislaufk¨ uhlung entsprechen denen bei Ablaufk¨ uhlung.

Literatur ¨ 1. Kopp, J.H.: Uber den W¨ arme- und Stoﬀaustausch bei Mischkondensatoren. Dissertation, ETH Z¨ urich 1965 2. Rathje, U.J., Pﬂaumenbaum, H.-J.: Die Generation 2000 luftgek¨ uhlter Abdampfkondensatoren. VGB Kraftwerkstechnik 76, 31–36 (1996)

10 Speisewasserversorgung

10.1 Allgemeines Die Speisewasserversorgung des Kessels besteht aus den Hoch- und Niederdruckvorw¨ armern, dem Speisewasserbeh¨ alter, dem Entgaser und der Speisepumpe. Als Hochdruckvorw¨ armer bezeichnet man diejenigen Vorw¨armer, die im Hochdruckbereich hinter der Speisepumpe angeordnet sind. Entsprechend werden die anderen Vorw¨ armer als Niederdruckvorw¨armer bezeichnet. Eine u armer und der anderen Komponenten der Spei¨bliche Anordnung der Vorw¨ sewasserversorgung relativ zur Turbine ist in Abb. 10.1 dargestellt. a

b d c

e f h

g j

a Speisewasserbeh¨ alter und Entgaser b Filter c Hauptspeisepumpe mit Dampfturbinenantrieb d Motorgetriebene Speisepumpe e Speisewasserregelventil f Hochdruckvorw¨ armer g Niederdruckvorw¨ armer h Niederdruckturbine mit Kondensator j Kondensatpumpe

Abbildung 10.1. Typische Anordnung der Komponenten einer Speisewasserversorgungsanlage

292

10 Speisewasserversorgung

Die regenerative Speisewasservorw¨ armung f¨ uhrt nach Abschn. 3.3.4 zu einer Carnotisierung des Kreisprozesses, was sich in einer Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades ausdr¨ uckt. Das aus dem Kondensator abgezogene Speisewasser wird dazu durch Anzapfdampf vorgew¨armt, der aus dem Mittel- und Hochdruckteil der Turbine entnommen wird, und es wird erst danach mittels der Speisepumpe dem Kessel zugef¨ uhrt. Der Vorgang ist thermodynamisch umso g¨ unstiger, je geringer die Temperaturdiﬀerenz zwischen dem Anzapfdampf und dem vorzuw¨ armenden Speisewasser ist. Die Vorw¨armung wird deshalb in Stufen und im Gegenstrom durchgef¨ uhrt, wobei zwei Typen von W¨ armeaustauschern zum Einsatz kommen: Mischvorw¨ armer und Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer. Speisewasservorw¨ armanlagen setzen sich somit aus verschiedenen W¨armeaustauschern zusammen, deren gebr¨ auchlichste Schaltungen in Abb. 10.2 dargestellt sind. ?

?

?

-

a

?

b

e

6 ? f

-

c

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?

?

?

6

d

?

-

g

? Abbildung 10.2. Schaltungsm¨ oglichkeiten von Speisewasservorw¨ armern

Das Teilbild a zeigt einen Vorw¨ armer mit Kondensatablauf, der mit Sattoder Naßdampf beheizt wird. Das anfallenden Kondensat wird unmittelbar oder u uhler (Teilbild b) in den speisewasserseitig vorgelagerten ¨ber einen K¨ Vorw¨ armer oder in den Kondensator abgeleitet. In den Vorw¨armer eingebaute Kondensatk¨ uhler (Teilbild c) verlangen eine Kondensatstandsregelung. Das Teilbild d zeigt eine Schaltung, bei der das Kondensat hinter dem Austritt des Vorw¨ armers mit einer Pumpe in die Speisewasserleitung gedr¨ uckt wird. Die in Teilbild e dargestellte Vorw¨ armung, bei der verspr¨ uhtes Wasser mit Dampf gleichen Druckes in Ber¨ uhrung kommt, hat sich bei Kraftwerksanlagen nicht durchgesetzt. Teilbild f zeigt einen Speisewasserbeh¨alter, der als Mischvorw¨ armer und Entgaser arbeitet. Ein Vorw¨armer mit eingebauten Enthitzungs- und Kondensatk¨ uhlzonen ist in Teilbild g dargestellt.

10.2 Mischvorw¨ armer

293

Bei großen Dampfkraftwerken sind heute 8–10 Vorw¨armstufen mit resultierenden Speisewassertemperaturen von 250–300◦ C u ¨blich. Einer weiteren Erh¨ ohung der Vorw¨ armtemperatur sind Grenzen gesetzt durch Bedingungen, die durch den Dampferzeuger gegebenen sind. Die Rauchgasw¨arme, die bei einer Erh¨ ohung der Speisewassertemperatur nicht mehr vom Economizer aufgenommen wird, muß im Luvo zus¨ atzlich an die Verbrennungsluft u ¨bertragen werden. Wegen der geringer werdenden Temperaturdiﬀerenz auf der Hochtemperaturseite des Luvos schließt sich die Temperaturschere, was zum einen zu sehr großen Heizﬂ¨ achen f¨ uhrt und zum anderen hohe Heißlufttemperaturen ergibt. Die H¨ ohe der Heißlufttemperatur ist jedoch nicht frei w¨ahlbar, sie ist vielmehr nach feuerungstechnischen Gesichtspunkten festzulegen. Dabei ist insbesondere zu beachten, daß die NOx -Bildung in der Feuerung mit der Heißlufttemperatur zunimmt.

10.2 Mischvorw¨ armer Ein Vorteil des Mischvorw¨ armers ist sein einfacher Aufbau, da keine materielle W¨ arme¨ ubertragungsﬂ¨ ache notwendig ist, vgl. Abb. 10.3. Der W¨armeaustausch erfolgt vielmehr durch Mischung der beiden Stoﬀstr¨ome. Der Mischvorw¨ armer ist auch thermodynamisch g¨ unstig, da die Vorw¨armtemperatur ϑW der Stufe n gleich der Dampftemperatur ϑD sein kann. Ein Mischn n vorw¨ armer braucht jedoch eine eigene, f¨ ur die volle Kondensatmenge ausgelegte Pumpe mit Regelung. Ein Versagen von Pumpe oder Regelung f¨ uhrt zum Ausfall der Anlage. Deshalb wird in der Vorw¨armstrecke in der Regel nur ein Mischvorw¨ armer verwendet, der dann gleichzeitig die Funktion eines Entgasers hat. h d

a f

c

i

e

b

j g

Abbildung 10.3. Prinzip eines Mischvorw¨ armers

a b c d e f g h i j

Hauptkondensateintritt Nebenkondensateintritt Speisewasserbeh¨ alter Heizdampfeintritt Entgaser Nachkochstelle Speisewasseraustritt Entschwadung Nebenkondensatverteiler Heizdampfverteiler

294

10 Speisewasserversorgung

10.2.1 Speisewasserbeh¨ alter und Entgaser Der Entgaser ist ein Mischvorw¨ armer, der zus¨atzlich die Aufgabe hat, aggressive Gase wie Sauerstoﬀ und Kohlendioxid, die zu Korrosionen in den Anlagenteilen f¨ uhren k¨ onnen, aus dem Speisewasser auszuscheiden. Entgaser großer Anlagen werden so ausgelegt, daß der Sauerstoﬀgehalt am Austrittsstutzen kleiner als 5 µg pro kg Speisewasser ist. Bei der thermischen Entgasung nutzt man das Henry’sche Gesetz, nach dem die L¨oslichkeit eines Gases in einer Fl¨ ussigkeit proportional zu seinem Partialdruck oberhalb des Fl¨ ussigkeitsspiegels ist. Die L¨ oslichkeit von Gasen in Wasser geht demnach gegen Null, wenn das Wasser die zu dem jeweiligen Druck geh¨orende Siedetemperatur erreicht. Bei ausgef¨ uhrten Anlagen wird deshalb das Speisewasser im Entgaser so weit erw¨ armt, daß seine Temperatur ca. 1–2◦ C unterhalb der Siedetemperatur liegt. Der Entgaser wird innerhalb der Vorw¨ armerkette bei einem Druck angeordnet, bei dem ein Lufteinbruch auch bei Kleinlast und Stillstand ausgeschlossen werden kann. Zur Entgasung wird das Kondensat im Dampfraum verspr¨ uht oder als d¨ unner Film u ¨ber kaskadenweise angeordnete, schwach geneigte Fl¨ achen in den Wasserraum geleitet. Die Verweilzeit des Speisewassers muß dabei so lang sein, daß es durch den kondensierenden Dampf aufgeheizt werden kann und gel¨ oste Gase ausreichend Zeit haben, um durch Diﬀusion in den Dampfraum zu gelangen. Am Austritt aus dem Entgaser hat das Speisewasser nahezu Siedetemperatur. Zur Vermeidung von Kavitation in der nachgeschalteten Speisewasserpumpe wird der Entgaser in etwa 20–30 m H¨ohe oberhalb der Pumpe angeordnet, vgl. Abb. 10.1. Durch den hydrostatischen Druck der Fl¨ ussigkeitss¨ aule ist gew¨ ahrleistet, daß der Druck am Einlaß der Pumpe weit genug vom Dampfdruck entfernt liegt und dadurch Kavitation in der Pumpe vermieden wird. Zur Vereinfachung wird der Entgaser fast immer mit dem Speisewasserbeh¨ alter kombiniert. Um St¨ orungen, z.B. Turbinenschnellschluß, begegnen zu k¨onnen, muß innerhalb des Speisewasserkreislaufs eine gewisse Wassermenge gespeichert werden. Das Speicherverm¨ ogen wird bei 750 MW-Anlagen f¨ ur eine Vollastnachspeisezeit von 10 Minuten ausgelegt. Der Speisewasserbeh¨alter hat dann ein Volumen von ca. 500 m3 . Das im Speisewasserbeh¨ alter enthaltene Wasser im Siedezustand stellt ein großes Energie- und damit auch Gefahrenpotential dar. Der konstruktiven Gestaltung, Werkstoﬀauswahl und dem Pr¨ ufumfang kommt aus diesem Grunde besondere Bedeutung zu.

10.3 Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer Bei einem Oberﬂ¨achenvorw¨ armer sind Anzapfdampf und Speisewasser durch eine meist aus Rohren bestehende K¨ uhlﬂ¨ ache voneinander getrennt, vgl. Abb. 10.4.

10.3 Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer

295

Diese Variante ist thermodynamisch ung¨ unstiger, da ϑW < ϑD ist. Ein Vorteil besteht jedoch darin, daß die Pumpe zur Abf¨ uhrung des Kondensats nur f¨ ur die abgezapfte Teilmenge ausgelegt werden muß. Bei Versagen der Pumpe kann die Anlage nach Schließen der Ventile in der Anzapfleitung weiterbetrieben werden. Bei Abf¨ uhrung des Kondensats in den Kondensator kann sogar auf eine Pumpe verzichtet werden. Diese L¨ osung ist jedoch thermodynamisch ung¨ unstiger. In diesem Fall wird dem Oberﬂ¨ achenvorw¨armer zur Optimierung meist ein Enthitzer, in dem der Entnahmedampf auf Sattdampftemperatur abgek¨ uhlt wird, vor- und ein Kondensatk¨ uhler nachgeschaltet, vgl. Abb. 10.2 g. a c

f g

b a Dampfeintritt b Kondensatabﬂuß c Rohrb¨ undel

e

d

d Kondensationsteil e Leitﬂ¨ achen

f Speisewasserzuﬂuß g Speisewasserabﬂuß

Abbildung 10.4. Niederdruckvorw¨ armer in liegender Anordnung

Bei der Auslegung werden u ¨blicherweise Dampfgeschwindigkeiten zwischen 15 und 20 m/s und Wassergeschwindigkeiten von 1,0–2,5 m/s gew¨ahlt. Die erforderliche W¨ armeaustauscherﬂ¨ ache errechnet sich nach der Gleichung A=

Q˙ . k ∆ϑln

(10.1)

Hier ist k die W¨armedurchgangszahl und ∆ϑln die mittlere logarithmische Temperaturdiﬀerenz. F¨ ur u agige Berechnungen kann k mit 1 500– ¨berschl¨ 2 000 W/m2 K angenommen werden. Als kleinste Temperaturdiﬀerenz wird bei Kondensatk¨ uhlern ca. 7◦ C, bei Kondensationsapparaten ca. 3◦ C und bei Enthitzern ca. 25◦ C zugelassen. Oberﬂ¨ achenvorw¨ armer werden in liegender und stehender Bauweise ausgef¨ uhrt. Unabh¨ angig von der Aufstellungsart sind die Heizﬂ¨achenrohre Uf¨ ormig gebogen. Dadurch kann sich jedes Rohr der jeweiligen thermischen Belastung entsprechend individuell ausdehnen. F¨ ur Einzelheiten bzgl. der Auslegung und Konstruktion sei auf die Literatur [1], [2] verwiesen.

296

10 Speisewasserversorgung

10.4 Speisepumpen Die Kesselspeisepumpe hat die Aufgabe, den Dampferzeuger zuverl¨assig mit Speisewasser zu versorgen. Die Wahl der Bauart der Pumpen, die Auslegung, die Wahl des Antriebes und ihre Aufteilung in Vollast- und Teillastpumpen richten sich nach der Betriebsweise (Fest- oder Gleitdruck), der Einsatzweise (Grund- oder Mittellastbetrieb) und der Gr¨ oße des Kraftwerkblockes. Kesselspeisepumpen sind H¨ ochstleistungsmaschinen, die das Speisewasser auf einen Druck von bis zu 500 bar bringen. In Abb. 10.5 ist als Beispiel eine 100%-Turbospeisepumpe f¨ ur einen 800 MW-Block dargestellt. Es handelt sich dabei um eine Topfpumpe mit einem ungeteilten Geh¨ause.

a Topfgeh¨ ause b Deckel c Deckelschrauben

d Stufengeh¨ ause e Schmiermittelzuﬂuß f Schmiermittelabﬂuß

g Welle h Axiallager

Abbildung 10.5. L¨ angsschnitt durch eine Turbospeisepumpe [3]. F¨ orderh¨ ohe: 390 bar, F¨ ordermenge: 3 143 m3 /h, Drehzahl: 5 795 min−1 , Leistungsbedarf: 33 841 kW

Große Speisepumpen werden mit Drehzahlen von 5 000–8 000 min−1 und Stufendr¨ ucken bis 90 bar betrieben. Zur Verminderung der W¨armespannungen werden große Pumpen mit Vorw¨ armeinrichtungen ausger¨ ustet, weshalb

Literatur

297

der Kaltstart kein allzu großes Problem darstellt. Bez¨ uglich der Auslegungsanforderungen sei auf die Richtlinie TRD 401 [4] verwiesen.

Literatur 1. Kelp, F.: Zur optimalen Bemessung von W¨ armetauschern. BWK 19, 23–27 (1967) 2. Mitterecker, E., Kallenberg, H.: Speisewasservorw¨ armanlagen großer Dampfkraftwerke. BWK 37, 388–396 (1985) 3. Burchhardt, U., Laux, C.H., Eichhorn, G.: Neue Gr¨ oßenordnung von Speisepumpen in den 800 MW-Braunkohlebl¨ ocken der VEAG. VGB Kraftwerkstechnik 74, 469–478 (1994) 4. Technische Regeln f¨ ur Dampfkessel. TRD 401: Ausr¨ ustungen f¨ ur Dampferzeuger. Carl Heymanns, K¨ oln 1979

11 Rauchgasreinigung

11.1 Einleitung Die fossilen Brennstoﬀe enthalten neben Kohlenstoﬀ und Wasserstoﬀ u.a. auch mineralische Verunreinigungen, an die ihrerseits Schwefel und Stickstoﬀ gebunden sind. Bei der Verbrennung fossiler Brennstoﬀe werden daher auch Luftschadstoﬀe gebildet, die wegen ihrer erwiesenen Umweltsch¨adlichkeit entfernt werden m¨ ussen: • Die inerten Bestandteile der Brennstoﬀe treten als St¨aube auf. Großen Feuerungsanlagen sind daher immer Einrichtungen zur Staubabscheidung nachgeschaltet. • Die Schwefelverbindungen verbrennen unter Bildung von Schwefeldioxid (SO2 ). Die Kraftwerke werden deshalb mit Rauchgasentschwefelungsanlagen (REA) ausger¨ ustet. • Die Stickstoﬀverbindungen in der Kohle sowie der Stickstoﬀ der Verbrennungsluft werden unter den bei der Verbrennung vorliegenden Bedingungen teilweise in Stickoxid umgewandelt. In zunehmendem Maße werden Kraftwerke deshalb auch mit Anlagen zur Stickoxidminderung (DeNOxAnlagen) ausger¨ ustet. Die Rauchgase aus Kraftwerken werden demnach entstaubt, entschwefelt und entstickt.

11.2 Entstaubung 11.2.1 Kennzeichnung des Flugstaubes Unter Flugstaub versteht man die in den Rauchgasen enthaltenen bzw. aus diesen abgeschiedenen festen Bestandteile. Diese setzen sich aus nichtbrennbaren (Flugasche) und brennbaren Bestandteilen (Flugkoks) des Brennstoﬀes zusammen.

300

11 Rauchgasreinigung

Flugstaub besteht aus sehr unterschiedlichen Korngr¨oßen, davon sind die groben Teilchen meist die brennbaren Bestandteile. Auch die groben Teilchen sind aber schon so fein, daß eine Bestimmung der Korngr¨oße mittels Siebung wie bei Kohlenstaub nicht mehr m¨ oglich ist. Das gebr¨auchlichste Verfahren zur Ermittlung der Korngr¨ oßenverteilung ist die Windsichtung. Dabei wird in einem senkrechten Glasrohr eine Luftstr¨ omung eingestellt, die alle Teilchen unterhalb einer bestimmten Korngr¨ oße bzw. eines bestimmten Gewichts austr¨ agt. Die gr¨ oßeren K¨ orner bleiben als R¨ uckstand zur¨ uck. Zur Orientierung sind in Tabelle 11.1 Mittelwerte f¨ ur die Korngr¨oßenverteilung von steinkohlegefeuerten Anlagen aufgef¨ uhrt. Tabelle 11.1. Korngr¨ oßenverteilung von Flugstaub in Massen-% Korngr¨ oße [µm]

Staubfeuerungen

Rost- bzw. Wirbelschichtfeuerungen

<1 < 10 < 20 < 50 < 100

8 40 60 85 98

2 10 30 50 80

Im Zusammenhang mit Entstaubungsanlagen spricht man vom Rohgasstaub, dem Reingasstaub und dem abgeschiedenen Staub. Unter dem Entstaubungsgrad versteht man das Verh¨ altnis zwischen abgeschiedenem Staub und Rohgasstaub. Dieses Verh¨ altnis wird auch als Abscheidegrad oder einfach als Wirkungsgrad bezeichnet. 11.2.2 Entstaubungssysteme Zur Einhaltung der zul¨ assigen Staubgehalte in den Rauchgasen werden je nach Feuerungssystem und den Brennstoﬀeigenschaften mechanische oder elektrische Staubabscheider eingesetzt. Mechanische Abscheider machen sich die Fliehkraft oder die ﬁlternde Wirkung von Stoﬀen zu nutze, elektrische Entstauber nutzen die Kraftwirkung elektrischer Felder [1]. Die mit diesen Verfahren erreichbaren Abscheidegrade sind in Tabelle 11.2 zusammengestellt. 11.2.2.1 Fliehkraftentstauber Fliehkraftentstauber sind auch unter den Namen Zyklonabscheider oder Zentrifugalabscheider bekannt. In der meist angewandten Bauform wird durch tangentiale Anstr¨omung einer zylinderf¨ ormigen Abscheidekammer eine Drehstr¨ omung erzeugt. Dort werden die Staubteilchen von der Zentrifugalkraft nach außen getragen und fallen aufgrund der Erdschwere nach unten. Die Feststoﬀteilchen gelangen so in den Staubsammelbeh¨alter; das gereinigte Rauchgas verl¨ aßt den Zyklon durch ein mittig angeordnetes Rohr, vgl. Abb. 11.1.

11.2 Entstaubung

301

Tabelle 11.2. Erreichbare Emissionsgrenzwerte verschiedener Entstaubungsverfahren Verfahren

Abscheidegrad [%]

Staubbeladung [mg/m3 ]

Zyklon Elektroﬁlter

> 99a > 99,5b > 90c > 99,5d

< 150 < 30

Gewebeﬁlter

< 10–20

a

F¨ ur d > 20 µm. F¨ ur d > 10 µm. c F¨ ur d > 5 µm. d Auch bei feinsten St¨ auben.

b

A B

E

C

A B C D E F

Reingasaustritt Tauchrohr Stromlinien Staubfallraum Rohgaseintritt Staubabzug

D

F E

Abbildung 11.1. Prinzipieller Aufbau eines Zyklonabscheiders

Es ist klar, daß ein Zyklonabscheider bei hohen Str¨omungsgeschwindigkeiten und damit großen Zentrifugalkr¨ aften am besten arbeitet. Bei hohen ¨ Geschwindigkeiten sind aber auch die Str¨ omungsverluste groß. Ublicherweise werden Zyklonabscheider derart ausgelegt, daß sich ein mittlerer Druckabfall von 600–900 Pa einstellt. Dies entspricht einem Kraftbedarf von 0,17– 0,25 kWh pro 1 000 m3 Rauchgas. Bei ausgef¨ uhrten Anlagen wird statt eines großen Zyklons eine Vielzahl von Zyklonen mit kleinem Durchmesser parallel angeordnet. Die Einzelabscheider haben Durchmesser im Bereich zwischen 100 und 250 mm. Mit Zyklonabscheidern k¨ onnen die f¨ ur Großkraftwerke g¨ ultigen Emissionsgrenzwerte nicht eingehalten werden. Sie kommen deshalb nur noch f¨ ur Feuerungen mit kleinen Leistungen und einem relativ groben Flugstaub zur Anwendung, z.B. bei Rostfeuerungen.

302

11 Rauchgasreinigung

11.2.2.2 Gewebeﬁlter Diese Apparate werden in vielen Bereichen der Prozeßindustrie mit Erfolg eingesetzt. Die Gewebe werden dabei je nach Einsatztemperatur und Beschaﬀenheit der abzuscheidenden Partikel aus Baumwoll-, Kunststoﬀ- oder auch mineralischen Fasern hergestellt. Das staubhaltige Gas durchstr¨omt die Gewebe in einer Richtung, wobei der Staub beim Durchgang gr¨oßtenteils zur¨ uckbleibt. Er kann dann durch R¨ utteln oder durch Umkehren der Str¨omung mittels eines kurzzeitigen Druckstoßes von der Gewebeoberﬂ¨ache entfernt und zu einem Staubsammelbeh¨alter gef¨ uhrt werden. Die Asche der fossilen Brennstoﬀe besteht zu einem großen Teil aus Sand. Die feinsten Sandteilchen str¨ omen mit dem Gas durch die Gewebe und zerst¨ oren mit der Zeit durch ihre abrasive Wirkung die Gewebef¨aden. Um eine angemessene Lebensdauer zu erreichen, muß deshalb die mittlere Gasgeschwindigkeit gering sein. Bei Gewebeﬁltern hinter kohlegefeuerten Kesseln werden Geschwindigkeiten im Bereich von 0,005–0,01 m/s gew¨ahlt. Um die aus der geringen Geschwindigkeit resultierenden großen Filterﬂ¨achen unterzubringen, werden Gewebeﬁlter bei Kraftwerken meist als Schlauchﬁlter ausgef¨ uhrt. Diese Entstauber bestehen aus einer großen Zahl von parallel durchstr¨omten Schl¨ auchen. Bei einem Filter f¨ ur ein 750 MW-Kraftwerk werden ca. 15 000 Schl¨ auche ben¨ otigt. Eine Anordnungsm¨ oglichkeit ist in Abb. 11.2 dargestellt. Druckluft Druckluftlanze zur Abreinigung Reingasaustritt Gewebeschlauch

Abreinigung eines Einzelelementes

Rohgaseintritt

Staubaustrag

Abbildung 11.2. Aufbau eines Gewebeﬁlters. Die Abreinigung erfolgt durch Str¨ omungsumkehr mittels eines Druckluftstoßes (JetPuls-Filter)

Der Vorteil der Gewebeﬁlter liegt in ihrem hohen Abscheidegrad. Der Fraktionsabscheidegrad f¨ ur kleine Teilchen zwischen 2 und 5 µm liegt typischerweise bei u ¨ber 99,5%, wobei der Reingasstaubgehalt fast unabh¨angig von der Staubbeladung des Rohgases ist.

11.2 Entstaubung

303

Nachteilig ist der Druckabfall, der aus dem Str¨omungswiderstand des Ge¨ webes und der auf diesem abgelagerten Staubschicht resultiert. Ublicherweise liegt der Druckabfall im Bereich zwischen 800 und 1500 Pa, was einem Kraftbedarf von 0,22–0,41 kWh pro 1 000 m3 Rauchgas entspricht. Ein weiterer Nachteil der Gewebeﬁlter ist ihre Empﬁndlichkeit gegen Feuchtigkeit. Da bei jedem Anfahrvorgang der Rauchgastaupunkt durchfahren wird, sind Gewebeﬁlter f¨ ur Anlagen, die mit t¨ aglichen An- und Abfahren im Mittellastbereich operieren, nicht geeignet. 11.2.2.3 Elektroﬁlter Beim Elektroﬁlter erfolgt die Abscheidung durch Einwirkung eines elektrischen Feldes. Wesentliche Bestandteile eines solchen Filters sind ﬂ¨achenf¨ormige, meist in Gassen angeordnete, geerdete Niederschlagselektroden und dazwischen aufgespannte drahtf¨ ormige Spr¨ uhelektroden. Zwischen beiden Arten von Elektroden wird eine Gleichspannung von 40–100 kV angelegt. Die Spannung wird so hoch gew¨ ahlt, daß an den Spr¨ uhelektroden, dort hat das elektrische Feld maximale St¨ arke, eine Koronaentladung entsteht. Die freiwerdenden Elektronen wandern entlang der Feldlinien zu den Niederschlagselektroden. Diese Elektronen lagern sich teilweise an Staubpartikel an. Auf die so aufgeladenen Staubpartikel wirkt dann die Coulombkraft, die sie zur Niederschlagselektrode bewegt, vgl. Abb. 11.3. Die dort angesammelten Teilchen k¨onnen durch R¨ utteln abgereinigt werden und fallen in den Staubbeh¨alter. Sprühelektroden Reingasaustritt Feldlinien Teilchenbahn

Rohgaseintritt

Niederschlagselektroden ( geerdet )

Gewichte

Abbildung 11.3. Schematische Darstellung eines Elektroﬁlters

Damit ein Teilchen abgeschieden wird, muß es ausreichend viele Elekronen einfangen. Die Wahrscheinlichkeit eines solchen Einfangprozesses ist aber

304

11 Rauchgasreinigung

proportional zum Teilchendurchmesser. F¨ ur die feinen Kornfraktionen werden deshalb in einem Elektroﬁlter nur geringe Abscheidegrade erreicht. Der Abscheidegrad f eines Elektroﬁlters h¨ angt von der Migrationsgeschwindigkeit w ab, mit der sich ein Staubpartikel im elektrischen Feld zwischen den Elektroden bewegt. Zwischen den Gr¨ oßen f und w besteht in guter N¨aherung der empirische Zusammenhang f = 1 − exp (−0,2 k w) .

(11.1)

Hier ist w die eﬀektive Migrationsgeschwindigkeit der Staubteilchen in m/s und k das Verh¨ altnis aus Elektrodenﬂ¨ ache AEl und dem Volumenstrom des ˙ Rauchgases VRG im Filter: k=

AEl . V˙

(11.2)

RG

Der Faktor k wird auch als speziﬁsche Kollektoroberﬂ¨ ache bezeichnet. Bei ausgef¨ uhrten Anlagen liegt die Rauchgasgeschwindigkeit im Elektroﬁlter im Bereich von 1,0–1,8 m/s. Die Migrationsgeschwindigkeit w hat Werte zwischen 8 und 20 cm/s. Beispiel 11.1. F¨ ur einen Steinkohleblock mit einem Rauchgasvolumenstrom von ache und 2,22 · 106 Nm3 /h und einer Abgastemperatur von 120◦ C soll die Kollektorﬂ¨ der Filterquerschnitt des Elektroﬁlters abgesch¨ atzt werden. Die Rauchgasgeschwindigkeit ist mit 1,5 m/s und die Migrationsgeschwindigkeit mit 16 cm/s anzunehmen. Der Abscheidegrad des Filters soll 99% betragen. Wie ¨ andert sich die Elektrodenﬂ¨ ache bei einer Erh¨ ohung des Abscheidegrades auf 99,5%? L¨ osung. Aus (11.1) und (11.2) sowie dem idealen Gasgesetz folgt V˙ T T 1 AEl = V˙RG k = RG ln ≈ 128 000 m2 . T0 0,2 w T0 1−f Der Filterquerschnitt errechnet sich mit der Rauchgasgeschwindigkeit vRG zu AQ =

V˙RG T ≈ 592 m2 . vRG T0

Gew¨ ahlt werden vier parallel liegende Filter mit einer H¨ ohe von 12 m und einer Breite von 12,5 m. Bei einem Plattenabstand der Elektroden von 0,3 m sind pro Einheit 40 Elektrodengassen mit einer L¨ ange von jeweils 33,5 m vorzusehen. Soll der Abscheidegrad auf 99,5% gesteigert werden, muß die Elektrodenoberﬂ¨ ache um ∆AEl = 15% vergr¨ oßert werden.

11.3 Entschwefelung Zur SO2 -Entfernung aus den Rauchgasen wird bevorzugt eine chemische Umsetzung mit Alkali- oder Erdalkalikarbonaten, -oxiden oder -hydroxiden unter

11.3 Entschwefelung

305

Bildung von entsprechenden Sulﬁten und Sulfaten angewandt. Die Umsetzung des SO2 mit dem Absoptionsmittel l¨ aßt sich trocken als Gas/Feststoﬀreaktion oder naß in einer w¨ assrigen L¨ osung als Ionenreaktion durchf¨ uhren. Die trockene Reaktion hat den Vorteil einer einfachen verfahrenstechnischen Umsetzung – das Rauchgas muß dazu z.B. nicht abgek¨ uhlt werden. Es wurden daher große Anstrengungen unternommen, die trockene Umsetzung großtechnisch auszuf¨ uhren. Alle diese Bem¨ uhungen scheiterten schließlich am Reaktionsmechanismus. Dieser Mechanismus l¨ aßt sich im Prinzip durch ein Schale/Kern-Modell darstellen, bei dem die Umsetzung des SO2 sich von der Oberﬂ¨ ache des absorbierenden Feststoﬀteilchens in Form einer Reaktionsfront ins Innere fortbewegt. Daraus folgt, daß kleine Korngr¨oßen und große Diﬀerenzgeschwindigkeiten zwischen Gasphase und Feststoﬀteilchen zu einer Erh¨ohung des Umsatzgrades beitragen. Ein wesentlicher Parameter f¨ ur den Umsatz ist die Temperatur. Ein Maximum f¨ ur die Umsatzgeschwindigkeit stellt sich experimentell bei 800 bis 900◦ C ein. Einen großen Einﬂuß hat ferner die chemische und physikalische Beschaﬀenheit des Feststoﬀes: So nimmt z.B. die Reaktivit¨ at in der Reihenfolge CaO, CaCO3 und Ca(OH)2 zu. Trotz dieser ¨ Kenntnisse ist es selbst bei zwei- bis dreifach st¨ochiometrischen Ubersch¨ ussen an Calcium nur bei Wirbelschichtfeuerungen gelungen, ausreichend hohe Entschwefelungsgrade zu erreichen. Wesentlich h¨ ohere Entschwefelungsgrade werden erreicht, wenn eine w¨assuhltes Rauchgas gespr¨ uht rige Ca(OH)2 -Suspension in auf 90–120◦ C abgek¨ wird und die Absorption des SO2 an dem sich im Trocknungszustand beﬁndlichen Hydroxid erfolgt. Bei diesem Verfahren der Spr¨ uhabsorption kann bei ¨ einem ca. 1,5-fachen st¨ ochiometrischen Uberschuß ein Entschwefelungsgrad von 90–95% erreicht werden. Der Verfahrensablauf ist einfach: Das Rauchgas gelangt u ¨ber eine Vorentstaubung, meist ein Elektroﬁlter, in den Reaktor, in dem die Absorbersuspension mittels D¨ usen mit Tropfendurchmessern von ca. 100 µm zerst¨ aubt wird. Im Wechselspiel l¨ ost sich SO2 in den Tropfen und reagiert mit dem Ca(OH)2 zu CaSO3 , w¨ ahrend Wasser verdampft. In einem nachgeschalteten Gewebeﬁlter wird Staub abgeschieden, der aus Flugstaubresten, Calciumsulﬁt, Calciumsulfat und nicht umgesetztem Calciumhydroxid besteht. Der Grund f¨ ur den gegen¨ uber dem trockenen Einblasen des CaCO3 h¨ oheren Entschwefelungsgrad liegt wohl darin, daß das verdampfende Wasser die Ausbildung einer undurchl¨ assigen Sulﬁt/Sulfatschicht am Kornrand bei der Reaktion des SO2 mit dem Calzium verhindert. Ein Teil des Umsatzes erfolgt noch in dem Filterkuchen des Gewebestaubﬁlters, der zur Abscheidung ¨ des im Uberschuß vorhandenen Calziumhydroxids und des Prim¨arprodukts dem Spr¨ uhturm nachgeschaltet ist. In den Anwendungen haben sich die Waschverfahren mit Gips als Endprodukt als am kosteng¨ unstigsten erwiesen. In der w¨assrigen Phase l¨auft die Umsetzung des SO2 als Ionenreaktion schnell ab. Bei einer geschickten Reaktionsf¨ uhrung l¨ aßt sich daher im Gegensatz zur trockenen Reaktionsweise und zur Spr¨ uhabsorption die eingesetzte Ca-Verbindung quantitativ umsetzen und durch Oxidation mit in die w¨ assrige Phase eingeblasener Luft in ca. 99%-igen

306

11 Rauchgasreinigung

Gips (CaSO4 · 2 H2 O) umwandeln. Das Prinzip eines einstuﬁgen Waschverfahrens mit Gips als Endprodukt ist in Abb. 11.4 dargestellt. Hauptkomponente f¨ ur die Umsetzung des Verfahrens ist der Absorberturm. In diesem wird das zu reinigende Rauchgas, das Waschwasser, die Kalksuspension und Luft eingebracht. Das Waschwasser wird u ¨ber den ganzen Absorberturm im Kreislauf gefahren. Reingas

Gavo

Hydrozyklon

Waschturm Wasser

Rohgas

Tropfenabscheider

Zentrifuge Luft Kalksteinsuspension

CaCo 3 Ca(HSO3)2 CaSO4 2H2O

Vorlage

Gibs Abwasser

Abbildung 11.4. Prinzipschema eines einstuﬁgen Kalkwaschverfahrens

Das im Rauchgas enthaltene SO2 l¨ ost sich im Wasser und reagiert vorzugsweise unter Bildung von H+ -Ionen: 2− + SO2 + H2 O H+ + HSO− 3 2 H + SO3 .

(11.3)

Die L¨ osung wird also sauer. Die zur weiteren Absorption von SO2 notwendige Verschiebung des Gleichgewichts der vorstehenden Reaktion nach rechts uhrung von l¨ aßt sich durch Zugabe von OH− -Ionen erreichen, die durch Einf¨ ost sich dabei gem¨aß der nachstehenden ReCaCO3 entstehen. Das CaCO3 l¨ aktion CaCO3 Ca2+ + CO2− 3

(11.4)

und − − − CO2− 3 + H2 O OH + HCO3 −→ 2 OH + CO2 ↑ 2+

CO2− 3

(11.5)

unter Bildung einer alkalischen L¨ osung in Ca und auf. Die eingeblaosung, wodurch der Kalkstein mehr sene Luft verdr¨ angt das CO2 aus der L¨ und mehr in L¨ osung geht. Weiter oxidiert die Luft bei ph-Werten um ca. 5 die 2− 2− aß im Wasser gel¨ oste HSO− 3 - und SO3 -Ionen zu SO4 , so daß im Sumpf gem¨

11.3 Entschwefelung 2+ SO2− + 2 H2 O −→ CaSO4 · 2 H2 O ↓ 4 + Ca

307

(11.6)

Gips ausf¨ allt. Im allgemeinen ist dieser Gips von hoher Reinheit und grobkristalliner Struktur, so daß er sich leicht entw¨ assern l¨aßt. Im Sumpf des Absorberturms werden ferner die im Rauchgas kohlegefeuerter Anlagen pr¨asenten Halogenverbindungen HF und HCl als CaF2 und CaCl2 gebunden. Neben der Kalkw¨ asche wurden noch weitere Verfahren z.B. zur Gewinnung von SO2 -Reichgas und auch noch solche mit anderen Endprodukten entwickelt. Angewandt wird bereits die Umsetzung des SO2 mit dem Rauchgas zugegebenem Ammoniak zu Ammonsulﬁt das oxidativ in das D¨ ungemittel Ammonsulfat umgewandelt wird, vgl. [2] und [3]. Beispiel 11.2. Der 815,8 kg/s betragende Rauchgasstrom eines steinkohlegefeuerten 750 MW-Kraftwerks soll in einer Naßw¨ asche mit Kalkmilch (CaCO3 ) zu 95% entschwefelt werden. Es wird ein Brennstoﬀmassenstrom von 63,7 kg/s zugef¨ uhrt, der einen auf den feuchten Brennstoﬀ bezogenen Massenanteil Schwefel γS = 0,0066 enth¨ alt. Die Molmassen der einzelnen Stoﬀe sind Tabellenwerken [4] zu entnehmen: = 32 kg/kmol,

MCaCO = 100 kg/kmol,

MSO = 64 kg/kmol,

MCaSO = 154 kg/kmol.

MS

3

2

MH

2O

= 18 kg/kmol,

4

a) Welcher Mengenstrom an CaCO3 ist daf¨ ur erforderlich? b) Wieviel Gips entsteht? c) Wie hoch ist der Restgehalt an SO2 im Rauchgas? L¨ osung. Die Oxidation des Schwefels verl¨ auft nach der Reaktionsgleichung S + O2 −→ SO2 . Es entstehen somit m ˙ SO = 2

MSO

2

MS

γS m ˙ B = 0,84 kg/s SO2 = 3,02 t/h SO2 .

auft nach den Teilreaktionen a) Die Entschwefelung mit CaCO3 verl¨ CaCO3 + H2 O −→ Ca(OH)2 + CO2 , 1 SO2 + O2 −→ SO3 , 2 Ca(OH)2 + SO3 + H2 O −→ CaSO4 · 2 H2 O , weshalb die Bruttoreaktionsgleichung 1 O2 + 2 H2 O −→ CaSO4 · 2 H2 O + CO2 2

CaCO3 + SO2 +

lautet. F¨ ur eine 95%-ige Entschwefelung sind 2,87 t/h SO2 aus dem Rauchgas otigte zu entfernen. Die zur Bindung des vorgegebenen SO2 -Massenstroms ben¨ Menge an Kalk betr¨ agt m ˙ CaCO = 3

MCaCO MSO

2

3

0,95 m ˙ SO = 1,25 kg/s = 4,49 t/h. 2

308

11 Rauchgasreinigung

b) Die bei der Entschwefelung entstehende Gipsmenge bel¨ auft sich wegen MCaSO

4 ·2 H2 O

= MCaSO + 2 MH

2O

4

= 172 kg/kmol

auf m ˙ CaSO

4 ·2 H2 O

=

MCaSO

4 ·2 H2 O

MSO

0,95 m ˙ SO = 2,146 kg/s = 7,73 t/h. 2

2

c) Im Rauchgas verbleiben 5% des urspr¨ unglichen Gehaltes an SO2 : m ˙ SO

2 ,RG

= 0,05 m ˙ SO = 0,042 kg SO2 /s = 0,15 t SO2 /h. 2

Daraus folgt aus dem angegebenen Rauchgasstrom von der speziﬁsche Gehalt xSO = 2

m ˙ SO

2 ,RG

m ˙ RG

= 52 ppm.

11.4 Stickoxidreduktion Das NOx in den Rauchgasen besteht zu ca. 95% aus dem wasserunl¨oslichen NO. Aus diesem Grund ist der Einsatz von Waschverfahren nur beschr¨ankt m¨ oglich. Bei den großtechnisch eingesetzten Verfahren wird das NOx mit NH3 (Ammoniak) zu Wasser und Stickstoﬀ umgesetzt. Bei Temperaturen zwischen ¨ mit hohen Umsatz950 und 1 050◦ C kann diese Reaktion bei NH3 -Uberschuß graden durchgef¨ uhrt werden. Da die Temperaturverteilung in der Brennkammer von zahlreichen Parametern, z.B. der Kessellast, dem Verschmutzungszustand des Feuerraums, dem Luft¨ uberschuß etc. abh¨angt, ist es bisher nicht gelungen, diesen nichtkatalytischen selektive Reduktionsprozeß bei vertret¨ ¨ anzuwenden. Zur Verminderung des NH3 -Uberschusbarem NH3 -Uberschuß ses sind katalytische Verfahren entwickelt worden, die eine Rauchgastemperatur im Bereich zwischen 320 und 400◦ C voraussetzen. Die Katalysatoren f¨ ur diese SCR-Prozesse (Selective Catalytic Reduction) enthalten als Hauptkomponente Titandioxid mit geringen Zus¨ atzen aus Vanadium-, Wolframund Molybd¨ an-Verbindungen. In dem genannten Temperaturbereich sind bei ausgef¨ uhrten Anlagen Raumgeschwindigkeiten1 zwischen 500 und 2 500 h−1 u ur eine ¨blich. Die erforderlichen Katalysatorvolumina sind deshalb groß; f¨ 750 MW-Anlage ergibt sich eine Gr¨ oßenordnung von 1 000 m3 . Der Reaktionsablauf erfolgt nach der Gleichung 4 NH3 + 4 NO + O2 −→ 4 N2 + 6 H2 O .

(11.7)

Das nicht im SCR-Katalysator umgesetzte NH3 wird großteils vom Flugstaub absorbiert, was zu einer Geruchsbel¨ astigung bei dessen Weiterverwendung onnen in der Rauchgasw¨asche die Gipsf¨ uhren kann. Letzte Reste von NH3 k¨ kristallisation beeinﬂussen. Aus den genannten Gr¨ unden wird der Anteil des 1

Die Raumgeschwindigkeit ist das Verh¨ altnis des Rauchgasvolumens zum Volumen des Katalysators (Kehrwert der Verweilzeit).

11.4 Stickoxidreduktion

309

NH3 hinter dem SCR-Katalysator, der Schlupf, auf 5 ppm beschr¨ankt. Der Anstieg des Schlupfs bestimmt die Standzeit der Katalysatoren; bei kohlegefeuerten Anlagen kann im Mittel mit 20 000 Stunden gerechnet werden. Bei Neuanlagen mit Kohlenstaubfeuerung wird der SCR-Reaktor zwischen Dampferzeuger und Luftvorw¨ armer angeordnet, vgl. Abb. 11.5.

Entschwefelungsanlage Ammoniak

Wasser

DeNOxReaktor E-Filter

Luvo

Kalkstein

Schlacke Kohle Frischluft

Asche

Gips

Abbildung 11.5. Bevorzugte Anordnung von DeNOx-Reaktor, Elektroﬁlter und Entschwefelungsanlage

Beispiel 11.3. F¨ ur einen Steinkohleblock soll der Ammoniakbedarf f¨ ur die Reduzierung der NOx -Emission von 800 mg/Nm3 auf 150 mg/Nm3 abgesch¨ atzt werden. Dabei kann der Einfachheit halber mit NO stellvertretend f¨ ur NOx gerechnet werden. Die Molmasse von NH3 betr¨ agt 17 kg/kmol, die von NO 30 kg/kmol. Der Rauchgasvolumenstrom ist mit 2,22 · 106 Nm3 /h anzusetzen. L¨ osung. Es sind 650 mg NOx /Nm3 aus dem Rauchgas zu entfernen. Das bedeutet bei einem Rauchgasvolumenstrom von 2,22 Mio. Normkubikmeter pro Stunde einen NO-Massenstrom von 1 443 kg/h. NO wird dabei gem¨ aß NO + NH3 +

1 3 O2 −→ N2 + H2 O 4 2

reduziert. Demnach ist pro Mol NO ein Mol NH3 zuzugeben, weshalb der Massenstrom an Ammoniak m ˙ NH = 3

betr¨ agt.

MNH

3

MNO

m ˙ NO = 818 kg/h

310

11 Rauchgasreinigung

11.5 Entsorgung der Ru ande ¨ ckst¨ Der Flugstaub und der Rauchgasgips werden in der Bundesrepublik fast vollst¨ andig in der Bauindustrie weiterverwendet. F¨ ur die Reinigung des Abwassers aus den Entschwefelungsanlagen bestehen in der Regel eigene Kl¨aranlagen, in denen das Abwasser soweit gereinigt wird, daß es f¨ ur den Kraftwerksprozeß weiterverwendet werden kann. Als R¨ uckstand bleibt der Filterkuchen zur¨ uck, das ist der gepreßte Schlamm aus der Kl¨aranlage. Bei einer 750 MWAnlage sind dies etwa 30 t pro Woche. Die verbrauchten SCR-Katalysatoren werden von den Herstellern zur¨ uckgenommen und weiterverwertet, so daß nur ein geringer Massenanteil deponiert werden muß.

11.6 Fazit Die kohlegefeuerten Kraftwerke sind durch die Einrichtungen zur Reinigung der Rauchgase umweltfreudlicher geworden. Die durch den Betrieb eines modernen Kohlekraftwerks bewirkten Immissionen an Staub und Schadgasen sind durch diese Maßnahmen so gering geworden, daß sie meßtechnisch praktisch nicht mehr erfaßbar sind; auch die errechenbaren Immissionen betragen in der Regel nur noch weniger als ein Prozent der zul¨assigen Werte. Neben den Maßnahmen im Bereich der Luftreinhaltung d¨ urfen die Anstrengungen f¨ ur den Gew¨ asserschutz und den Schallschutz, die in diesem Buch nicht behandelt werden, nicht vergessen werden, f¨ ur beide Emissionsarten bestehen ebenfalls Vorgaben des Gesetzgebers in Form des Wasserhaushaltsgesetzes und der Gewerbeordnung. Bei einem mit allen Einrichtungen f¨ ur den Umweltschutz nach dem Stand der Technik ausger¨ usteten Kraftwerk betr¨ agt der Investitionsbedarf f¨ ur den Umweltschutz rund 30% der Gesamtinvestition.

Literatur 1. Weber, E., Brocke, W.: Apparate und Verfahren zur industriellen Rauchgasreinigung. Oldenbourg, M¨ unchen 1973 2. Atzger, J., Bechthold, H., Fork, B. et. al.: Verfahren zur Rauchgasentschwefelung. In: Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 4. Ausgabe. Vulkan, Essen 1983, 722–736 3. J¨ untgen, H., Richter, E.: Rauchgasreinigung in Großfeuerungsanlagen: Grundlagen und technische Anwendung von kommerziellen Verfahren. BWK 37, Dokumentation Rauchgasreinigung, 8–20 (1985) 4. Landolt, H., B¨ ornstein, R.: Numerical data and functional relationships in science and technology. Springer, Berlin Heidelberg New York 1992

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

12.1 Einleitung Das Verbundnetz f¨ ur elektrische Energie verkn¨ upft Stromerzeuger und Verbraucher. Da elektrische Energie im selben Moment, in dem sie in das Netz eingespeist wird, verbraucht werden muß, ist ein selbstt¨atiges Zusammenwirken von Erzeugern und Verbrauchern erforderlich. Beispielsweise verursacht eine Zunahme des Verbrauchs zun¨ achst eine Abnahme in der Netzfrequenz, in deren Folge der Energiebezug einzelner Verbraucher abnimmt. Um die entstandene Abweichung wieder r¨ uckg¨ angig zu machen, ver¨andert die Frequenzund Leistungsregelung den Sollwert der Erzeugung, der dann die Ist-Erzeugung folgt, vgl. auch Abschn. 1.6. Hieraus folgt, daß die kennzeichnende Zustandsgr¨oße f¨ ur ein elektrisches Netz die Frequenz ist. Durch Halten der Frequenz auf ihrem Sollwert kann sichergestellt werden, daß innerhalb des Gesamtnetzes die erzeugte Leistung mit der bei dieser Frequenz geforderten Leistung weitgehend u ¨bereinstimmt. Das Zusammenspiel zwischen Erzeugern und Verbrauchern ist in Abb. 12.1 schematisch dargestellt. Die Anpassung der Erzeugung an den Verbrauch durch die Netzfrequenzregelung nennt man Prim¨ arregelung. Das Netz verbindet eine Anzahl von Erzeugern mit vielen Verbrauchern, so daß sich die einzelnen Verbraucher nicht mehr bestimmten Erzeugungseinheiten zuordnen lassen. Dieser Parallelbetrieb mehrerer Bl¨ ocke erlaubt Blockfahrweisen, die nach wirtschaftlichen Gesichtspunkten gestaltet werden k¨ onnen. Die Einhaltung dieser Fahrpl¨ane wird mit der Sekund¨ arregelung erreicht. Eigeninteresse der Erzeuger ist es, mit konstanter Last zu fahren; die Verbraucher auf der anderen Seite m¨ochten bei konstanter Frequenz alle ihre Leistungsanforderungen decken. Um das Eigeninteresse der Verbraucher vollst¨ andig zu erf¨ ullen, w¨are eine verz¨ogerungsfreie Leistungsbereitstellung seitens der Erzeuger zu erzwingen. Dies ist im Prinzip ¨ durch eine entsprechend scharfe Einstellung der Oﬀnungsregelung des Turbinenventils m¨ oglich.

312

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

St¨ orungen durch Lastanforderungen der Einzelverbraucher

????????

Dynamik des Stromverbrauchs

?

Ist-Frequenz ∼

∼ Soll-Frequenz

6

? ?

Frequenz- und Leistungsregelung

Verbundnetz

6

6

Ist-Leistung G

G Soll-Leistung

6 Dynamik der Stromerzeugung

Abbildung 12.1. Blockschema der Verkn¨ upfung zwischen Verbraucher und Erzeuger durch das Verbundnetz

Jede Ver¨ anderung der Last bringt aber Druck- und Temperaturst¨orungen in das System Kessel-Turbine. Dadurch werden zus¨atzliche W¨armespannungen in den thermisch hochbeanspruchten, dickwandigen Bauteilen dieser Komponenten induziert, die zu einem zus¨ atzlichen Lebensdauerverbrauch f¨ uhren. Im Interesse der Schonung ihrer Anlagen ist es f¨ ur die Erzeuger daher nicht opportun, den W¨ unschen der Verbraucher uneingeschr¨ankt nachzukommen. Es ist vielmehr notwendig, die aus der Dynamik der Leistungsanforderung herr¨ uhrenden Belastungen auf alle Systempartner zu verteilen. Es stellt sich somit die Frage, welche und wieviele Last¨anderungen im Hinblick auf kritische Bauteile von Kessel und Turbine zul¨assig sind bzw. welche Verz¨ ogerung der Energiebereitstellung vom Standpunkt des Erzeugers gesehen erforderlich und vom Verbraucher aus gesehen vertretbar ist. Beide Fragen k¨ onnen durch eine Simulation des Systemverhaltens beantwortet werden. Bei der Simulation wird ein existierendes oder ein hypothetisches System durch ein mathematisches Modell abgebildet. Durch zielgerichtete Simulationsexperimente werden unter Ausnutzung der jeweils w¨ahrend des Experimentierens gewonnenen Informationen die Modellparameter so ver¨andert, daß ein vorher festgelegtes Ziel erreicht wird. Die mit dem Modell erhaltenen Ergebnisse werden als Aussagen u ¨ber das System interpretiert. Das dynamische Verhalten des Systems Kraftwerk wird an sich durch komplizierte, nichtlineare Zusammenh¨ ange beschrieben. Durch Linearisieren werden wir hier eine einfach zu handhabende N¨ aherungstheorie herleiten, mit der das Verhalten des Systems u ¨bersichtlich zu beschreiben ist, vgl. [1].

12.2 Modellbildung

313

12.2 Modellbildung 12.2.1 Allgemeines F¨ ur die Modellbildung gehen wir zun¨ achst von einem Prozeß ohne Zwischen¨ uberhitzung aus. Um ein anschauliches Bild der Vorg¨ange zu erhalten, untersuchen wir zun¨ achst den Kessel allein, anschließend den Kessel und die Turbogruppe. Aufgabe der Modelle ist es, Kriterien f¨ ur die Eignung verschiedener Dampferzeugersysteme f¨ ur die unterschiedlichen Einsatzzwecke zu erhalten. Weiter werden diese Modelle dazu verwendet, ein Verbundsystem bestehend aus Dampferzeuger, Turbogruppe, elektrischem Netz und evt. einer Fernw¨ armeversorgung zu simulieren. Der einfache Kraftwerksprozeß ist gekennzeichnet durch den Massenstrom des erzeugten Dampfes m ˙ D , den Druck p und die Temperatur ϑD des Dampfes am Kesselaustritt. Durch diese Variablen ist der Energiestrom am Eintritt in den Energiewandler Turbine“ festgelegt. Zur Erzeugung des Dampfstromes ” ist eine bestimmte Feuerleistung L f¨ ur den Kessel erforderlich. Unter den drei Variablen nimmt die Temperatur ϑD insofern eine Sonderstellung ein, als durch sie die ertragbaren Spannungen in den heißliegenden Bauteilen der Anlage begrenzt sind, da bei steigender Temperatur die zul¨assigen H¨ ochstspannungen rapide absinken, vgl. Abb. 7.34. Aus diesem internen Grund erfolgt der Betrieb unter der Randbedingung einer konstanten Frischdampftemperatur. Die Einhaltung dieser Randbedingung wird ebenso wie die Regelung des Speisewasser- und des Verbrennungsluftstromes der internen Kesselregelung zugeordnet, vgl. Abb. 12.6. Die Dynamik des Kraftwerksprozesses l¨ aßt sich in einen schnell verlaufenden Vorgang der Druck- und Durchﬂußdynamik und in eine langsamer ablaufende Temperaturdynamik unterteilen. Der Ertrag“ der Variablen Druck und ” Durchﬂuß ist vereinfachend gesprochen die MW-Produktion; der Ertrag“ der ” Temperaturdynamik ist dagegen die Sicherheit der Produktion. Dieser Aufteilung entsprechend wird der schnell ablaufende Vorgang der Druck- und Durchﬂußbildung im Dampferzeuger als externe Kesseldynamik bezeichnet und der langsamere Vorgang der Temperaturbildung als interne Kesseldynamik, vgl. Abb. 12.6. Durch die Erweiterung um das Durchﬂußverhalten der Turbine kann die externe Kesseldynamik zu einem Modell f¨ ur den Kraftwerksprozeß ausgebaut werden. 12.2.2 Inkompressible Str¨ omung durch ein w¨ armespeicherndes Rohr, κD -Theorie In stark vereinfachender Weise kann man einen Dampferzeuger als ein beheiztes Rohr abstrahieren, das vom w¨ armeaufnehmenden Arbeitsmittel durchstr¨ omt wird. Die Abstimmung zwischen Durchstr¨omung und Beheizung sowie der Enthalpie des Arbeitsmittels am Rohreintritt hat so zu erfolgen, daß die

314

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

Austrittstemperatur konstant ist. Abb. 12.2 zeigt ein Regelschema zur L¨osung dieser Aufgabe. Die Abweichung der Austrittstemperatur oder der Durchﬂußmenge vom Sollwert wird von geeigneten Meßger¨aten festgestellt und dem Regler zugef¨ uhrt, der gegebenenfalls eine Verstellung der Eintrittstemperatur veranlaßt. Zur Beurteilung der Dynamik des Systems ist die Abh¨angigkeit der Austrittstemperatur von allen in der Abb. 12.2 angegebenen St¨orgr¨oßen zu studieren [2], [3]. Sollwert

Regler Einspritzventil

Temperaturstörung J0 T

T Mengenstörung

Beheizungsstörung f0

Abbildung 12.2. Schema einer Dampftemperaturregelung mit Einspritzk¨ uhler

Die Aufgabe wird unter den folgenden Voraussetzungen gel¨ost: • • • •

Die Stoﬀwerte seien konstant, die Rohrgeometrie sei fest, das Arbeitsmittel sei inkompressibel, die L¨ ange des Rohres sei groß gegen den Durchmesser, weshalb die W¨armeleitung in Str¨omungsrichtung vernachl¨ assigt und quer dazu als unendlich gut angenommen werden kann.

Mit diesen Vereinfachungen kann untersucht werden, welche R¨ uckwirkung die Heizﬂ¨ achentemperatur auf die W¨ arme¨ ubertragung und damit die Austrittstemperatur des Arbeitsmittels hat. Dazu wird die Ein- bzw. Ausspeicherung von W¨ arme in bzw. aus dem Rohrmaterial ber¨ ucksichtigt. Unbeachtet bleibt zun¨ achst die Einspeicherung von Arbeitsmittel infolge der Kompressibilit¨at bzw. durch Phasen¨ anderungen im Verdampfer. Es werden folgende Bezeichnungen eingef¨ uhrt: Variable dimensionslose Darstellung Zeit t Ortskoordinate x Rohrwandtemperatur

τ = t/T mit T : Zeitkonstante, ξ = x/l mit l: Rohrl¨ange,

θt (x, t) = θs (x) + θ∗ (x, t)

θ =

θ∗ , θs − ϑs

12.2 Modellbildung

Arbeitsmitteltemperatur ϑt (x, t) = ϑs (x) + ϑ∗ (x, t)

ϑ =

ϑ∗ , θs − ϑs

f =

f∗ , fs

q =

q∗ , qs

w =

w∗ , ws

M=

M∗ . Ms

Beheizung ft (x, t) = fs (x) + f ∗ (x, t) W¨ armeﬂuß Rohr −→ Arbeitsmittel qt (t) = qs (x) + q ∗ (x, t) Geschwindigkeit des Arbeitsmittels wt (t) = ws + w∗ (t) Massenstrom des Arbeitsmittels Mt (t) = Ms + M ∗ (t)

315

Die mit ∗ gekennzeichnete Gr¨ oße ist jeweils die Diﬀerenz zwischen dem zeitabh¨ angigen oder transienten Wert (Index t) und dem station¨aren Wert (Index s) einer Variablen. Die Bezeichnungen M und ϑ werden der Einfachheit halber anstelle von m ˙ D und ϑD f¨ ur den Dampfmassenstrom bzw. die Dampftemperatur verwendet.

U · ·

·

· ϑt (t) qt (t)

·

· · AR

θt (t) x

· AD

x + ∆x

Abbildung 12.3. W¨ armespeicherndes Rohr

Dar¨ uber hinaus werden gem¨ aß Abb. 12.3 die geometrischen Gr¨oßen AR Querschnittsﬂ¨ ache des Rohres, AD freier Rohrquerschnitt, U Umfang des Rohres eingef¨ uhrt. Weiter bezeichnen: ρD ρR cpD cpR

Dichte des Arbeitsmediums, Dichte des Rohres, speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at des Arbeitsmediums, speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at des Rohres.

316

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

Damit lautet die Energiebilanz f¨ ur ein Rohrelement ∂θt = ft − qt U ∆x , ∂t die f¨ ur ein Arbeitsmittelelement entsprechend ρR AR ∆x cpR

∂ϑ ∂ϑ = qt U ∆x − ρD AD ∆x wt cpD t . ∂t ∂x Der W¨ armeﬂuß qt kann durch qt = α θt − ϑt ρD AD ∆x cpD

(12.1)

(12.2)

(12.3)

ausgedr¨ uckt werden; darin ist α die W¨ arme¨ ubergangszahl. Die Abh¨angigkeit der W¨ arme¨ ubergangszahl von der Geschwindigkeit kann bei konstanten Stoﬀwerten und fester Rohrgeometrie durch den Potenzansatz

m m wt w∗ w∗ α = αs ≈ αs 1 + ≈ αs 1 + m + ... (12.4) ws ws ws beschrieben werden. Mit (12.3) und (12.4) kann qt aus (12.1) und (12.2) eliminiert werden. Nach Einf¨ uhrung dimensionsloser Variablen folgt aus (12.1) und (12.2) ∂θ = f − θ + ϑ − mw ∂τ bzw. 1 ∂ϑ 1 ∂ϑ + = θ − ϑ + (m − 1) w . κD ∂ξ TS ∂τ

(12.5)

(12.6)

¨ F¨ ur die Ahnlichkeitsparameter κD und TS gilt l α Ul Tt ϑ − ϑ1 ws = s κD = = = 2 ρ A l c TD mD cpD ∆θ pD D D αs U l

(12.7)

bzw. ρR AR cpR m cp αs U T TS = R = = R R . ρD AD cpD TD mD cpD αs U

(12.8)

In (12.7) ist Tt die Durchlaufzeit des Arbeitsmittels durch das Rohr und TD eine charakteristische Zeit f¨ ur den Aufheizvorgang des Arbeitsmittels. Sie ist die Zeit, in der die Temperatur des Arbeitsmittels um 1 K ansteigt, wenn die Temperaturdiﬀerenz zur Rohrwand ebenfalls 1 K betr¨agt. mR ist die Masse des Rohres und mD die Masse des im Rohr enthaltenen Arbeitsmittels. altnis zwischen der Durchlaufzeit und einer Zeit, die Damit ist κD das Verh¨

12.2 Modellbildung

317

das Zeitverhalten der Temperatur des Arbeitsmittels charakterisiert. Aus der Energiebilanz der station¨ aren Str¨ omung des Arbeitsmediums kann κD auch durch das Verh¨ altnis der Temperaturdiﬀerenzen ausgedr¨ uckt werden, vgl. die linke Seite von (12.7). Dort ist (ϑ2 − ϑ1 ) die station¨are Temperaturerh¨ohung des Arbeitsmittels und ∆θ die mittlere Temperaturdiﬀerenz zwischen Arbeitsmittel und Rohrwand. Entsprechend steht TR in (12.8) f¨ ur das Zeitverhalten des Energiespeichers Rohrwand. TS ist dann das Verh¨altnis zwischen dem W¨ armeinhalt der Rohrwand und des im Rohr beﬁndlichen Arbeitsmittels. Die linearen partiellen Diﬀerentialgleichungen (12.5) und (12.6) k¨onnen unter Annahme von geeigneten Anfangsbedingungen gel¨ost werden. Setzt man als Anfangsbedingung einen Einheitssprung von ϑ, w oder f voraus, k¨onnen die Gleichungen z.B. mit der Methode der Laplace-Transformation integriert werden. Dabei werden die Zeitfunktionen in frequenzabh¨angige Funktionen einer komplexen Variablen s u uhrt. Wegen der relativ komplizierten Struk¨berf¨ tur der Gleichungen ergeben sich technische Schwierigkeiten bei der R¨ ucktransformation, so daß ein Bedarf f¨ ur N¨ aherungsl¨osungen besteht. F¨ ur die ¨ Anwendungen reicht es dabei aus, die Ubertragungsfunktion am Rohrende (ξ = 1) zu approximieren. Unter Verwendung der in der Regelungstechnik be¨ reitgestellten Methoden [4] kann das Ubertragungsverhalten durch die nachfolgenden Zusammenh¨ ange f¨ ur eine Temperaturst¨orung

∆ϑaus TS s , (12.9) = exp −Tt s − Gϑ (s) = ∆ϑein κD + TS s eine Feuerst¨ orung GF (s) =

∆ϑaus 1 = ∆ϑs 1 − Gϑ (s) , ∆f TS s f

(12.10)

und eine Massenstromst¨ orung

∆ϑaus 1−m 1 + (12.11) GM (s) = = ∆ϑs 1 − Gϑ (s) ∆M TS S κD M dargestellt werden. Die Gr¨ oße m ist durch (12.4) deﬁniert. Untersuchungen haben gezeigt, daß f¨ ur κD 2 das Verhalten der Austrittstemperatur bei Feuerungs- und Massenstromst¨ orungen bis auf das Vorzeichen gleich ist. ¨ Beispiel 12.1. Es ist die Sprungantwort eines Uberhitzers bei einer Temperatur-, Feuer- und Massenstromst¨ orung zu ermitteln. Folgende Werte sind bekannt: Rohrmasse Freies Volumen Innere Oberﬂ¨ ache W¨ arme¨ ubergangszahl Mittlere speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at des Rohres

mR A·l U ·l α

= 90 000 kg, = 11 m3 , = 1 500 m2 , = 7 000 W/m2 K,

cpR = 650 J/kgK,

318

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken Mittlere speziﬁsche W¨ armekapazit¨ at des Arbeitsmittels cpD = 3 600 J/kgK, Dampfstrom M = 500 kg/s, speziﬁsches Dampfvolumen 1/ρD = 0,015 m3 /kg.

L¨ osung. Mit (12.7) und (12.8) k¨ onnen κD , TR und Tt berechnet werden. Es folgt κD = 5,8,

TR = 5,57 s,

Tt = 1,46 s.

Der Verlauf der Sprungantwort ist f¨ ur eine Temperaturst¨ orung in Abb. 12.4 und eine Beheizungsst¨ orung in Abb. 12.5 dargestellt. Die Sprungantwort f¨ ur eine Durchﬂußst¨ orung stimmt bis auf das Vorzeichen mit der f¨ ur die Beheizungsst¨ orung u ¨berein. Bei der Berechnung der dargestellten L¨ osungen wurde Gϑ (s) gem¨ aß

Gϑ =

1+

TS

−n

n

mit n = κD /2 angen¨ ahert. Diese Approximation ist f¨ ur κD 1 zul¨ assig.

1 κD = 5,8 κD = 8

∆ϑaus /∆ϑein [-]

0,75

κD = 12,5

0,50

0,25

0 0

50

100

150 τ [s]

200

250

Abbildung 12.4. Ant¨ wort eines Uberhitzers auf eine sprunghafte Temperaturst¨ orung

12.2.3 Kesselmodelle 12.2.3.1 Externe Kesseldynamik und Modellarten Unser Hauptinteresse besteht darin, das Verhalten des Kessels gegen¨ uber seiner Umgebung kennenzulernen. Ein Dampferzeuger ohne Zwischen¨ uberhitzung steht mit seiner Umgebung u ¨ber • das Lastkommando L(t) zur Verstellung der Kesselleistung, • den Frischdampfstrom M (t), • und den Frischdampfdruck p(t)

12.2 Modellbildung

319

1 κD = 5,8

κD = 8

κD = 12,5

∆ϑaus /∆ϑein [-]

0,75

0,50

0,25

0 0

50

100

150

200

250

τ [s]

Abbildung 12.5. Ant¨ wort eines Uberhitzers auf eine sprunghafte Beheizungsst¨ orung

in Verbindung. Dabei ist L(t) die Wirkung der Umgebung auf den Kessel; L(t) wird in der Regel als verlangter Dampfstrom mit L = M im station¨aren Zustand angegeben. M (t) und p(t) sind Wirkungen des Kessels auf seine Um¨ gebung. Die interne Regelung wie z.B. die der Uberhitzertemperatur, des Luftund Brennstoﬀstromes etc. wird mit entsprechender Einstellung als optimal vorausgesetzt. Unter dieser Voraussetzung ergibt sich f¨ ur die Wechselwirkung des Kessels mit seiner Umgebung das in Abb. 12.6 dargestellte Schema. L(t) Kessellastkommando Temperatur Einspritzregelung

Temperatur

Einspritzung

SpeisewasserRegelung

Temperatur oder Niveau

Frischdampfdruck p(t)

Speisung M(t) Frischdampfleistung Brennstoff-, Luft-, Rauchgasregelung

Kessel

Brennstoff-, Luftstrom interne Kesseldynamik externe Kesseldynamik

Abbildung 12.6. Dampferzeugermodell

Die drei Gr¨ oßen (L, M, p) heißen externe Variable. Das dynamische Verhalten des Kessels gegen¨ uber seiner Umgebung wird durch den zeitlichen Verlauf dieser drei Gr¨ oßen beschrieben, die damit ein vollst¨andiges System von

320

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

Variablen bilden. Jede der Gr¨ oßen l¨ aßt sich durch die beiden anderen ausdr¨ ucken. Mit dem Lastkommando als Eingangsgr¨oße ergeben sich zwei Beschreibungsm¨ oglichkeiten: p(t) = p M (t), L(t) (Dampfdruckmodell) (12.12) und

M (t) = M p(t), L(t)

(Dampfstrommodell).

(12.13)

Hier sind p und M i.allg. nichtlineare Funktionen. Bei kleinen Abweichungen von einem Betriebspunkt kann um diesen linearisiert werden. Man erh¨alt durch Bildung totaler Diﬀerentiale

∂p

∂p

dp = dM + dL , (12.14) ∂M L ∂L M

∂M

∂M

dp + dL . (12.15) dM = ∂p L ∂L p Diese linearen Diﬀerentialformen in den Variablen M , L und p heißen in der Analysis Pfaﬀ’sche Formen. Bei diesen gelten f¨ ur die partiellen Ableitungen folgende Beziehungen: f¨ ur das M -p -L-System

∂M

∂p

∂L

+1 (12.16) 0= ∂p ∂L ∂M

L

M

p

und analog f¨ ur das p -M -L-System

∂p ∂M

∂L

0= +1. ∂M L ∂L p ∂p M

(12.17)

12.2.3.2 Das lineare Dampfstrommodell Beim Dampfstrommodell ergibt sich die Variation des Frischdampfstromes ¨ ∆M aus der Superposition der Wirkungen der Anderung von Druckkommando ∆p(t) und Lastkommando ∆L(t). Dies entspricht einer Betriebsweise mit einer ideal stark wirkenden Vordruckregelung durch die Turbine. Das Modell wird meist als lineare Gleichung f¨ ur die Abweichungen geschrieben:

∂M

∂M

∆M (t) = ∆p(t) + ∆L(t) = GS ∆p(t) + GL ∆L(t) . (12.18) ∂p

∂L

L

p

Die Gr¨ oße

∂M

GS ≡ ∂p L

(12.19)

beschreibt den Dampfspeichervorgang bei Druck¨anderung bei konstanter Kessel-Solleistung und m¨ ußte daher eigentlich Druckspeicherverhalten“ heißen. ” Allgemein wird dieser Term aber als Speicherverhalten bezeichnet.

12.2 Modellbildung

∂M

GL ≡ ∂L p

321

(12.20)

beschreibt den Dampfspeichervorgang bei einer Last¨anderung bei konstantem Frischdampfdruck und ist daher ein Maß f¨ ur das Lastspeicherverhalten. GL wird als AP-thermische Tr¨ agheit bezeichnet, wobei AP f¨ ur Admission Pressure Control steht. Dies entspricht einer Betriebsweise mit Vordruckregelung durch die Turbinenventile. Aus dem Speicherverhalten kann auf das Betriebsverhalten bei konstanter Stellung der Turbinenventile (man spricht von blockierten Ventilen) geschlossen werden. Der typische Verlauf einer Sprungantwort des Frischdampfstroms bei einer Druck¨ anderung ist in Abb. 12.7 dargestellt. ∆p

∆L

6

6

-

-

t

t

∆M

∆M

6 T∆mS

∆M0

Abbildung 12.7. Speicherverhalten eines Dampferzeugers

-

t

6

∆M∞ ∆mL

T1

T2

-

-

t

Abbildung 12.8. Thermische Tr¨ agheit eines Dampferzeugers

Die thermische Tr¨ agheit beschreibt das dynamische Verhalten des Frisch¨ dampfstroms bei einer Anderung des Lastkommandos. Der Frischdampfdruck wird dabei konstant gehalten, vgl. Abb. 12.8. ¨ Es ist u durch einfach aufgebaute (low ¨blich, das Ubertragungsverhalten ¨ order) Ubertragungsfunktionen zu approximieren. Dabei wird angestrebt, die Funktionen durch Parameter zu charakterisieren, die auch physikalisch inter¨ pretiert werden k¨ onnen. So kann das Ubertragungsverhalten zwischen Lastkommando und Dampfstrom in guter N¨ aherung durch ein Verz¨ogerungsglied n-ter Ordnung beschrieben werden: s −n . (12.21) GL (s) = 1 + TL n Die Zeitkonstante der thermischen Tr¨ agheit

322

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

TL =

∆mL ∆M0

(12.22)

gibt die Zeit an, w¨ ahrend der ∆M0 ﬂießen muß, um die eingespeicherte Menge ur die bei einer Erh¨ohung des Lastkom∆mL zu decken. ∆mL ist ein Maß f¨ mandos um ∆L eingespeicherte Energiemenge. Sie ist deﬁniert als ∞ ∆L(t) − ∆M (t) dt . (12.23) ∆mL = 0

Bei der in Rede stehenden Approximation ergibt sich die Ordnung n des Verz¨ ogerungsgliedes in bekannter Weise aus dem Totzeitparameter σL =

T1 T2

(12.24)

gem¨ aß den Abbildungen 12.7, 12.8 und 12.9. 101 5

σL [-]

2 100 5

2 10−1 100

2

101

5

n [-]

2

5

102

Abbildung 12.9. zwischen σL und n

Zusammenhang

Die thermische Tr¨ agheit umfaßt sowohl die Tr¨agheit der Feuerung TL als F auch die des eigentlichen HD-Dampferzeugungssystems TL , so daß D

TL = TL + TL F

D

(12.25)

resultiert. Die Tr¨agheit der Feuerung und der Dampferzeugung sind von Einzelheiten des Aufbaus der Feuerungsanlage, des Dampferzeugersystems, dem Regelkonzept und der Einstellung der Regelung abh¨angig. In Tabelle 12.1 sind Ergebnisse von ausgef¨ uhrten Anlagen angegeben. Die Tr¨agheit der Koh¨ lenfeuerung ergibt sich aus der im Vergleich zur Olfeuerung l¨angeren Verfahrenskette. Analog zur thermischen Tr¨ agheit kann auch das Speicherverhalten GS vereinfacht dargestellt und interpretiert werden. Charakteristisch f¨ ur das Spei-

12.2 Modellbildung

323

Tabelle 12.1. Typische TL -Werte f¨ ur Kessel mit verschiedenen Feuerungsarten Brennstoﬀ

Tr¨ agheit der Feuerung TL [s] F

¨ und Gas Ol Braunkohlenstaub Steinkohlenstaub

8– 15 85–120 90–120

Tr¨ agheit der Dampferzeugung TL = TL + TL F

Naturumlauf

Zwangdurchlauf

60– 80 170–240 160–240

50– 70 150–230 140–220

[s] D

cherverhalten ist die große Anfangsamplitude und das anschließende Abklingen auf den Anfangswert. Abh¨ angig von der internen Reglereinstellung kann ¨ es dabei zu mehr oder weniger großen Uberschwingungen kommen, vgl. die gestrichelte Linie in Abb. 12.7. Maßgebend f¨ ur das Ausfahren rascher Last¨anderungen ist dabei das Anfangsverhalten, das sich in gewisser N¨aherung durch die Exponentialfunktion −t (12.26) ∆M (t) = ∆M0 exp Tp darstellen l¨ aßt. F¨ ur die bei einer Druckerh¨ ohung um ∆p eingespeicherte Dampfmenge gilt nach Abb. 12.7 ∞ ∆mS = ∆M (t) dt = ∆M0 Tp = kp ∆p . (12.27) 0

Die Speicherkapazit¨ at kp =

∆mS ∆p

(12.28)

ist ein Maß f¨ ur die eingespeicherte Dampfmenge pro 1 bar Druckerh¨ohung. Das Zeitverhalten des Einspeichervorgangs bei einer Druckerh¨ohung wird durch die Zeitkonstante des Speicherverhaltens Tp bestimmt, vgl. Abb. 12.7. Sie beschreibt die Verz¨ ogerung, mit welcher der Speicherdampf vom Kessel freigegeben wird. Tp ist eine Dynamik-Zeitkonstante mit Tp = kp

∆M . ∆p

(12.29)

¨ ¨ Die Ubergangsfunktion kann bei dem beschriebenen Verhalten ohne Uberschwingungen angen¨ ahert werden durch

kp Tp s ∂M

GS (s) = . (12.30) =− ∂p

Tp 1 − Tp s L

Das Dampfstrommodell ergibt sich aus der Superposition der beiden Teilmodelle. Dabei ist es zweckm¨ aßig, mittels des station¨aren Betriebspunktes (p0 , M0 ) eine dimensionslose Darstellung einzuf¨ uhren. Wir setzen dazu

324

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

Tg =

kp p0 . M0

(12.31)

Tg heißt Speicherf¨ ahigkeit. Sie gibt an, wie lange der Dampfstrom M0 aus dem Speicher Kessel“ gedeckt werden k¨ onnte, wenn der Kesseldruck um ∆p = p0 ” abgesenkt w¨ urde. Im Unterschied zur Dynamik-Zeitkonstante Tp ist Tg eine Bilanz-Zeitkonstante. Um die Speicherf¨ ahigkeit verschiedener Kessel miteinander vergleichen zu k¨ onnen, wird anstelle von Tg vorteilhaft die Deﬁnition kp (12.32) M∗ verwendet. Hier ist M ∗ die maximale Dauerleistung des Kessels. Tbar gibt an, wie lange der Speicherdampf bei 1 bar Druckabsenkung die Dauerlast M ∗ decken k¨ onnte, vgl. Tabelle 12.2. Da ferner das Lastkommando als Dampfur die dimensionslose strom angegeben wird und somit L0 = M0 ist, folgt f¨ Darstellung der thermischen Tr¨ agheit ∆M

−n T M0

0

= 1+ L s (12.33) G (s) = L ∆L

n L0 ∆p Tbar =

und des Speicherverhaltens ∆M M0 Tg Tp s = G0 (s) = . S ∆p Tp 1 + Tp s p0

(12.34)

Tabelle 12.2. Speicherf¨ ahigkeit Tbar und Speicherzeitkonstante Tp verschiedener Dampferzeuger Brennstoﬀ ¨ und Gas Ol Braunkohle Steinkohle

Speicherf¨ ahigkeit Tbar [s/bar]

Speicherzeitkonstante Tp [s]

Naturumlauf

Zwangdurchlauf

Naturumlauf

Zwangdurchlauf

0,6–0,7 1,0–1,9 0,7–1,4

0,1–0,2 0,4–0,7 0,2–0,4

15–25 35–60 25–40

5–15 15–30 8–20

12.2.3.3 Das lineare Dampfdruckmodell ¨ Das Dampfdruckmodell beschreibt die Anderung des Frischdampfdruckes ∆p(t) ¨ als Superposition der Auswirkungen der Anderung des Lastkommandos ∆L(t)

12.2 Modellbildung

325

und der dem Kessel entnommenen Frischdampfleistung ∆M (t). Das Modell wird als lineare Gleichung f¨ ur die Abweichungen angesetzt:

∂p

∂p

∆p(t) = ∆L(t) + ∆M (t) = GA ∆L(t) + GD ∆M (t) . (12.35) ∂L

∂M

M

L

Hierbei wird GA als Anstauverhalten und GD als Entnahmeverhalten bezeichnet. Nach den Regeln der zyklischen Vertauschung f¨ ur die partiellen Ableitungen Pfaﬀ’scher Formen gilt

∂M

∂L p G ∂p

= − L = −G G GA = (12.36) = − L D ∂M

∂L M GS ∂p L und GD =

1 ∂p

= . ∂M L GS

(12.37)

Im Anschluß an die vereinfachte Darstellung des Dampfstrommodells durch die Beziehungen (12.21) und (12.30) ergibt sich f¨ ur das Anstauverhalten GA (s) = −

GL Tp 1 + Tp s 1 + Tp s 1 = GL = GV = GL GS Tg Tp s Tg s Tg s

(12.38)

und entsprechend f¨ ur das Entnahmeverhalten GD (s) =

Tp 1 1 . =− − GS Tg Tg s

(12.39)

Das Anstauverhalten stellt sich als eine verz¨ ogerte Integration dar, die nach (12.38) als Hintereinanderschaltung eines Verz¨ogerungsgliedes GV und eines reinen Integrationsgliedes dargestellt werden kann, vgl. Abb. 12.10. Das Entnahmeverhalten (12.39) wird durch ein PI-Glied dargestellt, vgl. Abb. 12.10 und Abb. 12.11. Charakteristisch f¨ ur das Dampfdruckmodell ist, daß die beiden Partialverhalten keinem Gleichgewichtswert zustreben. Sie sind deshalb auch nur schwer zu messen und werden daher meist aus dem Dampfstrommodell bestimmt. Das Dampfdruckmodell wird immer dann verwendet, wenn das Verhalten bei einer vorgegebenen Massenstromst¨ orung untersucht werden soll. 12.2.4 Modell des Dampferzeugers mit Turbogruppe Das Kraftwerksmodell umfaßt den Dampferzeuger und die Turbogruppe sowie die interne Regelung. Die Leistung einer Turbine ist nach (8.27) proportional zum Dampfmassenstrom und dieser wiederum nach (8.29) proportional zum ¨ Druck und dem Oﬀnungsquerschnitt des Turbinenventils. Daraus ergibt sich f¨ ur die Massenstrom¨ anderung

326

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken ∆L

∆M

6

6

-

-

t

∆p

t

∆p

6

6

−Tp /kp

TV - Tg-

Abbildung 12.10. Anstauverhalten eines Dampferzeugers

dM = ap A dp + aA p dA .

∆t

-

-

t

−∆M/kp 6 ?

-

t

Abbildung 12.11. Entnahmeverhalten eines Dampferzeugers

(12.40)

Bei einer voll beaufschlagten Turbine sind die Konstanten ap ≈ aA ≈ 1. Mit Bezug auf den Betriebspunkt (M0 , p0 , A0 ) ergibt sich die linearisierte Durchﬂußgleichung dM dp dA = + . M0 p0 A0

(12.41)

Um das Verhalten des Kessels bei einem vorgegebenen zeitlichen Verlauf der ¨ Oﬀnung des Turbinenventils A(t) zu bestimmen, kombiniert man diese Gleichung mit dem Dampfstrom- oder Dampfdruckmodell. Die Verz¨ ogerung der Str¨ omung durch die HD-Turbine liegt in der Gr¨oßenordnung von etwa 0,1 s. Im Vergleich zu den Zeitkonstanten des Kessels ist diese Zeit kurz, und f¨ ur Dynamikuntersuchungen gen¨ ugt es, mit der station¨aren Turbinengleichung (12.40) zu rechnen. Bei Kraftwerksprozessen mit Zwischenu uberhitzers oft ¨berhitzung ist allerdings das Speicherverhalten des Zwischen¨ ausschlaggebend f¨ ur das Zeitverhalten und muß entsprechend ber¨ ucksichtigt werden. In Abb. 12.12 ist das resultierende Blockschaltbild f¨ ur die Verkn¨ upfung des Kessels mit der Turbine dargestellt; daf¨ ur wurde das lineare Dampfstommodell (12.18) mit der Durchﬂußgleichung der Turbine (12.41) verkn¨ upft. Hier gibt die Turbine die Abstr¨ ombedingung f¨ ur den Dampferzeuger vor und stellt eine Verkn¨ upfung zwischen Dampfdruck und Durchﬂuß dar. Eingangsgr¨oßen des Systems Kessel-Turbine sind folglich das Lastkommando L(t) und die Ventil¨ oﬀnung A(t). Die Ventil¨ oﬀnung kann nun so ver¨andert werden, daß entweder

12.2 Modellbildung

327

ein vorgegebener Druck p erreicht wird – dies ergibt die Festdruckbetriebsweise – oder man kann mit ihr den Energiespeicher Kessel aktivieren. Kessel-Dampfstrommodell Lastkommando DL

GL p

Dp, DM

+

Frischdampfstrom

+ GS

L

Turbinenmodell Dp

1 M0

+

p0

-

1 A0

Turbinenventilöffnung DA

Abbildung 12.12. Blockschaltbild f¨ ur die Verkn¨ upfung von Kessel und Turbine

Beispiel 12.2. Es soll die Eignung eines mittelgroßen Kohlekessels f¨ ur das Ausfahren einer sprunghaften Vergr¨ oßerung um 10% des Frischdampfstroms abgesch¨ atzt werden. Der Kessel liefert einen Frischdampfdruck von 180 bar. Berechnen Sie die daraus resultierende Druckabsenkung. Die Kennwerte der Regelstrecke sind durch Tp = 20 s, Tg = 200 s und TL = 100 s gegeben. L¨ osung. Zur Kompensation der thermischen Tr¨ agheit wird aus dem Kessel die Dampfmenge ∆mS M0

= TL

∆M M0

ausgespeichert. Daraus resultiert nach (12.28) und (12.31) eine Druckabsenkung von ∆p =

∆mS kp

=

p0 ∆mS Tg M0

= p0

TL ∆M Tg M0

= 9 bar.

Diese Druckabsenkung entsteht, wenn gleichzeitig mit der St¨ orung ∆M des Frischdampfstromes M auch das Lastkommando um ∆L/∆L0 = ∆M/∆L0 verstellt wird. Qualitativ ergibt sich der in Abb. 12.13 dargestellte Verlauf.

Mit dem Modell des Dampferzeugers mit Turbogruppe sind die Grundlagen f¨ ur die vereinfachte Simulation des Kraftwerksprozesses bereitgestellt. Die resultierenden Gleichungen k¨ onnen unter Zugrundelegung von Anfangsbedingungen integriert werden. Beispielhaft daf¨ ur ist in Abb. 12.14 das Ergebnis ¨ einer Simulationsrechnung f¨ ur eine Anderung des Leistungssollwertes von 40 auf 100% in 7,5 min f¨ ur eine im Gleitdruck betriebene und mit Steinkohle gefeuerte Anlage dargestellt. Der große Feuervorhalt ist typisch f¨ ur den Gleitdruckbetrieb: Er ist erforderlich, um den f¨ ur die Auﬀ¨ ullung des Speichers

328

12 Dynamik der MW-Erzeugung in Dampfkraftwerken

DM =0,1 M

DL L

Dp p

0,1

0,1

Max. 9bar

Abbildung 12.13. Lastkommando und Kesseldruck bei einem Lastsprung

zus¨ atzlich ben¨ otigten Dampf bereitzustellen. Dies ist auch der Grund daf¨ ur, daß die Vollast erst nach ca. 12 min erreicht wird. Laststeigerungen von 6% pro Minute gelten als darstellbar. W¨ urde die Anlage im Festdruck gefahren, erg¨abe sich eine schnellere Last¨ anderung. Die Vollast w¨ urde bei gleicher Feuereinstellung bereits nach ca. 8 min erreicht, was einer Last¨ anderungsgeschwindigkeit von 7,5% pro Minute entspricht. Die Abweichungen in der Frischdampftemperatur sind ebenfalls durch das Ungleichgewicht zwischen Feuerung und Dampferzeugung bedingt und k¨onnen mit Hilfe der weiter oben entwickelten κD -Theorie erfaßt werden.

12.3 Fazit Dieser Abschnitt hat gezeigt, daß der Kraftwerksprozeß in einen schnell ablaufenden Vorgang der MW-Erzeugung und in einen vergleichsweise langsam ablaufenden Vorgang der Temperaturbildung aufgeteilt werden kann. F¨ ur beide Vorg¨ ange lassen sich einfache Modelle entwickeln, die das dynamische Verhalten mit Hilfe weniger Parameter kennzeichnen. Die Modelle k¨ onnen dazu verwendet werden, um die Leistungsdynamik eines Blockes bei Last¨ anderungen und St¨ orf¨ allen zu studieren. Mit ihrer Hilfe kann weiter eine Optimierung bei der Auslegung thermisch hochbeanspruchter Komponenten erreicht und das Betriebsverhalten verbessert werden. Bei Verwendung moderner Rechenanlagen ist es nicht mehr notwendig, die Vorg¨ ange in der angegebenen Weise zu linearisieren. Der Wert der hier durchgef¨ uhrten Betrachtung liegt darin, daß ein unmittelbarer Zugang zur Kesselund Kraftwerksdynamik und den zugeh¨ origen physikalischen Vorg¨angen gewonnen wird.

Literatur 1 2 3 4 5 6

80 [%]

5

60 1 2

40

329

Leistungssollwert Frischdampfstrom Frischdampfdruck Generatorleistung Brennstoﬀstrom Frischdampftemperatur

4 3

20 6

0

-20 0

360

720

1080

[s]

1440

Abbildung 12.14. Simulation der Laststeigerung von 40 auf 100% f¨ ur einen mit Steinkohle gefeuerten, im Gleitdruck betriebenen 500 MW-Block [5]

Literatur 1. Laeubli, F.: Large scale boiler simulation. Seminar on boiler modelling of the MITRE corporation, Bedford, MA 1974 2. Acklin, L., L¨ aubli, F.: Die Berechnung des dynamischen Verhaltens von W¨ armetauschern mit Hilfe von Analog-Rechenger¨ aten. Techn. Rundschau Sulzer, Forschungsheft 1960 3. Profos, P.: Regelung von Dampfanlagen. Springer, Berlin Heidelberg 1962 4. F¨ ollinger, O.: Regelungstechnik. Elitera, Berlin 1978 5. Strauß, K., Baumgartner, F.: Das dynamische Verhalten von Dampferzeugern unterschiedlicher Bau- und Feuerungsart bei Fest- und Gleitdruckbetrieb. In: Jahrbuch der Dampferzeugungstechnik, 4. Ausgabe. Vulkan, Essen 1983, 900– 912

13 Das letzte Problem fossil gefeuerter Kraftwerke: CO2 –Sequestrierung

13.1 Die neue Aufgabe Die mit fossilen Brennstoﬀen betriebenen Dampfkraftwerke sind die zuverl¨ assigsten und anpassungsf¨ ahigsten Anlagen der Energiewirtschaft. Dies resultiert aus dem u ¨ber viele Jahrzehnte andauernden Reifeprozeß der Kraftwerkstechnik. Die Perfektion der Anlagen hat heute einen solchen Grad erreicht, daß man mit einem gewissen Recht von der Endphase ihrer Entwicklung sprechen kann. Die Bestwerte der Nettowirkungsgrade steinkohlegefeuerter Dampfkraftwerke liegen bei 45%, durch Steigerung der Frischdampf- und ¨ ZU–Temperatur auf 700/720 ◦ C und des Frischdampfdruckes auf 30MPa erscheinen allenfalls Nettowirkungsgrade von ca. 50% bei Binnenlandkraftwerken mit K¨ uhlt¨ urmen erreichbar, dies setzt allerdings die Verf¨ ugbarkeit von Nickel-Basislegierungen f¨ ur die End¨ uberhitzer und Frischdampﬂeitungen voraus, deren Einsatzreife zur Zeit noch nicht absehbar ist. Da Kohle unsere m¨ achtigste einfach zu nutzende Energieresource ist, m¨ ussen wir damit rechnen, daß deren Nutzung k¨ unftig zunehmen wird und daß der damit verbundene Mehrverbrauch an Brennstoﬀ durch die m¨ogliche moderate Steigerung der Wirkungsgrade nicht kompensiert werden kann. Weltweit waren im Jahr 2002 ca. 5000 mit fossilen Brennstoﬀen gefeuerte Kraftwerksbl¨ ocke mit einer Gesamtleistung von rd. 1.200 GW im Betrieb, sie haben rd. 2/3 der verbrauchten Elektrizit¨ at erzeugt und ca. 11·109 t CO2 pro Jahr emittiert. Die gesamte durch die Nutzung fossiler Brennstoﬀe bedingte Emission von CO2 lag bei rd. 27·109 t 1 . Ohne Gegenmaßnahmen werden die mit der Nutzung fossiler Brennstoﬀe verbundenen CO2 –Emissionen in etwa proportional mit dem Prim¨ arenergieverbrauch anwachsen. Aus der hohen Wahrscheinlichkeit einer weltweiten Klima¨anderung durch den mit dem Energieverbrauch verbundenen CO2 -Ausstoß ergibt sich als letzte 1

Zum Vergleich: Der nat¨ urliche Kohlenstoﬀkreislauf, der Tr¨ ager der Energie in der Biosph¨ are, hat eine Intensit¨ at von 77 · 109 t C pro Jahr, was einem CO2 Kreislauf von rd. 280·109 t pro Jahr entspricht.

332

13 Das letzte Problem fossil gefeuerter Kraftwerke: CO2 –Sequestrierung

Aufgabe f¨ ur die Entwicklung der mit fossilen Brennstoﬀen gefeuerten Kraftwerke die Abscheidung des Kohlendioxids aus den Verbrennungsgasen und dessen Sequestrierung. Die technische Aufgabe besteht darin, das CO2 abzuscheiden, f¨ ur den Transport zu konditionieren, zu transportieren und es langfristig sicher zu speichern. ¨ Die hier dargelegten Uberlegungen st¨ utzen sich auf die Studien [1], [2] und [3].

Brennstoff

Braunkohle

Steinkohle Erdgas / Leichtöl

Nettowirkungsgrad % 1,0

40 46 50 43 45 47 35 53 57

0,88

0,8 0,78 0,72 0,69 0,55

Braunkohle

0,36

0,4

Steinkohle

0,33

0,33

Erdgas 0

0,2

1,0

0,4 kg CO2 /kWhel

0,19 0

0,2 0,4 kg CO2 /kWh thermisch

Abbildung 13.1. Linkes Teilbild: CO2 –Emission von Dampfkraftwerken in Abh¨ angigkeit von der Art des Brennstoﬀes und des Nettowirkungsgrades; rechtes Teilbild: Speziﬁsche Emission dreier Brennstoﬀe.

13.2 CO2 –Abscheidung Wenn die CO2 -Reduktion durch h¨ ohere Wirkungsgrade nicht mehr ausreichend ist, sind Techniken notwendig, um das CO2 aus dem Rauchgasen zu entfernen. Im wesentlichen gibt es drei M¨ oglichkeiten: 1. Nachr¨ ustung bestehender Kraftwerke mit Abscheideanlagen nach der Verbrennung (post-combustion) 2. Sauerstoﬀbetriebene Kraftwerke: Verbrennung von Kohle oder Erdgas in einer O2/CO2-Atmosph¨ are (O2/CO2 recycle combustion) 3. Brennstoﬀumwandlung: Vergasung von Kohle oder Dampfreforming von Erdgas mit anschließender CO2-Abtrennung vor der Verbrennung des Synthesegases(pre-combustion) 13.2.1 Abscheideanlagen Die Abscheidung mittels Gasw¨ asche beruht auf dem gut bekannten Prinzip der chemischen Absorption des CO2 in einem L¨osemittel und anschließender

13.2 CO2 –Abscheidung CO2- freies Abgas

6

333

CO 2 zur Verdichtung

4 40°C

MEA/H2O 100°C - 120°C

H2O

1 2 3 4 5 6

3 1

2

Absorber Regenerator Wärmetauscher MEA- Kühler Umlaufverdampfer Kondensator

Rauchgas 5

Abschlämmung 60°C

Abbildung 13.2. MEA-Prozeß zur CO2 -Abtrennung.

Desorption. Absorption und Desorption sind reversible Vorg¨ange: Zun¨achst erfolgt die Absorption bei einer Temperatur von ca. 40 bis 65◦ C und daran anschließend die Desorption bei erh¨ ohter Temperatur von 100 bis 120◦ C oder/und erniedrigtem Druck, vgl. Abb. 13.2. Derzeit laufen intensive Studien zur Auswahl eines geeigneten L¨ osemittels basierend auf Alkanolaminen. Es werden Mischungen aus MEA (Monoethanolamin) und reaktionsbeschleunigenden Aktivatoren zur Abscheidung getestet[3]. MEA ist eine giftige, brennbare, korrosive, farblose Fl¨ ussigkeit, die durch Reaktion von Ethylenoxid mit Ammoniak dargestellt wird. F¨ ur die Absorption/Desorption des CO2 durch MEA gilt die Reaktionsgleichung: C2 H4 OHN H2 + H2 O + CO2 C2 H4 OHN H3+ + HCO3− .

(13.1)

Zur Regenerierung wird die Temperatur des L¨osungsmittels um ∼ 40 bis 80◦ C erh¨ oht, der erforderliche W¨ armestrom f¨ ur den Umlaufverdampfer, der einem elektrischen Energiebedarf von rd. 0,28 bis 0,35 kWh/kgCO2 entspricht, wird am G¨ unstigsten durch Anzapfdampf bereitgestellt, geht damit aber dem Kraftwerksprozeß verloren; dieser W¨ armebedarf ist der Hauptgrund f¨ ur die Verschlechterung des Anlagenwirkungsgrades. Das in Rede stehende Abscheideverfahren wird bereits im kleineren Maßstab in Raﬃnerien und in der chemischen Industrie eingesetzt und hat sich dort technisch bew¨ahrt. Jedoch sind die dort behandelten Gasstr¨ ome noch um den Faktor 10 kleiner als die in einem 800 MW Kohlekraftwerk; sie sind zudem frei von Verunreinigungen, die bei kohlegefeuerten Anlagen immer pr¨ asent sind. Vor einem Einsatz f¨ ur Kraftwerke m¨ ussen deshalb noch Verf¨ ugbarkeit und Wirkungsgrad der Abtrennung unter Kraftwerksbedingungen in Pilotanlagen demonstriert werden. Nachteile des Verfahrens sind der hohe Energiebedarf f¨ ur die Regenerierung und die Notwendigkeit, einen großen L¨ osungsmittelstrom umzuw¨alzen. Alternative Varianten f¨ ur die CO2 –Abscheidung, die aber als weniger geeig-

334

13 Das letzte Problem fossil gefeuerter Kraftwerke: CO2 –Sequestrierung

net erscheinen, sind die Adsorption, z.B. an Aktivkohle oder Kalkstein, und das Ausfrieren. In der Entwicklung beﬁnden sich ferner Membranverfahren, bei denen eine Gaskomponente durch eine Membran diﬀundieren kann und so abgeschieden wird, vgl. [1] und [2]. Im Prinzip w¨ are die CO2 –W¨ asche auch ohne Chemikalieneinsatz mit Wasser m¨ oglich. Wegen der geringeren L¨ oslichkeit des CO2 in Wasser ist dann die erforderliche Wassermenge, die die zur Aufnahme des CO2 umzuw¨alzen ist, um ca. den Faktor 10 gr¨ oßer als die L¨ osungsmittelmenge bei der MEA–W¨asche. In der Summe f¨ uhrt dies zu einem h¨ oheren Energieaufwand und, wegen der dann gr¨ oßeren Abmessungen der erforderlichen Apparate, zu h¨oheren Investitionen. Beispiel: F¨ ur einen mit Steinkohle gefeuerten 800 MW Kraftwerksblock w¨ are f¨ ur eine 90%ige CO2 Abscheidung bei einer Beladung des L¨ osungsmittels von ∼0,5 Mol CO2 pro Mol MEA ein L¨ osungsmittelstrom (∼ 80% H2 O, 20% MEA) von ca. 6.000 t/h erforderlich. Durch den Energieaufwand f¨ ur Regenerierung und Umw¨ alzung vermindert sich die Nettoleistung des Kraftwerksblocks um rd. 148 MW. Zu ber¨ ucksichtigen ist ferner noch der Leistungsaufwand von rd. 64 MW f¨ ur die CO2 Verﬂ¨ ussigung, damit resultiert eine Nettoleistung auf 588 MW. Der Wirkungsgrad reduziert sich von 42,5% auf 31,2%, er h¨ angt wesentlich von der Art der Energieintegration des W¨ aschers in den Kraftwerksprozeß ab. Die bei Vollast pro Stunde abgeschiedene CO2 Menge von 576 t ist um den Faktor 2,6 gr¨ oßer als die f¨ ur den Betrieb des Kraftwerks erforderliche Kohlemenge.

13.2.2 Verbrennung in O2 /CO2 –Atmosph¨ are Bei dieser Art der Verbrennung, die in der Literatur als Oxyfuel combustion bezeichnet wird, erfolgt die Verbrennung des kohlenstoﬀhaltigen Brennstoﬀs in einer stickstoﬀreien Atmosph¨ are. Da eine Verbrennung mit reinem Sauerstoﬀ zu viel zu hohen Verbrennungstemperaturen f¨ uhren w¨ urde (ca. 3500◦ C), wird ein Teil der Verbrennungsgase zur¨ uckgef¨ uhrt und ersetzt so den Stickstoﬀ, vgl. Abb. 13.3. Durch diese Maßnahme kann die Verbrennungstemperatur auf 1700 – 1900◦ C begrenzt werden, was den Temperaturen in den Brennkammern heutiger Kohlekessel entspricht. Die entstehenden Verbrennungsproukte bestehen dann im wesentlichen nur noch aus CO2 , einem kleinen Teil Wasserdampf und Verunreinigungen wie SOx und NOx und der Flugasche. Das den Kessel verlassende Gas kann dann nach Staubabscheidung und Rauchgasw¨ asche zur Abscheidung von SOx und NOx in einem nachgeschalteten Kondensator in die Komponenten H2 O und CO2 getrennt werden. Zur Bereitstellung des Sauerstoﬀs stehen bereits gut entwickelte Luftverﬂ¨ ussigungsanlagen zur Verf¨ ugung; im industriellen Einsatz sind bereits Anlagen mit einer Kapazit¨at von 200 Tonnen O2 /h, was dem Verbrauch eines 300 MW Kohlekraftwerks entspricht. Der Nachteil dieser Anlagen besteht in dem hohen energetischen Aufwand f¨ ur die Bereitstellung des Sauerstoﬀs in H¨ohe von ca. 250 kWh/Tonne O2 . Inclusive der CO2 –Verdichtung vermindert sich dadurch

13.2 CO2 –Abscheidung

335

der Netto–Wirkungsgrad kohlegefeuerter Anlagen um ca. 8 bis 10%–Punkte. In [4] wird u ¨ber eine Studie zur CO2 –Abscheidung bei einem mit Braunkohle gefeuerten 865 MW Kraftwerksblock nach dem Oxyfuel–Verfahren berichtet, danach verminderte sich die Nettoleistung um 175 MW und der Wirkungsgrad um 8,6%–Punkte auf 34%. CO2 --

Turbogruppe CO - Rückführung 2

Energie Luft

Verdichtung Transport Speicherung

Kohle Luftzerlegung

Sauerstoff

Kessel

Stickstoff

Entstaubung

Staub

Rauchgasreinigung

Mech. Energie

Niedertemp. Wärme

Abbildung 13.3. Schema einer Anlage zur Verbrennung in einer O2 /CO2 Atmosph¨ are.

13.2.3 Brennstoﬀumwandlung Ziel ist es, den Kohlenstoﬀ vor der Verfeuerung, z.B. durch Vergasung, aus dem Brennstoﬀ zu entfernen. Bei der Druckvergasung mit Sauerstoﬀ und Wasserdampf kann die Kohle in ein wasserstoﬀreiches Synthesegas umgewandelt werden, das den Kohlenstoﬀ nur noch in Form von CO2 enth¨alt. Dies kann durch Dampfreformierung 13.2 oder partielle Oxidation 13.3 und eine anschließende Wassergas–Reaktion 13.4 erreicht werden: Cx Hy + xH2 O ⇐⇒ xCO + (x + y/2)H2

(13.2)

Cx Hy + x/2O2 ⇐⇒ xCO + y/2H2

(13.3)

CO + H2 O ⇐⇒ xCO2 + H2

(13.4)

Nach einer Gasreinigung (Entstaubung, Entschwefelung) trennt ein Absorber das CO2 vom H2 ab. Der verbleibende Wasserstoﬀ wird verbrannt und der dabei entstehende Wasserdampf in einer Turbine entspannt. Auch bei dieser Ausf¨ uhrung vermindert sich der Wirkungsgrad infolge der CO2 –Abscheidung, es werden Nettowirkungsgrade von rd. 40% erreicht. Die Kombination einer Vergasungsanlage mit einem Kraftwerk erlaubt eine thermodynamisch besonders g¨ unstige Ausgestaltung. Wir werden darauf bei der Behandlung der Gasturbinen–Kraftwerke zur¨ uckkommen.

336

13 Das letzte Problem fossil gefeuerter Kraftwerke: CO2 –Sequestrierung

13.3 Transport, Speicherung, Risiken Bei allen Varianten muß das gasf¨ ormige CO2 nach der Abscheidung transportf¨ ahig konditioniert und sicher gelagert werden. Da sein kritischer Punkt bei 31 ◦ C und 73 bar liegt, wird der zur Deponierung anstehende CO2 –Strom zur Verringerung seines Volumens in den u ¨berkritischen Zustand gebracht und kann dann in ﬂ¨ ussiger Phase in Kesselwagen oder Pipelines transportiert werden. Die zur Entsorgung anfallenden CO2 –Mengen sind so m¨achtig, daß Nutzungsm¨ oglichkeiten, z. B. in der chemischen Industrie, nicht ins Gewicht fallen. Es besteht somit keine Alternative zur Deponierung. M¨oglichkeiten zur CO2 Deponierung bieten unterirdische Lagerst¨atten fossiler Brennstoﬀe, mit Salzwasser gef¨ ullte unterirdische Bodenschichten (Aquifere)und die Tiefseeinspeisung in die Ozeane. Seit der Verabschiedung des Kyoto–Protokolls wurde mit einigen Projekten die prinzipielle Durchf¨ uhrbarkeit der CO2 Deponierung im Pilotmaßstab erprobt. Beispiel: Bei einem mit Steinkohle gefeuerten 800 MW Kraftwerksblock, der 8.000 Stunden im Jahr mit Vollast betrieben wird, fallen pro Jahr rd. 5,6·106 t CO2 an. Bei einem Druck von 100 bar nimmt diese Menge ein Volumen von 6,5·106 m3 ein. Zur Speicherung k¨ onnte diese Menge in Kraftwerksn¨ ahe in wasserf¨ uhrende Bodenschichten (Aquifere) in ca. 2000 bis 3000 m Tiefe verbracht werden. Es ist bekannt, daß por¨ ose, wasserf¨ uhrende Schichten in diesen Tiefen, die Dicken von 40 m und eine horizontale Ausdehnung von mehreren Quadratkilometern haben k¨ onnen, weit verbreitet sind und meist keine Verbindung zu den Grundwasserspeichern haben, aus denen wir unser Trinkwasser beziehen. Wenn die urspr¨ unglich mit Wasser gef¨ ullten Poren einer derartigen Schicht ca. 20% des Gesamtvolumens ausmachen und das CO2 die H¨ alfte dieses Wassers verdr¨ angen kann, betr¨ agt die Speicherf¨ ahigkeit eines Aquivers von 40 m H¨ ohe und 40 km2 Ausonnte das gesamte vom Kraftwerk freigesetzte dehnung ca. 160 ·106 m3 . Damit k¨ CO2 f¨ ur ca. 30 Jahre aufgenommen werden.

Das CO2 ist Teil des Energiekreislaufs der Biosph¨are, es ist u ¨berall pr¨asent und in geringen Mengen f¨ ur luftatmenden Lebewesen unsch¨adlich, hoch konzentriert wirkt es aber erstickend. Das potentielle Risiko eines CO2 –Speichers besteht deshalb nicht in einer geringen Leckage sondern im pl¨otzlichen Ausbruch großer Mengen. Beispiel f¨ ur die Gef¨ ahrlichkeit eines pl¨otzlichen CO2 Ausbruchs ist ein Naturereignis, das sich 1986 am Nyos-See in Kamerun ereignete. Durch eine tektonische St¨ orung wurden aus dem See, der den Krater eines vor geologischen Zeiten erloschenen Vulkans ausf¨ ullte, einige 100.000 m3 CO2 frei. Das Kohlendioxid, das eine h¨ ohere Dichte als Luft hat, ﬂoß durch zwei T¨ aler bergab, es erstickte 1746 Menschen und viele Tiere[5]. Bisher gibt es in Europa nur ein großtechnisch realisiertes Projekt zur CO2 – Abscheidung und Speicherung. Seit 1996 wird von der Firma Statoil j¨ahrlich eine Menge von 103 t CO2 , das bei der Aufbereitung von Erdgas im SleipnerFeld vor der K¨ uste Norwegens anf¨ allt, in eine Salzwasser f¨ uhrende Schicht unterhalb der Gaslagerst¨ atte verpreßt, ¨ ahnliche Projekte werden auch in Ka-

13.4 Fazit

337

nada und Algerien ausgef¨ uhrt. Damit ist gezeigt, daß die Verfahrenstechnik f¨ ur die CO2 –Speicherung verf¨ ugbar ist. Oﬀen ist die Frage der Sicherheit. Zur Kl¨ arung werden im Rahmen der europ¨ aischen Forschungsprojekte Castor (CO2 from Capture to Storage) und CO2 GeoNet (Netzwerk europ¨aischer Forschungszentren) umfangreiche Untersuchungen durchgef¨ uhrt. Beispiel: Entfernung von CO2 aus der Atmosph¨ are. Falls es mit den zu entwickelnden Techniken zur Speicherung gelingt, das CO2 f¨ ur lange Zeit, d.h. f¨ ur immer, von der Atmosph¨ are fernzuhalten, so k¨ onnte man auf die Idee kommen, damit den CO2 Anteil in der Atmosph¨ are zu vermindern. Dazu m¨ ußte die Energiefreisetzung durch Verbrennung von Biomasse erfolgen, kombiniert mit CO2 –Sequestierung und pﬂanzlichen Kulturen. Im ersten Schritt w¨ urden die Pﬂanzen mittels Photosynthese aus der Atmosph¨ are CO2 entnehmen und in Biomasse umwandeln. Im zweiten Schritt wird dann die in die Pﬂanzen eingespeicherte Energie durch Verbrennung in Nutzenergie u uhrt. ¨berf¨ Die freigesetzte CO2 Menge wird sodann sequestriert und ist damit der Atmosph¨ are entzogen. Pﬂanzen nutzen ca. 1% der einfallenden Sonnenenergie zur Photosynthese und erzeugen damit ca. 2,5 kg frischer Biomasse pro Jahr und m2 Boden. Durch entfernen des intrazellul¨ ar gebundenen Wassers kann daraus etwa 1 kg Trockenmasse mit einem Heizwert von ∼20 MJ gewonnen werden. W¨ urden 10% der Fl¨ ache der Bundesrepublik, rd. 35702·106 m2 , f¨ ur Energiepﬂanzen zur Verf¨ ugung gestellt, so k¨ onnte pro Jahr eine Energiemenge von rd. 24·106 tSKE gewonnen werden, dies entspricht ca. 4,7% unseres Energiebedarfs. Die Antwort auf die Frage lautet damit: Im Prinzip ist es m¨ oglich, hat aber wegen der geringen Eﬃzienz der Photosynthese praktisch keine Wirkung.

13.4 Fazit -

-

-

Die Abtrennung des CO2 aus den Rauchgasen kohlegefeuerter Kraftwerke ist technisch m¨ oglich; allerdings werden zur Abtrennung und Verﬂ¨ ussigung der anfallenden CO2 Mengen ca. 20% des vom Kraftwerk erzeugten Stromes verbraucht. Damit verbunden ist ein drastischer Anstieg des Brennstoﬀ- und Materialverbrauches. Die Kosten allein f¨ ur die CO2 –Abscheidung werden auf 30 bis 50 e/tCO2 gesch¨ atzt. F¨ ur die sichere Deponierung der in Großfeuerungen anfallenden CO2 Mengen besteht die Hoﬀnung, daß sich die zur Zeit untersuchten M¨oglichkeiten ¨ (Aquifere, Kohleﬂ¨ oze, Gas- und Olfelder) zu sicheren und ¨okologisch akzeptablen Endlagerst¨ atten entwickeln lassen. Die Entwicklung der sicheren Endlagerung im großtechnischen Maßstab wird eine Zeitspanne von 10 bis 20 Jahren erfordern. In Anbetracht des Energiehungers der modernen Gesellschaften und der Klimaprobleme k¨ onnte die CO2 Sequestrierung die einzige verbliebene

338

-

-

13 Das letzte Problem fossil gefeuerter Kraftwerke: CO2 –Sequestrierung

Chance f¨ ur die Zul¨ assigkeit der weiteren Nutzung unserer in großen Mengen vorhandenen und kosteng¨ unstig zu gewinnenden Kohlevorr¨ate sein. Der deutsche Anteil an der CO2 –Emissionen betr¨agt rd. 3%. Von daher ist klar, daß durch Senkung der von uns ausgehenden Emissionen das Weltklima nicht wesentlich beeinﬂußt werden kann. Es w¨ are aber ein Fehler, wenn wir nicht mit Nachdruck an der Entwicklung der CO2 Sequestrierung arbeiten w¨ urden. Zur Wahrung unserer Interessen auf dem Gebiet der Energiewirtschaft ist es vielmehr geboten, daß wir uns bei der Entwicklung dieser Technologie maßgeblich beteiligen.

Literatur 1. G¨ ottlicher, G.: Energetik der Kohlendioxidr¨ uckhaltung in Kraftwerken. Fortschritt-Berichte VDI, Reihe 6, Nr. 421, VDI-Verlag 2001 2. IPCC Special Report on Carbon Dioxid Capture and Storage. Cambridge University Press 2005 3. VGB PowerTec, CO2 Capture and Storage. VGB Report on the State of the Art. Published by VGB PowerTech e.V., obtainable from VGB PowerTech Service GmbH, Verlag technisch wissenschaftlicher Schriften, Postfach 10 39 32, 45039 Essen Essen 2004 (http://www.vgb.org) 4. Anderson, K., F. Johnsson, L. Str¨ omberg: Large Scale CO2 Capture–Applying the Concept of O2 /CO2 Combustion to Commercial Process Data. VGB PowerTech 83,Heft 10, 29–33 (2003) 5. Encyclopedia Britannica, Book of the Year 1987, 193f (1988)

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

14.1 Einleitung Der Wirkungsgrad der Umwandlung von W¨ arme in mechanische Arbeit ist von der Temperaturdiﬀerenz zwischen W¨ armequelle und W¨armesenke abh¨angig, vgl 3. Beim Dampfkraftprozeß ist die Temperatur der W¨armezufuhr durch die verf¨ ugbaren Werkstoﬀe auf ca. 600◦ C beschr¨ ankt. Dagegen liegt die Temperatur der W¨ armeabfuhr praktisch auf dem Niveau unserer Umgebung. Beim Gasturbinenprozeß hingegen liegt die Eintrittstemperatur in den Prozeß mit derzeit ca. 1 200◦ C wesentlich h¨ oher, daf¨ ur betr¨agt die Austrittstemperatur aber ca. 600◦ C. Der Nettowirkungsgrad eines solchen Prozesses liegt deshalb nur bei ca. 30%. Durch eine Kombination der beiden Prozesse – hohe Temperatur bei der W¨ armezufuhr beim Gaskreislauf und tiefe Temperatur bei der W¨armeabfuhr beim Dampfkreislauf – ist eine Wirkungsgradverbesserung gegen¨ uber jedem der Einzelprozesse m¨ oglich. Die Verwertung der Abw¨ arme aus Gasturbinen mit Dampfkraftprozessen ist Stand der Technik. Die Hauptaufgabe bei der Konzeption einer Anlage besteht in der optimalen Ausnutzung der Abgasw¨arme der Gasturbine im Abhitzekessel. Der Dampf- und Gasturbinenprozeß k¨onnen in vielf¨altiger Weise miteinander verbunden werden, und es existiert eine Vielzahl an vorgeschlagenen Schaltungsvarianten. Wir wollen uns hier auf die Untersuchung der drei M¨ oglichkeiten beschr¨ anken, deren technische Realisierung besonders vorteilhaft erscheint. Diese Varianten k¨ onnen wie folgt charakterisiert werden: • Nachgeschalteter, nicht befeuerter Abhitzekessel. Dies ist die einfachste Art, einen Gasturbinenprozeß zu verbessern. Der erzeugte Dampf kann entweder zur Krafterzeugung oder zur W¨ armeauskopplung verwendet werden. • Nachgeschalteter Dampferzeuger mit Zusatzfeuerung. Damit l¨aßt sich der Dampfzustand auf einen f¨ ur den Dampfkraftprozeß optimalen Wert steigern. Dies ist nur dann g¨ unstig, wenn der Wirkungsgrad des Dampfteils

340

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

besser ist als der Wirkungsgrad eines Prozesses mit ausschließlicher Abhitzeverwertung. • Als dritte Variante kommt noch die Integration des Dampferzeugers in die Brennkammer der Gasturbine in Betracht, was einen druckaufgeladenen Kessel ergibt, in dem die Brenngase auf eine f¨ ur die Gasturbine zul¨assige Temperatur abk¨ uhlt werden. Die Kombination des Gasturbinen- mit dem Dampfkraftprozess zu einem Kombiprozess, dem Gas und Dampfturbinenprozess, ist durch die Steigerung der Eintrittstemperatur in die Gasturbine und die Zunahme von deren Einheitsleistung zus¨atzlich stimuliert worden.1 Ferner haben sich Kombiprozesse gegen¨ uber anderen Verfahren auch deshalb durchgesetzt, weil bei ihnen nur Komponenten zum Einsatz kommen, die sich im Kraftwerksbetrieb bereits bew¨ ahrt haben. Dem wirtschaftlichen Einsatz der Gasturbinen stehen allerdings die Anforderungen bzgl. der Reinheit der die Turbine durchstr¨omenden Gase entgegen. Diese Forderungen k¨ onnen z.Zt. nur von den relativ teueren Brennstoﬀen Erdgas und Heiz¨ ol EL erf¨ ullt werden. Bei den Brenngasen f¨ ur die Hochtemperaturturbinen soll z.B. der Staubgehalt unter 20 ppm liegen und die Korngr¨oße kleiner 5 µm sein. Weiter darf die Summe aller metallischen Verunreinigungen 8 ppm nicht u ¨berschreiten. Bei diesen Brennstoﬀen k¨onnen dann aber auch die Grenzwerte f¨ ur die Staub- und Schadstoﬀemissionen mit Prim¨armaßnahmen allein eingehalten werden. Um Kohle als Einsatzstoﬀ f¨ ur Gasturbinen verwenden zu k¨onnen, muß diese selbst oder deren Verbrennungsprodukte erst durch diverse Reinigungsverfahren von fast allen Ballaststoﬀen befreit werden. Aus diesen beiden M¨oglichkeiten ergeben sich zwei Typen von kohlegefeuerten Kombikraftwerken: • Kombikraftwerke mit Kohlevergasung, • Kombikraftwerke mit druckbefeuerter Brennkammer und Heißgasreinigung. Neben der Vorschaltung eines mit den Verbrennungsgasen arbeitenden oﬀenen Gasturbinenprozesses wurden auch geschlossene Prozesse, die bei niedrigem Druck aber hoher Temperatur arbeiten, vorgeschlagen und als Quecksilberdampf-Vorschaltprozesse bereits 1917 in den USA realisiert, vgl. auch Abschn. 14.4.2. 14.1.1 Kohlevergasung Ein geeignetes Verfahren zur Kohleveredelung f¨ ur Kombiprozesse ist die Kohlevergasung. Ziel der Veredelung ist es, die Kohle in ein Gasgemisch mit 1

Die Turbineneintrittstemperatur lag 1975 bei mit Erdgas gefeuerten Turbinen bei 900◦ C, 1980 bei 1 060◦ C und 2000 bei 1 200◦ C. Die Einheitsleistung hat im Zeitraum von 1975 bis 2000 von 50 MW auf 250 MW zugenommen.

14.1 Einleitung

341

m¨ oglichst hoher chemisch gebundener Energie umzuwandeln, um es so von den festen Begleitstoﬀen zu befreien. Formal gilt f¨ ur die Umwandlung: Kohle + Vergasungsmittel −→ Gas + Asche. Als Vergasungsmittel werden Luft, Sauerstoﬀ und Wasserdampf oder deren Mischungen eingesetzt. Bei der Umwandlung der Kohle laufen folgende Grundreaktionen ab: C + H2 O H2 + CO H2 + CO2 CO + H2 O CO + 3 H2 CH4 + H2 O

+118,5 kJ/mol,

(14.1)

−42,3 kJ/mol, −206,0 kJ/mol.

(14.2) (14.3)

Die Hauptreaktion ist die heterogene Wassergasreaktion, bei der sich der Kohlenstoﬀ mit Wasserdampf zu Wasserstoﬀ und Kohlenmonoxid umsetzt (14.1). Die Reaktionsprodukte k¨ onnen dann an der homogenen Wassergasreaktion (14.2) oder der Methanisierung (14.3) teilnehmen, wobei Kohlendioxid und Methan entstehen. Schließlich spielen auch noch die Reaktionen mit dem Sauerstoﬀ −406,0 kJ/mol, (14.4) C + O2 CO2 1 −123,0 kJ/mol (14.5) C + O2 CO 2 eine Rolle. Sie dienen einmal in Verbindung mit der endothermen Reaktion (14.1) als W¨ armequelle, und k¨ onnen zum anderen auch zu Kohlenmonoxid f¨ uhren. Zur direkten Herstellung von Methan als Erdgasersatz aus Kohle ist die hydrierende Vergasung von Bedeutung. Darunter versteht man die direkte Reaktion von Kohlenstoﬀ mit Wasserstoﬀ. Da aber hier die Bereitstellung von Brenngasen f¨ ur Kraftwerksprozesse im Vordergrund steht, wird nicht darauf eingegangen. Bei einer exakten Behandlung m¨ ussen neben den oben genannten Grundreaktionen (14.1)–(14.5) auch die Ums¨ atze der ebenfalls in der Kohle vorhandenen Elemente S und N ber¨ ucksichtigt werden. Bei den f¨ ur Kombikraftwerke in Frage kommenden Verfahren wird die zur Vergasung notwendige W¨ arme durch Verbrennen eines Teils der Kohle mit Luft oder reinem Sauerstoﬀ zur Verf¨ ugung gestellt. Insofern ist die Kohlevergasung ein thermooxidativer Prozeß, an den sich eine Hydrierung anschließt. Weiter ist zu ber¨ ucksichtigen, daß bei den meisten Kohlen Pyrolyse und Vergasung zusammenwirken. Wegen des Gehalts an ﬂ¨ uchtigen Bestandteilen ﬁndet bei der Aufheizung zun¨ achst eine Entgasung unter Bildung von gasf¨ormigen ¨ und ﬂ¨ ussigen Vergasungsprodukten statt. Zur Ubersicht sind die ablaufenden Hauptprozesse in Abb. 14.1 zusammengestellt. Wird die Vergasung mit Luft durchgef¨ uhrt, so bewirkt der gleichzeitig zugef¨ uhrte Stickstoﬀ eine starke Verd¨ unnung des Gases; es ergibt sich ein Endprodukt mit einem Heizwert von etwa 5 000 kJ/Nm3 , das nach einer Reinigung direkt einer Kraftwerksfeuerung zugef¨ uhrt werden kann.

342

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken Kohle

?

Aufbereitung, Mahltrocknung

?

Sauerstoﬀvergasung Wasserarme dampf - Kohle + W¨ −→ CH4 + C + HC O2

-

Kohle

?

Aufbereitung, Mahltrocknung

?

Luftvergasung Kohle + W¨ arme −→ CH4 + C + HC

C + 2 H2 −→ CH4

C + 2 H2 −→ CH4

C + H2 O −→ H2 + CO

C + H2 O −→ H2 + CO

C + O2 −→ CO2

Luft

C + O2 −→ CO2

Schlacke

Schlacke -

?

Entstaubung Wasserdampf -

Wasser-

dampf

?

Entstaubung

?

Konversion CO + H2 O −→ CO2 + H2

?

H2 S- und CO2 -W¨ asche

?

H2 S-W¨ asche

?

Trocknung

?

Synthesegas H ≈ 12 000 kJ/Nm3

?

Schwachgas H ≈ 5 000 kJ/Nm3

Abbildung 14.1. Prozeßschemata f¨ ur die Sauerstoﬀ- und Luftvergasung von Kohle

Wird reiner Sauerstoﬀ f¨ ur die Vergasung verwendet, entsteht ein Gas mit einem Heizwert von ca. 12 000 kJ/Nm3 , das haupts¨achlich aus H2 , CH4 , CO ur Kraftund CO2 besteht. Dieses Gas kann entweder weiterverarbeitet oder f¨ werksfeuerungen verwendet werden. F¨ ur die Kohlevergasung wurde eine gr¨ oßere Zahl von Verfahren entwickelt. Die zum Einsatz kommenden Gas/Feststoﬀ-Reaktortypen werden zweckm¨aßig nach dem Bewegungszustand des Feststoﬀes unterschieden: • Festbettvergasung (Lurgi), • Wirbelbettvergasung (Winkler), • Flugstromvergasung (Koppers-Totzek). Die in Klammern stehenden Namen stehen f¨ ur Verfahrensvarianten, die sich neben anderen im industriellen Einsatz bew¨ ahrt haben und die daher f¨ ur den Einsatz bei Kombiprozessen besonders geeignet erscheinen, vgl. Abb. 14.2. Die drei Reaktortypen zeigen charakteristische Unterschiede, die wie folgt skizziert werden k¨ onnen: Beim Festbettreaktor braucht der Gasstrom den Feststoﬀ nicht zu bewegen. Der Gasstrom kann deshalb im Gleich-, Gegen- oder

14.1 Einleitung Lurgi-Festbett

Winkler-Wirbelschicht

343

Totzek-Flugstrom

Kohle (3-30 mm) Rohgas

Druckschleuse Abhitzekessel

Rohgas Rohgas

Nachvergasung

Trocknung Vergasung Verbrennung Asche

Dampf + O2

Wirbelschicht

Drehrost

Dampf + O2

Druckschleuse

Asche

Strahlungskessel

Kohle (1-5 mm)

Staubabzug

H O-Quench 2 Dampf + O2

Dampf + O2

Kohlenstaub

Kohle

Druckschleuse Asche

Asche

Abbildung 14.2. Verfahrenskonzepte zur Kohlevergasung

uhrt werden. Zur besseren W¨armenutzung wird Querstrom durch das Bett gef¨ uhrt. Dies hat allerdings den Nachteil, der Gasstrom meist im Gegenstrom gef¨ daß die frisch zugegebene Kohle durch die heißen Reaktionsgase geschwelt ¨ Teer und Phenole mit dem ussige Schwerprodukte als Ol, wird und deshalb ﬂ¨ Produktgas ausgetragen werden. Das erzeugte Gas tritt mit einer Temperatur von 400 bis 500o C aus dem Vergaser aus und hat einen hohen Anteil an H2 und CH4 . Der Kaltgaswirkungsgrad, darunter versteht man den Quotienten aus dem Brennwert der Kohle zum Brennwert des Produktgases, betr¨agt ca. 90%. Aufgrund der langen Verweilzeit im Festbett wird der Kohlenstoﬀ bei geringem Sauerstoﬀverbrauch paktisch vollst¨andig umgesetzt. Zum Einsatz kommen vorzugsweise nichtbackende Steinkohlen mit einem K¨ornungsbereich von 5–30 mm. Von Nachteil ist, daß die anfallenden Teere und Phenole im uhlen kondensieren. Produktgas verbleiben und beim Abk¨ Im Wirbelbettreaktor ist wegen der intensiven Feststoﬀdurchmischung die Temperatur nahezu konstant. Die Temperatur im Wirbelbett wird unterhalb der Erweichungstemperatur der Asche gehalten, damit die Asche trocken abgezogen werden kann. Sie betr¨agt z.B. bei rheinischer Braunkohle 800 bis 950 ◦ C und bei Steinkohlen bis ca. 1 100◦ C. Diese Beschr¨ankung erweist sich dann als Nachteil, wenn eine Kohle sowohl eine niedrige Reaktivit¨at als auch einen niedrigen Ascheerweichungspunkt hat. Nachteilig ist ferner, daß feine Kohlepartikel mit dem Produktgas ausgetragen werden; der C–Umsatz liegt uhrten Anlagen bei 95%. Von Vorteil ist, daß keine kondensierbabei ausgef¨ ren Nebenprodukte anfallen und auch ballastreiche Kohlen eingesetzt werden k¨onnen, da die zum Einsatz kommende Kohle nicht gemahlen werden muß.

344

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

Es gen¨ ugt ein Brechen der Kohle auf Korngr¨ oßen kleiner 10 mm. Das Verfahren eignet sich besonders f¨ ur Braunkohle und reaktive Steinkohlen mit einem hohen Gehalt an Fl¨ uchtigen. Der Kaltgaswirkungsgrad liegt bei ca. 85%. Beim Flugstromreaktor ist die Volumenleistung gr¨oßer als bei den beiden anderen Typen. Dies wird durch eine hohe Temperatur im Reaktor erreicht. ¨ Ahnlich wie bei einer Schmelzfeuerung sind deshalb dessen Innenw¨ande mit feuerfestem Material ausgekleidet. Je nach Heizwert der Kohle k¨onnen Temperaturen von 1 400–1 600◦ C erreicht werden. Das Verfahren arbeitet im Gleichstrom, die Verweilzeit der Kohleteilchen im Reaktor liegt bei etwa einer Sekunde. Wegen der hohen Reaktionstemperatur stellt dieses Verfahren geringere Anspr¨ uche an die Reaktivit¨ at der zum Einsatz kommenden Kohle. Allerdings muß die Kohle auf Korngr¨ oßen < 0,1 mm gemahlen werden. F¨ ur aschereiche Kohlen ist das Verfahren deshalb weniger gut geeignet. Wegen der hohen Temperatur liegt die Asche als ﬂ¨ ussige Schlacke vor. Etwa 60% der Asche k¨ onnen direkt aus dem Reaktor in ﬂ¨ ussiger Konsistenz abgezogen werden, der Rest wird mit dem Produktgas als Flugstaub ausgetragen. Infolge der hohen Vergasungstemperatur enth¨ alt das Produktgas außer Wasserdampf keine kondensierbaren Bestandteile wie Teer oder Phenole, der Kohlenstoﬀumsatz ist nahezu vollst¨andig. Infolge der hohen Temperatur im Reaktor, die durch Verbrennen eines Teils der eingesetzten Kohle erreicht wird, liegt der Kaltgaswirkungsgrad bei ca. 85%. Der Vergasungsprozeß ist naturgem¨ aß mit Verlusten verbunden. Der Einsatz von Kohle in Kombikraftwerken ist aber nur dann sinnvoll, wenn der resultierende Wirkungsgrad zumindest gr¨ oßer ist als der des klassischen Dampfkraftprozesses. Dies verlangt eine m¨ oglichst hohe Temperatur am Eintritt in die Gasturbine und damit einen hohen Heizwert des Kohlegases. Aus diesem Grund wird bei der Entwicklung von Prozessen, die eine Verbesserung des Umwandlungswirkungsgrades zum Ziel haben, der Sauerstoﬀvergasung der Vorzug gegeben. Die durch Vergasung der Kohle erzeugten Rohgase unterscheiden sich – abh¨ angig von dem angewandten Herstellungsverfahren – erheblich in ihrer Zusammensetzung und Beschaﬀenheit. Entsprechend unterschiedlich sind auch die erforderlichen Maßnahmen zur Gasreinigung; so hat bei der Vergasung im Flugstrom und in der Wirbelschicht das Rohgas einen hohen Staubgehalt, bei der Vergasung im Festbett enth¨ alt das Rohgas weniger Staub aber in beachtlichem Umfang kondensierbare Entgasungsprodukte wie Teer und Phenole. Angestrebt wird eine trockene Heißgasreinigung (Entstaubung, Entschwefelung und Enthalogenisierung). Derartige Anlagen sind f¨ ur den großtechnischen Einsatz noch nicht entwickelt, vgl. [4]. Die bereits erprobte nasse Gasreinigung hat den Nachteil eines aufwendigen Aufbaus. Ferner resultiert daraus eine Absenkung des Wirkungsgrades, da bei der erforderlichen Abk¨ uhlung der Rohgase vor der Gasreinigung etwa 15 bis 20% des zugef¨ uhrten Energiestroms in den Wasserdampfkreislauf u ¨bergehen, vgl. Tabelle 14.1.

14.1 Einleitung

345

Tabelle 14.1. Daten f¨ ur den Vergleich großtechnisch erprobter Vergasungsverfahren Vergasertyp

LurgiFestbett

WinklerWirbelbett

Koppers-TotzekFlugstrom

Reaktortemperatur [◦ C]

800–1 200

1 000

> 1 400

Druck [bar]

1–100

1–30

1–40

Verh¨ altnis O2 / Dampf [kg/kg]

1:8 bis 1:4

1:2 bis 1:4

2:1

Kohlenart

Braun- und Steinkohlen

Braun- und Steinkohlen

Steinkohlen

Anforderungen an Kohlen

darf nicht backen oder zerfallen

darf nicht backen, sehr reaktionsf¨ ahig

Ascheschmelzpunkt < 1 400◦ C

Korngr¨ oße [mm] 3–30

1–10

< 0,1

Gasf¨ uhrung

Gegenstrom

Gleichstrom

Gleichstrom

Verweilzeit

10–30 Minuten

1–10 Minuten

< 0,1 Sekunden

38–40 20–24 27–30 10–12

35–45 30–40 13–25 1–2

30–34 55–58 10 0–1

Nebenprodukte

¨ Teer und Ol

keine

keine

Sonstige Kriterien

wenig Kohleaustrag, großer Kohleaustrag, kleiner Kohleinhalt, gute W¨ armeausnut- niedriger Vergasungs- hoher Vergasungszung grad grad

Produktgaszusammensetzung in [%]

H2 CO CO2 CH4

14.1.2 Aufbau einer Gasturbine In ihrer einfachsten Ausf¨ uhrungsform besteht eine Gasturbinenanlage aus einem Turboverdichter, einer Brennkammer, der eigentlichen Turbine und dem Generator, vgl. Abb. 3.18. In der heute bevorzugten Bauform werden die Gasturbine und der zugeh¨ orige Generator als Einwellenmaschinen ausgef¨ uhrt. Die Gasturbine arbeitet in der folgenden Weise: Der Verdichter saugt Luft aus der Umgebung an und verdichtet diese auf ein Mehrfaches ihres Druckes. Die verdichtete Luft wird in die Brennkammer gef¨ uhrt und reagiert dort mit dem zugef¨ uhrten Brennstoﬀ. Die Massenstr¨ ome werden so aufeinaner abgestimmt, daß eine zul¨ assige Temperatur am Eintritt in die Turbine nicht u ¨berschritten wird. In der Turbine, die analog zu einer Dampfturbine arbeitet, wird das Gas auf Umgebungsdruck entspannt und verl¨ aßt die Anlage. In Abb. 14.3 ist ein Schnitt durch eine Gasturbine dargestellt; u ¨ber Gasturbinentechnik gibt es eine umfangreiche Literatur, vgl. z. B. [16] und [5].2 Die Gasturbine verbindet in gewisser Weise die Vorteile eines Verbrennungsmotors mit denen einer schnellaufenden Turbine. Wie der Verbrennungs2

Erﬁnder der Gasturbinen heutiger Bauform ist F. Stolze (1836–1910), der 1904 in Berlin-Weißensee seine Feuerturbine“ in Betrieb nahm. Diese bestand aus der ”

346

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

1 Luftansaugung 2 Verdichter

3 Brennkammer 4 Turbine

5 Generatorwelle 6 Abgase

Abbildung 14.3. Schnitt durch eine Gasturbine mit Silobrennkammer, Bauart ABB

motor ben¨ otigt sie praktisch keine Hilfsmaschinen, kann aber wie die Dampfturbinen f¨ ur große Leistungen gebaut werden. Bei dem im Kraftwerk meist angewandten oﬀenen Prozeß wird die Verbrennungsluft aus der Umgebung angesaugt, und die Abgase werden in diese wieder abgegeben. Der Verdichter wird bei den f¨ ur die Energiewirtschaft interessanten Leistungsgr¨ oßen axial durchstr¨ omt. Zum Erreichen eines hohen inneren Wirkungsgrades wird er mehrstuﬁg ausgef¨ uhrt. Bei den Turbinen der 150 MWKlasse sind 10 bis 15 Stufen u ¨blich. Zur Verminderung der Str¨omungsverluste ist hinter dem Verdichter ein Diﬀusor angeordnet. Das Druckverh¨altnis pro Stufe betr¨ agt bei Axialverdichtern etwa 1,2 bis 1,6, damit werden innere Verdichterwirkungsgrade von 85 – 90% erreicht. Wegen der Begrenzung der Eintrittstemperatur in die Turbine wird bei den g¨ angigen Brennstoﬀen mit einem hohen Luft¨ uberschuß gefahren. Bei einer Temperatur hinter dem Verdichter von ϑV = 280◦ C und ϑT = 1 100◦ C Kombination eines vielstuﬁgen axialen Turboverdichters mit einer Turbine mit innerer“ Verbrennung [3]. ”

14.1 Einleitung

347

vor der Turbine errechnet sich das Luftverh¨ altnis n bei der Verwendung von Heiz¨ ol EL mit H = 42 000 kJ/kg, einem Luftbedarf von µLoT = 7,7 kg/kg, einer speziﬁschen W¨ armekapazit¨ at des Rauchgases von cpG = 1,1 kJ/kgK und der speziﬁschen W¨ armekapazit¨ at der Luft cp = 1,1 kJ/kgK zu L H − cpG µLoT + 1 ϑT − ϑV = 4,92. n= cp µLoT ϑT − ϑV L

Der Luft¨ uberschuß betr¨ agt also 392% und der O2 -Gehalt der Rauchgase liegt bei 17%. Zur Begrenzung der NOx -Produktion und zur Gew¨ahrleistung einer sicheren Z¨ undung wird nur ein f¨ ur die st¨ ochiometrische Verbrennung erforderlicher Luftstrom unmittelbar dem Brenner zugef¨ uhrt. Der u ¨brige Luftstrom wird zun¨ achst zur K¨ uhlung der Brennkammerw¨ande verwendet und dann den Rauchgasen vor Eintritt in die Turbine zugemischt. Um die Str¨ omungsverluste zu minimieren, erfolgt die Abstr¨omung aus der Turbine in einem Diﬀusor. Die Gasturbine wird wie die Dampfturbine mehrstuﬁg ausgef¨ uhrt, bei den 150 MW-Maschinen meist sechsstuﬁg. Das Heißgas aus der Brennkammer wird durch eine geeignete Ausbildung des Geh¨auses auf den gesamten Umfang der ersten Leitschaufelreihe verteilt. Das Druckverh¨ altnis pro Turbinenstufe liegt bei 1,6 bis 2,3 und der innere Wirkungsgrad betr¨ agt 87 bis 93%. Bei der Auslegung der Beschaufelungen axialer Str¨ omungsmaschinen hat es in den letzten Jahren große Fortschritte gegeben. Durch direkte L¨ osung der str¨ omungsmechanischen Bewegungsgleichungen ist es m¨ oglich, Schaufelgeometrien f¨ ur ein gew¨ unschtes Str¨omungsverhalten zu entwerfen bzw. nachzurechnen. Zum Beispiel k¨onnen Str¨omungsfelder ¨ mit lokalen Uberschallgebieten berechnet werden, so daß es m¨oglich ist, Proﬁle f¨ ur Verdichterschaufeln mit stoßfreier Umstr¨omung zu entwerfen. Durch diese Fortschritte in der Theorie konnte der innere Wirkungsgrad der Turbine und des Verdichters erheblich verbessert werden. Um akzeptable Wirkungsgrade zu erhalten, m¨ ussen bei Gasturbinen wesentlich h¨ ohere Eintrittstemperaturen zugelassen werden als bei Dampfturbinen. Die am h¨ ochsten beanspruchten Bauteile einer Gasturbine sind die Laufschaufeln. Diese m¨ ussen die Flieh- und Str¨ omungskr¨afte ertragen und sind auch den h¨ ochsten Temperaturen ausgesetzt. Die zul¨assige Temperatur am Gasturbineneintritt wird also durch den Schaufelwerkstoﬀ begrenzt. Bei den heute verf¨ ugbaren Hochtemperaturwerkstoﬀen auf Chrom-Nickel-Basis sind uhlung der Schaufeln Temperaturen u ohne besondere Maßnahmen zur K¨ ¨ber oglich. Die Festigkeit der metallischen Werkstoﬀe nimmt beca. 800◦ C nicht m¨ kanntlich mit der Temperatur rasch ab, vgl. Abschn. 7.8.1. Weiter spielt die Belastungszeit eine Rolle. Bei Flugzeugtriebwerken wird bei Eintrittstemperaturen im Bereich von 1 000◦ C ein Austausch der Beschaufelung nach ca. 5 000 Betriebsstunden in Kauf genommen. Um Laufzeiten von einigen Jahren zu erhalten, werden bei den heutigen Maschinen mit Eintrittstemperaturen im Bereich von 1 200◦ C die ersten zwei Schaufelreihen mit Luft gek¨ uhlt. Zu diesem Zweck sind in die Schaufeln ent-

348

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

sprechende Kan¨ ale eingearbeitet, vgl. Abb. 14.4. Die K¨ uhlung wird mit Luft vorgenommen, die unmittelbar nach dem Verdichter entnommen und unter Umgehung der Brennkammer zur Turbine geleitet wird.

Kühlluft

Gehäuse

Laufschaufel

Leitschaufel 1100°C 1000°C

Kühlluft

930°C

Rotor Kühlkanäle

J=700°C

J=800°C

Abbildung 14.4. Schaufelk¨ uhlung bei Gasturbinen. Neben den Schaufeln werden auch Teile des Rotors gek¨ uhlt

Da die K¨ uhlung sowohl vom Prozeß als auch von der Qualit¨at der Str¨omungsf¨ uhrung her mit einem Wirkungsgradverlust verbunden ist, wird daran gearbeitet, die f¨ ur die Schaufelkonstruktion heute noch u ¨blichen metallischen Werkstoﬀe durch keramische zu ersetzen. Wenn diese Entwicklung gelingt, w¨ are eine Anhebung der Turbineneintrittstemperatur auf Werte bis ca. 1 300◦ C denkbar. Der Wirkungsgrad der Energieumwandlung liegt beim einfachen Gasturbinenprozeß mit einer Temperatur von ca. 1 050◦ C am Eintritt in die Turbine bei ca. 32%. Eine Verbesserung w¨ are durch die Einf¨ uhrung der Zwischen¨ uberhitzung und Zwischenk¨ uhlung im Verdichter m¨ oglich, vgl. Abschn. 3.4.2.3. Wegen der aufwendigen Kanalf¨ uhrung hat man diesen Weg in der Kraftwerkstechnik nicht gew¨ ahlt; vielmehr hat sich die Kombination mit dem Dampfkraftprozeß als g¨ unstiger erwiesen. Neben der kompakten und einfachen Bauweise liegt der besondere Vorteil der Gasturbinenanlagen im Vergleich zu den Dampfkraftwerken in der kurzen Anfahrzeit. Das Anfahren und Belasten einer Gasturbine allein dau-

14.2 Kombinierte Kraftwerksprozesse mit Gas- und Dampfturbinen

349

ert nur wenige Sekunden, es ist daher nicht erforderlich, sie als mitlaufende Reserve einzusetzen. Gasturbinen lassen sich vollautomatisch an- und abfahren und u onnen daher dezentral im Verbrauchsschwerpunkt ¨berwachen. Sie k¨ aufgestellt werden.

14.2 Kombinierte Kraftwerksprozesse mit Gas- und Dampfturbinen 14.2.1 Gas- und Dampfturbinenprozeß mit nichtbefeuertem Abhitzekessel Die M¨ oglichkeiten der Verbesserung des Dampfkraftprozesses f¨ ur die Umwandlung von W¨arme in elektrische Energie scheinen weitgehend ausgesch¨opft zu sein. Im Gegensatz dazu hat die Verkn¨ upfung des Gasturbinen- mit dem Dampfkraftprozeß Fortschritte gebracht. Bei der Verwendung der sauberen Brennstoﬀe Heiz¨ol EL oder Gas wird dieses Anlagenkonzept bereits erfolgreich angewandt, vgl. [6], [15] und [17]. Die einfachste M¨ oglichkeit zur Verbesserung des Wirkungsgrades einer Gasturbinenanlage besteht in der Verbindung mit einem nachgeschalteten Dampfkraftprozeß. Diese Kombination wird nachfolgend als Gas- und Dampfturbinenprozeß (GuD) bezeichnet. Beim GuD-Prozeß werden die Abgase aus der Gasturbine durch einen Abhitzekessel gef¨ uhrt, in dem u ¨berhitzter Dampf f¨ ur den Dampfkraftprozeß erzeugt wird, vgl. das Schaltschema in Abb. 14.5. Rauchgase zum Kamin 13 7 15

14

5 6 9

Brennstoff

10 8 11

2

3 4

1

G ~ 12

G ~

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Luftansaugung Verdichter Brennkammer Gasturbine Verdampfer Umw¨ alzpumpe Economizer Abhitzekessel ¨ Uberhitzer Dampfturbine Kondensator Kondensatpumpe Speisewasserbeh¨ alter Speisepumpe Dampftrommel

Abbildung 14.5. Schaltschema eines GuD-Prozesses mit Gasturbine und nachgeschaltetem Dampfkraftprozeß

Der Dampfteil der in dieser Abbildung dargestellten Kombianlage unterscheidet sich von konventionellen Dampfkraftprozessen durch die nur einstuﬁ-

350

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

ge Speisewasservorw¨ armung und die fehlende Vorw¨armung der Verbrennungsluft. Die Rauchgasw¨ arme muß daher vollst¨ andig zur Vorw¨armung, Verdamp¨ fung und Uberhitzung des Speisewasserstroms verwendet werden. Aus dieser Forderung ergibt sich eine Besonderheit bei Abhitzekesseln: Wie das Temperatur-W¨ armediagramm (Abb. 14.7) zeigt, besteht die kleinste Temperaturdifferenz zwischen der Wasser/Dampfseite und den Rauchgasen – die sogenannte Gr¨ adigkeit – am Austritt des Economizers. Daraus folgt, daß bei Abhitzekesseln die Dampfproduktion fast unabh¨ angig von der Speisewassertemperatur ist. Der Nachteil der in Abb.14.5 dargestellten Eindruckschaltung ist der ungen¨ ugende Energieausnutzungsgrad der Abw¨arme, der sich in einer hohen Abgastemperatur von 180◦ C und mehr ¨ außert. Die einfachste M¨oglichkeit zur weiteren Senkung der Abgastemperatur besteht darin, einen weiteren Nieder¨ druckdampferzeuger mit -Vorw¨ armer, -Verdampfer und -Uberhizer anzuordnen, mit dem Abgasw¨ arme zur Erzeugung eines Niederdruckdampfes genutzt wird. Mit diesem Niederdruckdampf kann mechanische Energie gewonnen werden, wenn man ihn an einer geeigneten Stelle in die Turbine einf¨ uhrt. Dazu ist eine Maschine mit zwei Dampfeinf¨ uhrungen f¨ ur Hoch- und Niederdruckdampf erforderlich, Abb. 14.6. zeigt das Schema einer Zweidruckschaltung. Bei kommerziellen Anlagen mit optimierter W¨armenutzung und Zweidruckschaltungen werden Netto-Wirkungsgrade von bis zu 60% erreicht. Wegen 13

1 Luftansaugung 2 Verdichter 3 Brennkammer 4 Gasturbine 5 HD-Endüberhitzer 6 HD Verdampfer 7 ND-Überhitzer 8 ND-Verdampfer 9 HD-Vorwärmer 10 ND-Vorwärmer 11 ND-Speisepumpe 12 HD-Speisepumpe 13 Speisewasserbehälter 14 Dampturbine 15 Kondensator 16 Kondensatpumpe

70 oC Rauchgase zum Kamin o 11 95 C 10 9 8 7

5

G ~

2 1

O

300 C, 5 bar

320OC 5,2 bar 5,5 kg/s

6

Erdgas 475 MW

178 MW

12

88M W

550°C, 105 bar

75 kg/s 650°C 388 kg/s

14

15

3 4

16

G ~

Abbildung 14.6. Schema eines GuD Prozesses mit einer Zweidruckschaltung und Wasserumw¨ alzung im Abhitzekessel.

des Betriebsverhaltens und des resultierenden Wirkungsgrades der Gasturbine bringt ein Luftvorw¨ armer aus folgenden Gr¨ unden keinen Nutzen:

14.2 Kombinierte Kraftwerksprozesse mit Gas- und Dampfturbinen

351

T Turbinenaustritt

Rauchgastemperatur

HD-Temperatur Dampftemperatur

Grädigkeit

Abgastemperatur Überhitzer

Verdampfer

Economizer

übertragene Wärmeleistung

Abbildung 14.7. Temperatur-W¨ armediagramm f¨ ur einen Abhitzekessel

• Beim Verdichter bleibt der Volumenstrom der angesaugten Luft praktisch konstant, bei einer Temperaturerh¨ ohung reduziert sich deshalb wegen der geringeren Dichte der Luftmengenstrom. • Die von der Turbine abgegebene Leistung nimmt deshalb mit steigender Ansaugtemperatur ab. Der begrenzende Parameter f¨ ur die Nutzung der Abgasw¨arme ist die Gr¨adigkeit des Abhitzekessels; das ist die kleinste Temperaturdiﬀerenz zwischen Arbeitsmittel und Rauchgasen im Economizer/Verdampfer, vgl. Abb. 14.7. Eine Reduktion der Gr¨ adigkeit/Abgastemperatur ist nur auf Kosten zus¨atzlicher W¨ armeaustauscherﬂ¨ achen m¨ oglich, deren Fl¨ achen dann allerdings exponentiell anwachsen. Praktisch kann bei Glattrohrw¨armeaustauschern eine Gr¨adigkeit von ca. 50◦ C und bei Rippenrohren eine Gr¨adigkeit von 25◦ C nicht unterschritten werden. Der Wirkungsgrad des GuD-Prozesses kann gem¨aß ηGuD =

PN + PN G D = ηG + ηD 1 − ηG Q˙

(14.6)

zuG

geschrieben werden. Der Index G steht hier f¨ ur den Gasturbinen- und D f¨ ur den Dampfturbinenteil. Man erkennt aus (14.6), daß ein nachgeschalteter Dampfkraftprozeß immer eine Verbesserung des Wirkungsgrades gegen¨ uber dem Gasturbinenprozeß bringt. Der Einﬂuß des Gasturbinenwirkungsgrades auf ηGuD kann wie folgt abgesch¨ atzt werden: ∂η ∂ηGuD = 1 + D 1 − ηG − ηD . ∂ηG ∂ηG

(14.7)

Eine Erh¨ ohung von ηG ist nur dann sinnvoll, wenn ηGuD dadurch zumindest nicht abnimmt. Aus (14.7) folgt f¨ ur den Grenzfall ∂ηGuD /∂ηG = 0

1 − ηD ∂ηD

=− . (14.8)

∂ηG

1 − ηG Grenz

352

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

Eine Verbesserung von ηG ist also nur dann angebracht, wenn dadurch ηD nicht st¨ arker abnimmt als der durch (14.8) gegebene Grenzwert. Eine Abnahme von ηD ergibt sich haupts¨ achlich aus einer Verminderung der Gasturbinen-Abgastemperatur. Diese Temperatur h¨ angt stark vom Druckverh¨altnis ab. Zwar ist bei einem gr¨ oßeren Druckverh¨ altnis ηG gr¨ oßer, wegen (14.7) und (14.8) kann aber der Gesamtwirkungsgrad geringer sein. Eine Gasturbine mit maximalem Wirkungsgrad ergibt deshalb noch keinen optimalen Kombiprozeß. Beispiel 14.1. Zu untersuchen ist der in Abb. 14.5 im Schaltschema und in Abb. 14.8 im T,s-Diagramm dargestellte GuD-Prozeß. Im Vorschaltprozeß wird die Luft bei 300 K angesaugt, die Turbineneintrittstemperatur betr¨ agt 1 300 K und das Druckverh¨ altnis sei 8. Der Wirkungsgrad des Verdichters betrage 85% und derjenige der Turbine 90%. Das Arbeitsmittel ist ein thermisch und kalorisch perfektes Gas mit κ = 1,4 und cp = 0,994 kJ/kgK. Beim Nachschaltprozeß handelt es sich um einen einfachen Dampfkraftprozeß. Der Frischdampfzustand betrage 400◦ C, 30 bar und der Kondensatordruck 0,1 bar. Der Wirkungsgrade der Speisepumpe und der Turbine liegen bei 85 bzw. 90%. Unter Ber¨ ucksichtigung eines Druckverlustes im Abhitzekessel von 1 bar und 0,03 bar im Kondensator liefert ein zu Beispiel 3.2 analoger Rechengang die Daten des Dampfkraftprozesses: h1 = 191,83 kJ/kg,

h3 = 3 232,5 kJ/kg,

h2 = 195,50 kJ/kg,

h4 = 2 297,5 kJ/kg.

r

r

Die Abgastemperatur TRG hinter dem Abhitzekessel betrage 400 K. Man bestimme unter Benutzung der Ergebnisse von Beispiel 3.5: a) die speziﬁsche Nutzarbeit des Gases, die zuzuf¨ uhrende speziﬁsche W¨ arme und den thermischen Wirkungsgrad des realen Gasturbinenprozesses, b) das Verh¨ altnis der Massenstr¨ ome durch die Dampf- und Gasturbine, c) die speziﬁsche Nutzarbeit des Dampfes und den thermischen Wirkungsgrad des Dampfkraftprozesses, sowie d) den thermischen Wirkungsgrad des GuD-Prozesses. L¨ osung. a) Der Gasturbinenprozeß wurde unter Voraussetzung einer verlustfreien Verdichtung und Expansion im Beispiel 3.5 untersucht. Die speziﬁsche Verdichterbzw. Turbinenarbeit ergab sich zu wV = 242,0 kJ/kg und wT = −578,8 kJ/kg. Mit den vorgegebenen Wirkungsgraden folgt f¨ ur den verlustbehafteten Prozeß wV wV = = 284,7 kJ/kg r ηV und wT = ηT wT = −521,0 kJ/kg. r

F¨ ur die Temperatur nach Verdichter T2 gilt wegen

cp T2 − T2

r

und T2 = 543,4 K

r

= wV − wV r

14.2 Kombinierte Kraftwerksprozesse mit Gas- und Dampfturbinen

353

T Brennkammer Q Br

Gasturbine

Verdichter Abhitzekessel

Dampfturbine

Kondensator Q K

s

T2 = T2 +

1 − ηV wV ηV

r

Analog gilt

cp T4 − T4

r

cp

Abbildung 14.8. Schematische Darstellung des GuDProzesses im T,s-Diagramm

= 586,4 K.

= wT − wT . r

Die darin enthaltene Temperatur T4 bestimmt man nach (3.36) zu

T4 = T3

p3

1−κ κ

p4

= 717,7 K.

Damit erh¨ alt man die Temperatur nach Turbine

T4 = T4 + 1 − ηT

wT

cp

r

= 775,9 K.

Der Prozeß liefert die speziﬁsche Nutzarbeit

wN = wT − wV = 236,3 kJ/kg, r r G

f¨ ur die eine speziﬁsche W¨ arme

qzuG = cp T3 − T2

r

= 709,3 kJ/kg

zugef¨ uhrt werden muß. Damit folgt f¨ ur den Wirkungsgrad des Gasturbinenprozesses wN G ηG = = 0,333. qzuG Der Wirkungsgrad des idealen Prozesses war 45%. Der Gasturbinenprozeß reagiert oﬀensichtlich empﬁndlich auf Irreversibilit¨ aten im Verdichter und in der Turbine.

354

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

b) F¨ ur den Dampfkraftprozeß steht als W¨ armezufuhr

qzu = cp T4 − TRG

= 373,6 kJ/kg,

r

D

bezogen auf das Rauchgas, zur Verf¨ ugung. Aus der W¨ armebilanz

m ˙ D h3 − h2

=m ˙ G cp T4 − TRG

r

r

berechnet man das Verh¨ altnis der Massenstr¨ ome durch die Dampf- und Gasturbine

y=

m ˙D

=

m ˙G

cp T4 − TRG r

h3 − h2

= 0,123.

r

c) F¨ ur die speziﬁsche Arbeit des Dampfprozesses pro kg Dampf erh¨ alt man

wN = wT − wSp = h3 − h4 r r D

r

− h2 − h1

r

= 931,8 kJ/kg.

F¨ ur den Wirkungsgrad des Dampfkraftprozesses folgt

ηD =

wN

D

qzu

=

h3 − h4

r

− h2 − h1

h3 − h2

r

= 0,307.

r

d) Die speziﬁsche Arbeit des GuD-Prozesses pro kg Rauchgas ergibt sich zu wN

GuD

= wN + y wN = 350,9 kJ/kg. G

D

Schließlich folgt f¨ ur den Wirkungsgrad des GuD-Prozesses wN GuD ηGuD = = 0,495. qzuG Es ist zu beachten, daß hier bereits die Abgasverluste ber¨ ucksichtigt sind. Der Wirkungsgrad des Kombiprozesses ist also gr¨ oßer als die Wirkungsgrade der Einzelprozesse.

14.2.1.1 Gasturbinenprozeß mit Wassereinspritzung Zu einer Alternative zum GuD-Prozeß k¨ onnte sich f¨ ur Anlagen kleinerer Leistung der Gasturbinenprozeß mit Wassereinspritzung entwickeln (STIGProzeß).3 Bei diesem Prozeß wird der mit der Abgasw¨arme der Gasturbine im Abhitzekessel erzeugte Dampf durch Eind¨ usung in die Brennkammer f¨ ur den Prozeß nutzbar gemacht. F¨ ur die Durchf¨ uhrung des Prozesses ist neben der Gasturbine nur noch ein Abhitzekessel erforderlich, was zu einer im Vergleich zum GuD-Prozeß einfacheren Anlagentechnik bei einem immer noch beachtlichen Wirkungsgrad f¨ uhrt, vgl. Abb. 14.9 und [8], [10]. Wegen des reduzierten Luftmassenstroms ist die erforderliche Antriebsleistung f¨ ur den Verdichter

14.2 Kombinierte Kraftwerksprozesse mit Gas- und Dampfturbinen Dampfeinspritzung Brennkammer 3

4

5

T

5

2 7a Verdichter 1 7 Luft Wasser zum Kamin

4

Turbine

3

1

6 7a

2 6

355

7

s

Abbildung 14.9. Schema und T,s-Diagramm f¨ ur einen Gasturbinenprozeß mit Wassereinspritzung

geringer als beim einfachen Gasturbinenprozesß und die Turbinenleistung infolge der Dampfeind¨ usung h¨ oher. Im Vergleich zu einer GuD Anlage ist der erreichbare Wirkungsgrad um ca. 6% Punte geringer (ηW E = ca.0, 94ηGuD ). Den Vorteilen dieses Prozesses – einfacher Aufbau und geringe Investitionskosten – stehen im Vergleich zum GuD-Prozeß als Nachteile der Wasserverbrauch und der geringere Wirkungsgrad gegen¨ uber. Die Anlagentechnik f¨ ur den STIG-Prozeß ist ausgereift, der Prozeß wird f¨ ur Anlagen bis ca. 40 MW Leistung weltweit eingesetzt. Eine weitere Prozeßvariante ist der sogenannte HAT-Prozeß 4 , bei dem zus¨atzlich zur Abw¨ arme der Gasturbine noch die durch Zwischenk¨ uhlung der Verbrennungsluft zwischen zwei Verdichterstufen entzogene W¨arme zur Dampferzeugung genutzt wird. Wie beim STIG-Prozeß wird der erzeugte Dampf in die Brennkammer eingef¨ uhrt. Wegen der Zwischenk¨ uhlung verbessert sich im Vergleich zum STIG-Prozeß der Verdichterwirkungsgrad und infolge der gr¨ oßeren Dampfmenge ergibt sich weiter eine h¨ohere Turbinenleistung. Bei einer optimierten Anlagentechnik ist zwar der resultierende Wirkungsgrad ηHAT gr¨ oßer als ηSTIG aber immer noch geringer als ηGuD . Durch die aufwendige Zwischenk¨ uhlung geht gegen¨ uber dem GuD-Prozeß der Vorteil des einfacheren Aufbaus verloren. 14.2.1.2 Kombiprozeß mit integrierter Kohlevergasung Grundlegende Voraussetzung f¨ ur den Kombiprozess mit integrierter Kohlevergasung5 ist die Bereitstellung gasturbinenvertr¨aglicher Rauchgase. Die zur Zeit in Form von Demoanlagen ausgef¨ uhrten Projekte werden bei Gasturbineneintrittstemperaturen von ca. 1 000◦ C in der Regel ohne Zusatzfeuerung betrieben. Ein vereinfachtes Blockschema der 250 MW-Anlage Bug” 3

4 5

Dieser Prozeß ist in der amerikanischen Literatur auch als Cheng- Prozeß bekannt. STIG steht f¨ ur STeam Injected Gasturbine cycle. HAT steht f¨ ur: Humid Air Turbine In der Literatur IGCC-Anlagen bezeichnet, IGCC: Integrated Gasiﬁcation Combined Cycle.

356

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

genum“ [18], die 1993 in den Niederlanden in Betrieb genommen wurde, ist in Abb. 14.10 dargestellt. Dieses Kombikraftwerk, das mit einer Flugstrom-Sauerstoﬀvergasung der Firma Shell ausger¨ ustet ist, erreicht einen Wirkungsgrad von 43%. Die speziﬁschen Investitionskosten wurden mit ca. 3 400 DM/kW damaliger W¨ ahrung angegeben. F¨ ur eine ¨ ahnlich konzipierte Anlage mit 300 MW Leistung, die mit rheinischer Braunkohle betrieben werden sollte, wurden von der RWE Energie AG umfangreiche Studien durchgef¨ uhrt, aus Gr¨ unden der Wirtschaftlichkeit aber nicht weiter verfolgt. Abgas Rohkohle 80 t/h

-

Wasser

??

-

- Vergasung

6 Dampf -

Speisewasser

6

Abhitzekessel

6 Rauchgas

Rohgas

?

Speisewasser - Rohgask¨ uhler

?

Abwasser

Gasreinigung

?

Schwefel

Reingas-

Abdampf -

Dampfturbine

Kohlenstaub

Speisewasser Sauerstoﬀ Schlacke

6

Mahltrocknung

128 MW

? Generator

Strom ≈ 250 MW

6

158 MW

Gasturbine

?

Flugstaub

Abbildung 14.10. Blockschema eines 250 MW-Kombikraftwerkes mit integrierter Kohlevergasung

14.2.1.3 Kombiprozeß mit Zusatzfeuerung Die Abgase der Gasturbinen haben noch einen Sauerstoﬀgehalt von 15–18%. Diese k¨ onnen nun als Sauerstoﬀtr¨ ager f¨ ur eine Zusatzfeuerung dienen. Bei ¨ oder Gas gefeuerten Anlagen hatte sich diese L¨osung als zweckm¨aßig mit Ol erwiesen und wurde mehrfach ausgef¨ uhrt [11]. Bei mit Kohle betriebenen Zusatzfeuerungen hat es sich aus anlagentechnischen Gr¨ unden als g¨ unstiger erwiesen, die Abw¨arme aus der Gasturbine in einem separaten Abhitzekessel zu nutzen und den erzeugten Dampf vor der Mitteldruckturbine mit dem Dampfstrom aus dem Zwischen¨ uberhitzer zusammenzuf¨ uhren. Bez¨ uglich der m¨ oglichen Varianten der Zusammenf¨ uhrung, die als Verbundblock bezeichnet werden, sei auf [14] und Abb. 14.11 verwiesen. Der Wirkungsgrad eines Verbundblocks errechnet sich aus ηG Q˙ G + ηD Q˙ F + Q˙ G 1 − ηG PN + PN G D = . (14.9) ηVB = Q˙ + Q˙ Q˙ + Q˙ G

F

G

F

Hier ist Q˙ F die W¨ armeleistung der Zusatzfeuerung. ηVB wird durch die Zusatzfeuerung verbessert, wenn

14.3 Kombikraftwerke mit aufgeladener Feuerung und Heißgasreinigung

357

Erdgas

Luft

240 bar 570°C 450 kg/s G ~

G ~

600 MW

150 MW 550°C 487 kg/s

54 bar 590°C 405 kg/s 54 bar 530°C 42 kg/s 300 bar 275°C A5 - A7 25°C A4

Abhitzekessel A2, A3 A1 90°C

Abbildung 14.11. Schema eines 750 MW-Verbundblocks mit kohlegefeuertem Dampferzeuger

∂ηVB >0 ∂ Q˙

(14.10)

F

gegeben ist. Nach einigen Umformungen folgt schließlich die Bedingung ∂ηD η ≥ D ηVB − ηD . PN ∂ Q˙ F

(14.11)

D

Diese Bedingung sagt aus, daß der Wirkungsgrad des Kombiprozesses durch die Zusatzfeuerung nur dann verbessert wird, wenn sich dadurch der Wirkungsgrad des Dampfkraftprozesses st¨ arker erh¨oht als die rechte Seite von (14.11). Die Erh¨ ohung von ηD muß umso gr¨ oßer sein, je gr¨oßer die ηD und die Diﬀerenz (ηVB − ηD ) sind. Bei modernen Gasturbinen mit Eintrittstemperaullt. turen oberhalb von ca. 1 000◦ C ist (14.11) nicht mehr erf¨ Die Zusatzfeuerung mit Kohle wird bei Neuanlagen aus anderen Gr¨ unden als dem der Wirkungsgradverbesserung angewandt. Ein Gesichtspunkt ist, daß ein preiswerter bzw. immer verf¨ ugbarer Brennstoﬀ verwendet werden kann.

14.3 Kombikraftwerke mit aufgeladener Feuerung und Heißgasreinigung 14.3.1 Allgemeines ¨ Bei dieser Variante sind Verdampfer, Uberhitzer und Zwischen¨ uberhitzer in die Brennkammer der Gasturbine integriert, und der Economizer ist hinter der

358

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

0,5 Verbundbetrieb

ηNetto [-]

0,4

Dampfprozeß

0,3

0,2 Gasturbine 0,1 0

200

400

600

800

PNetto [MW]

10 4

11

1

3

G ~

2

G ~

12 5 9 13 8

6

Abbildung 14.12. Einzel- und Summenwirkungsgrade eines Verbundblocks 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Luftansaugung Verdichter Druckwirbelschicht Heißgasentstauber Gasturbine ND-Economizer Vorw¨ armer Speisewasserbeh¨ alter Speisepumpe Dampferzeuger Turbogruppe Zwischen¨ uberhitzer Kondensator Kondensatpumpe

7 14

Abbildung 14.13. Kombianlage mit Druckwirbelschichtfeuerung

Gasturbine angeordnet, vgl. Abb. 14.13. Es besteht eine gemeinsame Feuerung f¨ ur die Gasturbine und den Dampfteil. Der Vorteil des Prozesses besteht in der kompakten Bauweise, denn bei h¨ oheren Dr¨ ucken ist wegen der gr¨ oßeren Massenstromdichte der gasseitige W¨ arme¨ ubergang besser und demzufolge die erforderliche W¨armeaustauscherﬂ¨ ache geringer. Als verfahrenstechnischer Vorteil kommt hinzu, daß wegen des W¨ armeabbaus in der Brennkammer die Eintrittstemperatur in die Gasturbine ohne einen zus¨ atzlichen Luft¨ uberschuß erreicht werden kann. Der Luft¨ uberschuß kann vielmehr nach den Erfordernissen der Feuerung eingestellt werden. Nach Austritt aus dem Dampferzeuger werden die unter Druck stehenden Verbrennungsgase zur Gasturbine geleitet. Vor dem Eintritt in diese sind mit Heißgasﬁltern die Ballaststoﬀe bis auf zul¨assige Restmengen zu entfer-

14.3 Kombikraftwerke mit aufgeladener Feuerung und Heißgasreinigung

359

nen. Zur L¨ osung dieser Aufgabe werden mechanische Filter in der Form von Zyklonabscheidern und keramischen Kerzenﬁltern verwendet. Da mit diesen Einrichtungen die Anforderungen der bestehenden Hochtemperaturgasturbinen nur schwer erf¨ ullbar erscheinen, wird an der Entwicklung verschleißfester Gasturbinen gearbeitet, f¨ ur die ein h¨ oherer Staubgehalt zul¨assig ist. Die Anforderungen bzgl. der Gasreinheit k¨onnen allerdings auch durch ¨ Ubergang auf den geschlossenen Gasturbinenprozeß erf¨ ullt werden. Bei diesem erfolgt die W¨ armezufuhr an das Arbeitsmittel vor der Turbine mit einem W¨ armeaustauscher. Hinter der Turbine durchstr¨omt das Arbeitsmittel einen K¨ uhler und wird danach wieder vom Verdichter angesaugt. Die Komponenten dieses Prozesses (Verdichter, W¨ armeaustauscher, Turbine und K¨ uhler) entsprechen den Komponenten einer Dampfkraftanlage [7]. 14.3.2 Anlagen mit aufgeladener Wirbelschicht Bei diesem Anlagenkonzept ist der direkte Einsatz von Kohle bei einem Kombikraftwerk m¨ oglich. Sie wird dazu als Kohle/Wasser-Suspension mit Pumpen in die unter einem Druck von ca. 12 bar stehende Wirbelschicht eingebracht. In dieser laufen zum einen die Verbrennungsreaktionen ab, und zum anderen wird durch Kalkzugabe der Brennstoﬀschwefel gebunden. Durch eine geeignete Reaktionsf¨ uhrung wird eine geringe NOx -Bildung sichergestellt und mit Tauchheizﬂ¨ achen in der Wirbelschicht die zul¨ assige Temperatur von ca. 850◦ C f¨ ur die Schwefeleinbindung eingehalten. Die abgef¨ uhrte W¨arme dient zusammen mit der Abgasw¨ arme aus der Gasturbine zum Betreiben eines hochwertigen Dampfkraftprozesses, vgl. das Anlagenschema in Abb. 14.13 sowie [7] und [1]. Vorteile des Konzeptes bestehen hinsichtlich der kompakten Bauweise und in der Integration der Umweltschutzmaßnahmen. Ein Nachteil ist die Begrenzung der Gasturbineneintrittstemperatur durch die Wirbelschicht, in der wegen der Schwefeleinbindung eine Temperatur von ca. 850◦ C einzuhalten ist. Wegen dieser Temperaturgrenze kann das Wirkungsgradpotential nicht voll ausgenutzt werden. Die erreichbaren Wirkungsgrade liegen bei 43% und damit im Bereich der Dampfkraftwerke, vgl. Abb. 14.14. Zur Zeit sind drei Druckwirbelschicht-Kombianlagen mit einer elektrischen Leistung von jeweils 70 MW im Bau oder in Betrieb. Die erste dieser Anlagen wird seit 1992 von den Stadtwerken Stockholm zur Kraft-W¨arme-Kopplung eingesetzt. 14.3.3 Anlagen mit aufgeladenen Staubfeuerungen ¨ Eine gewisse Vereinfachung der Prozeßkette bei einem gleichzeitigen Ubergang auf noch h¨ ohere Eintrittstemperaturen in die Gasturbine bietet eine unter Druck arbeitende Schmelzkammerfeuerung. Dabei wird wie bei ¨ol- und gasgefeuerten Brennkammern das Heißgas direkt zur Turbine gef¨ uhrt. Bei diesem

360

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken 1 Dampfkraftprozeß

50 4

h [%]

2 Kombikraftwerk mit Druckwirbelschicht

5

45

3 Kombikraftwerk mit Kohlevergasung

3

4 Kombikraftwerk mit Erdgasfeuerung

2

40

5 Kombikraftwerk mit Druckschmelzfeuerung

1

35 700

1100

900

JE [°C] 1300

Abbildung 14.14. Wirkungsgrad von Kombiprozessen als Funktion der Gasturbineneintrittstemperatur. Der Bereich f¨ ur den Dampfkraftprozeß ist nur zum Vergleich aufgef¨ uhrt flüssige Schlacke Kalk

2 9

Kamin

5 6 1

G ~

4

G ~

1 2 3 4 5 6 7 8 9

Verdichter Brennkammer Staubﬁlter Gasturbine Abhitzekessel Dampfturbine Kondensator Speisepumpe ¨ Uberhitzer

88 3 Flugasche

7

Abbildung 14.15. Schema eines Kombikraftwerkes mit aufgeladener Schmelzkammerfeuerung

Anlagenkonzept sind zur Entfernung der Schadgase am kalten Ende“ REA” und DeNOx-Anlagen vorzusehen, vgl. Abb.14.15. Ein großtechnisch noch nicht gel¨ ostes Problem ist dabei allerdings die Filtrierung der Rauchgase, die bei hoher Temperatur zu erfolgen hat und die trotzdem ausreichend sein muß, um Korrosionen und Erosionen in der Gasturbine zu vermeiden. Bei der Schmelzkammer wird die Heißgasreinigung noch dadurch erschwert, daß sich die Ascheanteile noch im ﬂ¨ ussigen Zustand beﬁnden. Bez¨ uglich des Entwicklungsstandes sei auf die Literatur verwiesen [13].

14.4 Andere Vorschaltprozesse

361

14.4 Andere Vorschaltprozesse 14.4.1 Allgemeines Der Erh¨ ohung des Frischdampfzustandes beim Dampfkraft-Prozeß sind wegen des gleichzeitigen Auftretens hoher Temperaturen und hoher Dr¨ ucke aus Werkstoﬀgr¨ unden Grenzen gesetzt. Eine M¨ oglichkeit zur Erh¨ohung der Frischdampftemperatur besteht nun darin, Arbeitsmittel mit einem niedrigeren Dampfdruck als Wasser zu verwenden. An diese sind folgende Anforderungen zu stellen: • Sie m¨ ussen u ochste Prozeßtemperatur hinaus chemisch stabil sein, ¨ber die h¨ • sie d¨ urfen nicht aggressiv gegen die Werkstoﬀe von Kessel und Turbine sein, • der h¨ ochsten Prozeßtemperatur darf ein nicht zu hoher und der niedrigsten ein nicht zu geringer S¨ attigungsdruck entsprechen. Obgleich im Prinzip eine Reihe von Stoﬀen als Arbeitsmittel in Frage kommen, bleiben nach genauerer Untersuchung allein Quecksilber, Kalium und C¨asium u ¨brig. Bei den anderen Stoﬀen handelt es sich um organische Substanzen, die bei hohen Temperaturen zerfallen, oder es sind anorganische Verbindungen, die stark korrosiv wirken. Die Verwendung von Quecksilber als Arbeitsmittel wurde bereits um die Jahrhundertwende vorgeschlagen. In den USA wurden von 1917 bis 1948 insgesamt sieben Quecksilber-Dampfkraftwerke errichtet. Das letzte davon wurde bis 1968 betrieben. Obwohl sich diese Anlagen im Betrieb bew¨ahrten, ergaben sich technische und praktische Gr¨ unde, die eine Weiterentwicklung nicht ratsam erscheinen lassen: • Bei Temperaturen u ¨ber 620◦ C ergeben sich nicht akzeptable Korrosionsraten f¨ ur Chrom-Nickel-St¨ ahle. Mit dieser Temperaturgrenze ist der Vorteil gegen¨ uber dem klassischen Kraftwerksprozeß nur gering. • F¨ ur eine 500 MW-Anlage wird eine Quecksilbermenge von 1,8 · 106 kg ben¨ otigt; dies ist ca. 20% der Weltjahresproduktion. • Quecksilberd¨ampfe sind hochgiftig. C¨ asium scheidet f¨ ur absehbare Zeit wegen seines hohen Preises als Arbeitsmittel aus, so daß als Alternative Kalium u ¨brigbleibt. 14.4.2 Zweistoﬀ-Kraftwerksprozesse mit Kalium und Wasser Dieser Kraftwerksprozeß besteht aus zwei gekoppelten Kreisl¨aufen mit Kalium und Wasser als Arbeitsmittel, vgl. [12]. Der Prozeß ist in Abb. 14.16 im Schaltbild und in Abb. 14.17 im T,s-Diagramm dargestellt. Die Verdampfung des Kaliums erfolgt bei einem Druck von 2,3 bar und einer Temperatur von 850◦ C. Die Zusammenf¨ uhrung mit dem Wasser/Dampfprozeß geschieht im Kondensator des Kalium-Prozesses, der gleichzeitig Verdampfer des Wasserteils ist. Bei optimaler Abstimmung betr¨agt das

362

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken 8 5

1

6

850°C 2,2 bar

530°C 200 bar

4

400 MW 9

7

G ~

200 MW Luft 2

G ~

3

15

Kamin

Kohle 10

14

13

12

560°C 0,6 bar

1 2 3 4 5

Kaliumkreislauf Kaliumverdampfer Kaliumturbine Kaliumkondensator Wasserkreislauf

6 7 8 9 10

11

¨ Verdampfer/Uberhitzer HD-Turbine Zwischen¨ uberhitzer ND-Turbine Kondensator

11 12 13 14 15

Kondensatpumpe Vorw¨ armer Speisewasserbeh¨ alter Speisepumpe Economizer

Abbildung 14.16. Schaltschema eines Kalium-Wasserdampfprozesses

T

850°C 2,2bar Kalium 560°C 0,7bar

Wasser/Dampf 45°C

530°C

s

Abbildung 14.17. T,s-Diagramm eines Kalium-Wasser-Dampfkraftprozesses (schematisch)

Verh¨ altnis der Leistungsabgabe des Kaliumkreislaufs zu der des Dampfkreislaufs 1:2. Es ergibt sich ein Nettowirkungsgrad von 48%. Trotz des hohen Wirkungsgrades ist es aber nicht sicher, ob eine solche Anlage wirtschaftliche Vorteile br¨ achte. Dies liegt vor allem am erforderlichen Einsatz von teilweise nicht gut bekannten austenitischen Werkstoﬀen f¨ ur Teile des Kaliumkreises und der auch damit zusammenh¨angenden Frage nach der Verf¨ ugbarkeit.

14.5 Energiespeicherung mit Luftspeicher-Gasturbinenkraftwerken

363

14.5 Energiespeicherung mit LuftspeicherGasturbinenkraftwerken Aus dem Gasturbinenprozeß kann ein im Prinzip sehr einfaches Verfahren hergeleitet werden, um Energie in einer f¨ ur die Stromerzeugung geeigneten Form zu speichern. Es besteht darin, komprimierte Luft in ein unterirdisches Reservoir zu pumpen. W¨ ahrend des Spitzenbedarfs wird diese Luft benutzt, um einen Gasturbinenprozeß zu betreiben. Zur Veranschaulichung ist der Prozeß in den Abbildungen 14.18 und 14.19 dargestellt.

1

6 d

a

G/M c

2

f

5

b

a b c d e f

Verdichter Luftk¨ uhler Motor/Generator Turbine Schieber Brennkammer

4 Brennstoff e

e

Luftspeicher

3

Abbildung 14.18. Schema eines Luftspeicherkraftwerks

Der normale Gasturbinenprozeß kann in die Teilschritte Verdichtung der Verbrennungsluft und Entspannung der Verbrennungsgase aufgeteilt werden. Beim Luftspeicherkraftwerk werden diese Teilprozesse zeitlich entkoppelt. Die Verdichtung erfolgt dabei zu Schwachlastzeiten des Hochspannungsnetzes, um billigen Grundlaststrom auszunutzen. Zu Spitzenlastzeiten kann dann die Speicherluft als Verbrennungsluft f¨ ur eine Gasturbinenbrennkammer verwendet werden. Durch Entspannen der Verbrennungsgase in einer Turbine kann mechanische Energie f¨ ur den Antrieb eines Generators bereitgestellt werden. Da die Verdichterarbeit etwa 60% der gewonnenen Turbinenarbeit erfordert, kann so f¨ ur eine beschr¨ ankte Zeit etwa das 2,5-fache an Leistung bei gleicher Turbinengr¨ oße an das Netz abgegeben werden. Ein Unterschied zum gew¨ ohnlichen Gasturbinenprozeß besteht darin, daß die verdichtete Luft nach dem Verdichter vor der Einspeicherung in die unterirdische Kaverne auf Temperaturen unter ca. 60◦ C abgek¨ uhlt werden muß. In der Kaverne k¨ uhlt sich dann die Luft weiter auf die Temperatur des Erdreichs ab. In der Brennkammer ist deshalb zus¨ atzlich eine Aufw¨armung erforderlich. Dies kann allerdings auch durch regenerativen W¨armeaustausch mit den Turbinenabgasen geschehen.

364

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

T 5

2 6

3 4

1

s

Abbildung 14.19. h,s-Diagramm f¨ ur ein Luftspeicherkraftwerk

Um m¨ oglichst viel Energie in einem vorgegebenen Volumen zu speichern, wird die Luft in der Kaverne auf ca. 70 bar verdichtet. Bei einer adiabaten Verdichtung w¨ urde sich die Luft auf eine Temperatur von etwa 800◦ C erw¨ armen. Daraus w¨ urde sich zum einen eine hohe Verdichtungsarbeit und zum anderen eine hohe Beanspruchung der Verdichterbauteile ergeben. Um beides zu vermeiden, wird die Zwischenk¨ uhlung beim Verdichter angewandt und die Temperatur nach der Verdichtung auf ca. 250◦ C gehalten. Zur optimalen Ausnutzung des zur Verf¨ ugung stehenden Druckgef¨alles erfolgt die Entspannung in zwei Stufen: mit einer HD- und einer ND-Turbine mit Zwischen¨ uberhitzung. Die Berechnung des Wirkungsgrades kann unter Beachtung der Besonderheiten nach Abschn. 3.4 erfolgen. Aber bereits die ¨ hier durchgef¨ uhrten Uberlegungen zeigen, daß der Wirkungsgrad dem eines oﬀenen Gasturbinenprozesses entspricht. Verglichen mit der Energiespeicherung in einem Wasserpumpwerk hat dieses Prinzip im wesentlichen drei Vorteile: • Die Energiespeicherung pro Volumen ist gr¨oßer, • es kommen mehr geologische Formationen wie z.B. Salzst¨ocke und Kavernen in Felsgestein in Frage, und • der Landverbrauch ist gering. Die erste kommerzielle Speicheranlage, die nach dem hier beschriebenen Prinzip arbeitet, steht in der N¨ ahe von Oldenburg. Als Speicher werden Kavernen in einem Salzstock mit einem Volumen von 3·105 m3 verwendet. In diesen Kavernen wird die Luft bei 70 bar gespeichert. Die Anlage kann bei einer zul¨assigen Druckabsenkungsgeschwindigkeit von 10 bar/h etwa 2 Stunden lang eine Leistung von 290 MW abgeben. Als Energieaufwand f¨ ur jede abgegebene Kilowattstunde sind dabei 0,8 kWh elektrischer Energie f¨ ur die Verdichtung der Luft und 1,6 kWh an Brennstoﬀenergie f¨ ur die W¨armezufuhr in der Brenn¨ kammer erforderlich. Die Anlage ist seit 1979 in Betrieb [9]. Uber in den USA geplante und ausgef¨ uhrte Anlagen wird in [2] berichtet.

Literatur

365

14.6 Fazit Die Kombination des Gasturbinen- mit dem Wasserdampfprozeß ergibt im Vergleich zu beiden Einzelprozessen eine Verbesserung des Umwandlungswirkungsgrades um 5 bis 10 Prozentpunkte. Die Nutzung von Kohle ist dabei mit zwei unterschiedlichen Anlagentypen m¨ oglich: • durch Integration einer Kohlevergasungsanlage und • durch Verwendung einer druckbefeuerten Brennkammer. Zur optimalen Aussch¨ opfung des Wirkungsgradpotentials ist f¨ ur beide Typen noch die Heißgasentstaubung f¨ ur den großtechnischen Einsatz zu entwickeln. Wenn auch bei der Druckfeuerung noch grunds¨atzliche Forschungsarbeiten zu leisten sind, besteht kein Zweifel an der Eignung von Gasturbinen f¨ ur den Einsatz in kohlegefeuerten Kombikraftwerken. Aufgrund der Wirkungsgradverbesserung ergibt sich eine bedeutende Verminderung der Umweltbelastung. Eine zu den Kombiprozessen verwandte L¨osung ist der Zweistoﬀ-Dampfkraftprozeß. Zur Erreichung von hohen Wirkungsgraden sind allerdings Temperaturen im Bereich von 800–900◦ C notwendig, was zu den bekannten Werkstoﬀproblemen f¨ uhrt. Durch eine zeitliche Entkoppelung des Verdichter- und Turbinenbetriebs und Zwischenspeicherung der verdichteten Luft kann mit dem Gasturbinenprozeß eine Energiespeicherung durchgef¨ uhrt werden. Solchen Speicheranlagen kommt im Hinblick auf die Nutzung regenerativer Energiequellen in Zukunft gr¨ oßere Bedeutung zu.

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366

14 Nutzung fossiler Brennstoﬀe in Gas– und Dampfturbinenkraftwerken

9. Herbst, H.-C., Maaß, P.: Das 290 MW-Luftspeicher-Gasturbinenkraftwerk Huntorf – Bau, Inbetriebnahme, Betriebserfahrungen. VGB Kraftwerkstechnik 60, 174–187 (1980) 10. Kail, Chr.: Analyse von Kraftwerksprozessen mit Gasturbinen unter energetischen, exergetischen und ¨ okonoischen Aspekten. Dissertation TU M¨ unchen (1998) 11. L¨ ohle, H.: Der kombinierte Gas-Dampfturbinenblock Altbach der Neckarwerke – Auslegung, Fahrweise und erste Betriebsbew¨ ahrung. VGB Kraftwerkstechnik 53, 579–592 (1973) 12. v. Lojewski, D., Urban, H.: Der Zweistoﬀ-Dampfprozeß mit Kalium/WasserDampfkreislauf. Jahrbuch der Dampferzeugertechnik, 6. Ausgabe. Vulkan, Essen 1989, 79–99 13. Preußer, G., Spindler, K.: Kohlenstaubdruckfeuerung – Stand, Wirkungsgrad und Entwicklungsziele. VGB Kraftwerkstechnik 68, 917–921 (1988) 14. Rieder, J., Hesse, H.-G., P¨ ohler, F., Sigg, J.: Kraftwerk Franken II, 3. Ausbau, Verbundblock mit 750 MW. VGB Kraftwerkstechnik 75, 181–190 (1995) 15. Thomlinson, L.O., Anderson, R.O., Smith, R.W.: GE-STAG Combined cycle power plant. Proc. Amer. Power Conf. 49, 129–138 (1987) 16. Traupel, W.: Thermische Turbomaschinen, 2 B¨ ande. Springer, Berlin Heidelberg New York 1977 17. Weinzierl, K.: Weiterentwicklung des kombinierten Gas-/Dampfturbinenkraftwerkes (GKD) mit integrierter Kohlevergasung. VGB Kraftwerkstechnik 69, 635–640 (1989) 18. Zon, G.D., de Winter, H.M.J., Willeboer, W.: Kohlevergasung im Dienste der Stromerzeugung: die Demo-KV STEG. VGB Kraftwerkstechnik 74, 436–441 (1994)

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

15.1 Einleitung Die Entwicklung alternativer Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe wird mit dem Ziel durchgef¨ uhrt, den Umwandlungswirkungsgrad in elektrische Energie zu verbessern und die Prozeßtechnik zu vereinfachen. Bei den in den vorhergehenden Kapiteln betrachteten Prozessen f¨ uhrt man die jeweilige Prim¨ arenergie zun¨ achst in W¨ arme u ¨ber. In einem weiteren Schritt wird dann die W¨ arme mittels eines thermodynamischen Kreisprozesses in mechanische Arbeit umgewandelt. Der thermische Wirkungsgrad des Umwandlungsprozesses ist dabei durch den 2. Hauptsatz in der Form des Carnot-Faktors ηC begrenzt, welcher vom Verh¨ altnis der Temperaturen von der W¨armeabfuhr zur W¨ armezufuhr gem¨ aß (3.10) abh¨ angt. Zur Erreichung hoher Wirkungsgrade bestehen zwei M¨oglichkeiten: • Es werden Umwandlungsprozesse gew¨ ahlt, bei denen der Zwischenschritt u armeenergie vermieden, oder ¨ber die W¨ • das Temperaturverh¨ altnis minimiert wird.

15.2 Brennstoﬀzellen 15.2.1 Allgemeines Nach dem 2. Hauptsatz ist der Wirkungsgrad der Energieumwandlung am h¨ ochsten, wenn sie auf reversiblem Weg erfolgt. Bei dem Weg u ¨ber die Verbrennung wird die Irreversibilit¨ at durch den unkontrollierten Elektronenaustausch zwischen den Reaktionspartnern bei der Verbrennung verursacht. Der Elektronenaustausch kann auf kontrolliertem Weg vorgenommen werden, wenn die Brennkammer durch eine Elektrolysezelle ersetzt wird. In solchen Zellen werden die Elektronen u ¨ber einen Leiter ausgetauscht, der direkt mit einem Verbraucher elektrischer Energie verbunden ist. Die chemische Energie

368

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

des Brennstoﬀes wird direkt in elektrische Energie umgewandelt. Energieumwandlungssysteme, die nach diesem Prinzip arbeiten, nennt man Brennstoﬀzellen. Der Aufbau einer solchen Zelle ist in Abb. 15.1 schematisch dargestellt.

U

U

RA

I Uo

tan a= Ri

a

I

Abbildung 15.1. Schematischer Aufbau einer H2 /O2 Brennstoﬀzelle: Rechts: Ideale Spannung–Strom Kennlinie

Bei einer Wasserstoﬀ-Sauerstoﬀzelle wird der Wasserstoﬀ auf der Oberﬂ¨ ache der Anode durch Einwirkung von W¨ arme oder durch die katalytischen Eigenschaften des Anodenmaterials ionisiert. Zwischen Anode und Kathode besteht eine Potentialdiﬀerenz, so daß freie Elektronen durch den ¨außeren Leiter und den Verbraucher zur Kathode wandern und dabei Arbeit leisten k¨ onnen. Die Wasserstoﬀionen verbinden sich schließlich an der Oberﬂ¨ache der Kathode mit den OH-Ionen zu Wasser: Anodenreaktion

H2

−→ 2 H+ + 2 e−

1 O2 + H2 O + 2 e− −→ 2 OH− 2 1 Zellreaktion H2 + O2 −→ H2 O 2 Die Summenreaktion entspricht der gew¨ ohnlichen Wasserstoﬀverbrennung. Als Katalysatoren dienen Platin, Nickel und Silber, als Elektrolyt werden osungen verwendet. F¨ ur einen station¨aren Betrieb muß KOH- oder H3 PO4 -L¨ dem System st¨ andig Wasserstoﬀ und Sauerstoﬀ zugef¨ uhrt werden. Das entstehende Wasser ist in geeigneter Weise abzuf¨ uhren. Die Umwandlung von chemischer in elektrische Energie erfolgt hier isotherm, z.B. bei Umgebungstemperatur. Man spricht deshalb auch von einer kalten Verbrennung. Brennstoﬀzellen sind demnach keine W¨armekraftmaschinen und ihr Wirkungsgrad ist nicht durch den Carnot-Faktor begrenzt. Kathodenreaktion

15.2 Brennstoﬀzellen

369

Wichtig f¨ ur die Funktion der Zelle ist, daß die Elektroden feine Poren aufweisen. Durch die Poren k¨ onnen der Wasserstoﬀ und der Sauerstoﬀ durch die Elektroden diﬀundieren und schließlich in Gegenwart des Elektrolyten unter Freisetzung von elektrischer Energie zu Wasser reagieren. Das Konzept der Brennstoﬀzelle wurde 1938 von Sch¨onbein 1 und 1839 von Grove2 entdeckt und ist damit genauso alt wie die Dynamomaschine zur Umwandlung von mechanischer Energie in Strom. Sch¨onbein hatte gefunden, daß zwischen zwei in eine Elektrolytl¨ osung eintauchenden Platinelektroden ein elektrischer Strom ﬂießt, wenn in die L¨ osung Wasserstoﬀ und Sauerstoﬀ eingebracht werden. Das Arbeitsprinzip der Brennstoﬀzelle ist erstaunlich einfach. Bei der technischen Realisierung haben sich aber derartige Schwierigkeiten ergeben, daß die Vorteile des hohen Wirkungsgrades und der Einfachheit der Anordnung bisher aufgewogen wurden. 15.2.2 Thermodynamik der Brennstoﬀzelle Die Brennstoﬀzelle ist ein oﬀenes thermodynamisches System, in dem die Energiewandlung durch W¨ armeaustausch mit der Umgebung als isothermer Prozeß abl¨ auft, vgl. Abb. 15.2. Die Einsatzstoﬀe und Reaktionsprodukte werden bei konstanter Temperatur und konstantem Druck zu- bzw. abgef¨ uhrt. Q˙ ab

Pel

6

m ˙H

2

m ˙O

2

-

6

-m ˙H

Brennstoﬀzelle

2O

6 Systemgrenze Q˙ zu

Abbildung 15.2. Massen- und Energiestr¨ ome bei einer H2 /O2 Brennstoﬀzelle

Die bei der Oxidation des Brennstoﬀes freiwerdende Enthalpiediﬀerenz (Heizwert) kann nach den S¨ atzen der Thermodynamik in andere Energieformen u uhrt werden. Aus dem 1. Hauptsatz folgt ¨berf¨ dh = dq + V dp = T ds + dw .

(15.1)

dw ist die der Zelle entnehmbare Arbeit, f¨ ur die bei isothermer Prozeßf¨ uhrung 1

2

Christian Friedrich Sch¨ onbein (1799 bis 1868; damals Professor an der Universit¨ at Basel) William Grove (1811–1896).

370

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

dw = (dh − T ds)

T = const

= d (h − T s)

T = const

= dg

(15.2)

gilt. g bezeichnet die speziﬁsche freie Enthalpie (Gibb’sches Potential). Die gewinnbare Arbeit h¨ angt noch davon ab, ob das Reaktionsprodukt gasf¨ormig oder ﬂ¨ ussig ist, d.h. der Heiz- oder Brennwert gewonnen werden kann, und bei welcher Temperatur der Prozeß abl¨ auft. F¨ ur eine Wasserstoﬀzelle mit ﬂ¨ ussigem Endprodukt bei 300 K ergibt sich die speziﬁsche Arbeit ∆w = −1,18 · 105 kJ/kg, die nach 1 ∆w = hH O(l) − hH + hO − 2 2 2 2 1 T sH O(l) − sH + sO = ∆g (15.3) 2 2 2 2 berechnet wird. Die Zahlenwerte f¨ ur die speziﬁsche Enthalpie und Entropie k¨ onnen z.B. aus [1] und einschl¨ agigen Handb¨ uchern entnommen werden. Aus (15.2) kann der thermodynamische Wirkungsgrad der Brennstoﬀzelle bestimmt werden: T ∆sT = const ∆g freie Enthalpie ∆w ηth = = =1− = . (15.4) ∆h ∆h ∆h Reaktionsenthalpie Da nach der Deﬁnition die Reaktionsenthalpie ∆h – dies ist bei einer Verbrennungsreaktion der negativ gerechnete Heizwert – f¨ ur einen energieliefernden Prozeß negativ ist, kann bei einer positiven Reaktionsentropie ηth gr¨oßer als Eins werden. Es wird dabei W¨ arme aus der Umgebung aufgenommen und in elektrische Energie umgewandelt. Dies tritt bei realen Zellen jedoch nicht auf, da bei Strombelastung aufgrund des inneren Widerstands Joule’sche W¨arme entsteht und die Zelle sich aufheizt. F¨ ur eine Wasserstoﬀzelle folgt bei 300 K, 1 bar und ﬂ¨ ussigem Endprodukt mit ∆h = −1,42 · 105 kJ/kg ηth(l) = 0,83. Bezieht man die Energieumwandlung auf den Heizwert, legt also gasf¨ormige Endprodukte zugrunde, erg¨ abe sich ηth(g) = 0,94. Die der Brennstoﬀzelle entnehmbare Arbeit kann auch aus der Zellspannung U0 und der Ladungsmenge dQ bestimmt werden. Pro H2 -Molek¨ ul werden n = 2 Elementarladungen e = 1,602 · 10−19 C transportiert. Dies ergibt pro mol H2 die Energie ∆g = n NA e U0 = n F U0 .

(15.5)

Hier ist n die Zahl der Ladungstr¨ ager pro Molek¨ ul, NA = 6,023 · 1023 die Avogadro- oder Loschmidt-Zahl und F = 9,649 · 104 C/mol die FaradayKonstante. Aus (15.2) und (15.5) kann die Zellspannung

15.2 Brennstoﬀzellen

371

(∆h − T ∆s) ∆g T = const = (15.6) nF nF bestimmt werden. F¨ ur die Wasserstoﬀzelle mit ﬂ¨ ussigem Endprodukt ergibt sich damit bei 300 K und n = 2 U0 =

U0 = −1,23 V. U0 ist die Ruhe- oder Leerlaufspannung beim Strom Null. Wenn ein Strom I ﬂießt, vermindert sich die abgreifbare Klemmenspannung um das Produkt aus dem inneren Widerstand RI der Brennstoﬀzelle und dem Strom I. F¨ ur die Klemmenspannung U gilt dann: U = U0 − RI I.

(15.7)

In Tabelle 15.1 sind die thermodynamischen Daten einer H2 /O2 -Zelle zusammengestellt. Bemerkenswert ist, daß der thermodynamische Wirkungsgrad bei gasf¨ ormigem Endprodukt h¨ oher als beim ﬂ¨ ussigen ist. Tabelle 15.1. Enthalpie, freie Enthalpie, Zellspannung und thermodynamischer Wirkungsgrad einer Wasserstoﬀzelle als Funktion der Temperatur Endprodukt

T [K]

∆h ∆g U0 [kJ/mol] [kJ/mol] [V]

ηth [–]

ηa C [–]

gasf¨ ormig

300 400 500 1 000 2 000

-242,0 -243,0 -243,9 -247,8 -252,2

-228,7 -224,0 -219,2 -192,7 -135,2

-1,19 -1,16 -1,14 -1,00 -0,70

0,94 0,92 0,90 0,78 0,54

0 0,25 0,40 0,70 0,85

300 373

-285,8 -283,3

-237,4 -220,4

-1,23 -1,14

0,83 0,78

0 0,20

ﬂ¨ ussig

a

ηC = 1 − T0 /T und T0 = 300 K.

Leistung einer Brennstoﬀzelle: Wir betrachten die in Abb. 15.1 dargestellte Schaltung einer Brennsstoﬀzelle mit einem inneren Widerstand RI und dem ¨ außeren Widerstand RA . Es ist klar, daß durch den Spannungsabfall am Innenwiderstand der Zelle Abw¨arme erzeugt wird, die den Wirkungsgrad mindert und aus der Zelle abgef¨ uhrt werden muß. Die entnehmbare Leistung der Zelle errechnet sich aus dem Produkt aus abgreifbarer Spannung und Stromst¨ arke: P = U I. Dabei gilt f¨ ur die Spannung U und die Stromst¨ arke I: U = U0 − RI I = RA I

und I =

U0 . RI + RA

(15.8)

372

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

Damit folgt f¨ ur die Leistung: P = (U0 − RI I)I = RA I 2 =

RA U0 2 . (RI + RA )2

(15.9)

Man sieht, daß f¨ ur RA = 0 und RA → ∞ die Leistung P = 0 ist, da entweder U oder I gleich Null ist. Dazwischen liegt f¨ ur RA = RI ein Maximum f¨ ur die Leistung Pmax =

U02 4RI

mit

I=

U0 2RI

und U =

U0 . 2

(15.10)

F¨ ur den theoretischen Spannungswirkungsgrad folgt aus 15.8: ηSp =

RI I U =1− . U0 U0

(15.11)

Bei geringen Leistungen (Str¨ omen) n¨ ahert sich ηSp dem Wert 1, bei maximaler Leistung ist ηSp = 0,5. Der real erreichbare Spannungswirkungsgrad ist wegen folgender Eﬀekte geringer als ηSp nach 15.11: 1. In der N¨ ahe von I=0 gibt es einen steilen Spannungsabfall, bevor die Strom-Spannungskennlinie durch den linearen Ansatz 15.8 angen¨ahert werden kann, vgl. Abb.15.3. Dies beruht auf Sekund¨areﬀekten, Abschirmung der Elektroden durch Raumladungen, Entstehung anderer Komponenten (H2 O2 ) etc., die hier nicht weiter diskutiert werden sollen. Der theoretische Spannungswirkungsgrad 15.11 wird ersetzt durch: ηU =

tats¨achliche Zellspannung U = . reversible Zellspannung U0

(15.12)

2. Bei realen Zellen wird nicht der gesamte zugef¨ uhrte Brennstoﬀ genutzt, dies wird durch einen Brenngasnutzungsgrad erfaßt: ηB =

genutzte Brenngasmenge . zugef¨ uhrte Brenngasmenge

(15.13)

3. F¨ ur den Gesamtwirkungsgrad ist weiter der Energiebedarf f¨ ur die Brennstoﬀaufbereitung, die K¨ uhlung der Zelle sowie die Zu- und Abfuhr der Stoﬀstr¨ ome zu ber¨ ucksichtigen. Dies wird durch einen Verlustwirkungsgrad ηV erfaßt. Der Gesamtwirkungsgrad einer Brennstoﬀzelle ηBZ schreibt sich dann wie folgt: ηBZ = ηth ηU ηB ηV .

(15.14)

Ein Nachteil der Brennstoﬀzellen ist die auf den Zellenquerschnitt bezogene geringe Energiedichte von ca. 1 Watt/cm2 oder 10 kW/m2 . F¨ ur einen Antrieb mit 60 kW ist damit eine Zelle mit 6 m2 Querschnittsﬂ¨ache erforderlich. Man hilft sich damit, daß man Zellen mit einer Querschnittsﬂ¨ache von ca. 100 unschte Spannung und Leistung zu cm2 hintereinanderschaltet, um die gew¨

15.2 Brennstoﬀzellen

373

Zellspannung V

1,0 0,8

0,6

Sauerstoff Luft

0,4 0,2

0,0

0

500

1000

1500

Stromdichte mA/cm2

Abbildung 15.3. StromSpannungskennlinie einer kommerziellen Brennstoﬀzelle.

erhalten. Im Falle eines 60 kW Antriebs sind 600 Zellen erforderlich, die mit Brennstoﬀ und Sauerstoﬀ versorgt werden m¨ ussen sowie mit elektrische Leitern zu verbinden sind. Beispiel 15.1. Eine H2 /O2 -Zelle wird bei einer Temperatur von 300 K betrieben und verbraucht pro Stunde 1 kg Wasserstoﬀ. Das Produkt der Teilwirkungsgrade ηU , ηB und ηV betrage 0,55 und als Endprodukt f¨ allt Wasserdampf an. Man bestimme die Leistung der Zelle und den abzuf¨ uhrenden W¨ armestrom. L¨ osung. Nach Tabelle 15.1 ist ∆H = −242,0 kJ/mol und ∆G = −228,7 kJ/mol. Die reversibel zu gewinnende Leistung ergibt sich nach Gl. 15.2 aus der freien Enthalpie. Mit (MH = 2,016 kg/kmol) folgt: 2

P = ∆G

m ˙H

2

MH

= −31,51 kW.

2

Der thermische Wikungsgrad ergibt sich zu ηth =

∆G = 0,945. ∆H

F¨ ur den Gesamtwirkungsgrad folgt mit Gl. 15.14 ηBZ ≈ ηth ηU ηB ηV = 0,519. Es folgt die reale Zellenleistung Pr = ηBZ P = −16,35 kW und die abzuf¨ uhrende W¨ arme

Q˙ ab = 1 − ηBZ P = 15,16 kW.

374

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

Tabelle 15.2. Typen von Brennstoﬀzellen AFC PAFC PEFC MCFC SOFC

Alkalische Brennstoﬀzelle (Alkaline Fuel Cell) Phosphorsaure-BZ (Phosphoric Acid FC) Polymerelektrolyt-BZ (Proton Exchange Membrane FC) Carbonatschmelzen-BZ (Molten Carbonate FC) Festoxid-BZ (Solid Oxid FC)

15.2.3 Typenvielfalt Erste Anwendung fanden Energieumwandler auf der Basis der Brennstoﬀzelle als Stromquelle f¨ ur Unterseeboote und um 1960 in der Raumfahrt. Sie haben sich dabei als zuverl¨ assige, kompakt aufgebaute und einfach zu betreibende Systeme erwiesen. F¨ ur den kommerziellen Einsatz sind gegenw¨artig f¨ unf Typen in der Entwicklung, die sich hinsichtlich des verwendeten Elektrolyten und der Betriebstemperatur unterscheiden, vgl. Abb. 15.4. Die in der Abbildung verwendeten Namensk¨ urzel stehen f¨ ur: Anhand der beiden Unterscheidungsmerkmale, Betriebstemperatur und Art des Elektrolyten, lassen sich Vor- und Nachteile der f¨ unf Typen hinsichtlich Kosten und Wirkungsgrad darstellen: 1. Bei niedrigen Betriebstemperaturen, wie sie bei den AFC und PEFC zur Anwendung kommen, ist die Reaktionsgeschwindigkeit gering. Deshalb kann bei diesen Typen nur Wasserstoﬀ als Energietr¨ager eingesetzt werden. Die Gewinnung von Wasserstoﬀ aus Erdgas oder anderen Kohlenwasserstoﬀen, die als Brennstoﬀ-Reformierung bezeichnet wird, ist ein aufwendiger und mit Verlusten verbundener Prozeß, der den Gesamtwirkungsgrad zus¨ atzlich mindert. 2. Die Anode muß aus Platin oder anderen wertvollen Metallen hergestellt werden, um die Zellreaktion zu katalysieren. Die daf¨ ur erforderliche Materialmenge ist ein bestimmender Kostenfaktor bei der Herstellung dieser Brennstoﬀzellen. 3. Die Temperatur der Abw¨ arme, die etwa die H¨alfte des Energieeinsatzes ausmacht, ist f¨ ur eine weitere energetische Nutzung zu niedrig, sie kann bestenfalls zur Raumheizung verwendet werden. 4. Andererseits k¨ onnen wegen der niedrigen Betriebstemperatur f¨ ur die Herstellung der Zelle und der erforderlichen St¨ utzkonstruktion billige Materialien verwendet werden. Zus¨ atzlich zu der Betriebstemperatur ist die Art des Elektrolyten von Bedeutung. Fl¨ ussige Elektrolyten haben normalerweise eine h¨ohere Ionenleitf¨ahigkeit und bieten damit geringere Zellwiderst¨ ande als Feststoﬀelektrolyten, sie sind aber andererseits korrosiv, was die Lebensdauer der Zellen verk¨ urzt und zu h¨ oheren Betriebs- und Investitionskosten f¨ uhrt.

15.2 Brennstoﬀzellen

375

Abbildung 15.4. Die verschiedenen Typen von Brennstoﬀzellen unterscheiden durch die Art ihrer Elektrolyten.

15.2.3.1 Entwicklungsstand Anwendung fanden Brennstoﬀzellen bisher in Bereichen, bei denen Kosten keine Rolle spielen, andererseits aber die gebotenen Vorz¨ uge - sie sind leichter als Batterien und leiser als Dieselgeneratoren - sehr hoch bewertet werden. Der Entwicklungsstand der verschidenen Typen kann wie folgt gekennzeichnet werden: AFC: Alkalische Brennstoﬀzellen (AFC) wurden seit 1960 f¨ ur die Verwendung in der Raumfahrt entwickelt und im Rahmen des Appollo- und des Shuttle- Programms auch eingesetzt. Wegen ihres hohen elektrischen Wirkungsgrads und ihrer leicht beherrschbaren Arbeitstemperatur von etwa 80 ◦ C werden sie noch heute in den Spaceshuttle-Raumf¨ahren eingesetzt. Da alkalische Brennstoﬀzellen jedoch f¨ ur ihren Betrieb hochreinen Wasser- und Sauerstoﬀ ben¨ otigen - die Reaktion ist sehr empﬁndlich gegen¨ uber KohlendioxidVerunreinigungen im Wasserstoﬀ und Sauerstoﬀ -, kommen sie f¨ ur die breite Anwendung in der Energieerzeugung nicht in Frage. Ferner ist die Weiterentwicklung weitgehend eingestellt. PAFC: Dieser Typ von Zellen ist am weitesten entwickelt und hat die Kommerzialisierung erreicht. So wird z. B. von der Firma IFC (International Fuel Cells), Hartford USA, eine 200 kW Einheit unter dem Namen PC25 zu kommerziellen Bedingungen angeboten. Die PC25 hat ein Leistungsgewicht von

376

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

18 kg/kW, einen elektrischen Wirkungsgrad von 40% und eine Leistungsdichte von 1,5 kW/m2 . Die bisher gr¨ oßten PAFC Anlagen mit Leistungen von 11 MW bzw. 5 MW wurden von dem Versorgungsunternehmen Tokyo Electric Power Co. (TEPCO) erstellt. Beide Anlagen werden mit Erdgas betrieben, der Nettowirkungsgrad der gr¨ oßeren liegt bei 41,8% und die Kaltstartzeit betr¨agt ca. 5 Stunden. Die Anlagen wurden von den Firmen Toshiba/IFC und Fuiji Electric Co. geliefert. Die Arbeitstemperatur von ca. 200 ◦ C macht die phosphorsaure Brennstoﬀzelle ideal f¨ ur die station¨ are Energieerzeugung in kleinen Blockheizkraftwerken. Betrieben werden phosphorsaure Brennstoﬀzellen mit Wasserstoﬀ. Mit einem vorgeschalteten Reformer k¨ onnen auch Erdgas oder Methanol verwendet werden. Die Anlagen reagieren empﬁndlich auf das Katalysatorgift CO, weshalb das Prozeßgas gereinigt werden muß. Schwachstellen der PAFC ist die Degradation der mit Platin (∼1mg/cm2 ) belegten Zellmembranen: >10% in 40000 h. PEFC: Bei dieser Zelle wird ein polyelektrolytisches Gel als Elektrolyten. Von diesem werden vom Gelnetzwerk H+ -Ionen freigesetzt, der Ladungsausgleich erfolgt ¨ ahnlich wie bei der PAFC. Die PEFC ben¨otigt hochreinen Wasserstoﬀ, ihre Betriebstemperatur liegt gew¨ ohnlich unter 100 ◦ C. Alle namhaften Automobilﬁrmen bem¨ ohen sich seit Jahren, die PEFC als Kraftquelle f¨ ur den Antrieb zu nutzen und haben eine Reihe von Prototypen entwickelt. Beispiele sind die die Fahrzeuge NECAR 1 bis NECAR 5 sowie F-Cell von DaimlerChrysler. F¨ ur Busse ist diese Technik bereits soweit entwickelt, daß in mehreren St¨ adten PEFC-Busse im Linienbetrieb getestet werden. Ferner werden Prototypen f¨ ur den Einsatz in Blockheizkraftwerken erprobt. Schwachstellen sind die Lebensdauer der Membran- und Elektrodenmaterialien, sowie die Empﬁndlichkeit gegen Katalysatorgifte. SOFC: Dieser Zellentyp nutzt einen Eﬀekt, nach dem ZrO2 bei Temperaturen von 1 000◦ C zwar die Migration von Sauerstoﬀatomen zul¨aßt, aber immer noch ein schlechter elektrischer Leiter ist [8]. Der elektrochemische Prozeß in einer Feststoﬀelektrolyt-Brennstoﬀzelle ist durch H2 + O2− −→ H2 O + 2 e− 1 Kathodenreaktion O2 + 2 e− −→ O2− 2 1 Zellreaktion H2 + O2 −→ H2 O 2 gegeben. Wichtigstes Element ist der Festelektrolyt, der bei bisher ausgef¨ uhrten Zellen aus Zirkondioxid (ZrO2 ) besteht, das mit Yttriumoxid (Y2 O3 ) stabilisiert ist. Die Elektroden sind aus einem por¨osen, hitzebest¨andigen keramischen Material hergestellt. Zur Erzeugung einer großen Kontaktﬂ¨ache k¨onnen die Zellen z.B. als zylinderf¨ ormige Elemente ausgebildet. Durch Parallel- und Reihenschaltung solcher Elemente ergeben sich Module beliebiger Leistung. Es erscheint m¨ oglich, Module mit Leistungsdichten von 0,4 MW/m3 zu erAnodenreaktion

15.2 Brennstoﬀzellen

377

halten. Die Hauptschwierigkeiten dieser Technik liegen auf der Materialseite. So steht bisher die Elektrolytkeramik nur in Form kleiner R¨ohrchen von ca. 2,5 cm Durchmesser zur Verf¨ ugung. Mit 800 bis 1000 Grad Celsius arbeitet die SOFC unter allen Brennstoﬀzellen mit den h¨ ochsten Temperaturen. Sie ist daher besonders f¨ ur Heizkraftwerke und industrielle Anwendungen geeignet. Aber auch Kleinsysteme f¨ ur Einfamilienh¨ auser sind in der Entwicklung. Die SOFC wird mit Wasserstoﬀ betrieben, der dank der hohen Temperaturen in einem internen Reformierungsprozess aus Erdgas gewonnen wird. Die Forschung konzentriert sich auf die Entwicklung d¨ unnerer oder alternativer Elektrolyte, die geringere Temperaturen erm¨oglichen k¨ onnen. MCFC: Bei den MCFC (Molten Carbonate Fuel Cell) besteht der Elektrolyt aus alkalischen Metallsalzmischungen (Lithium- und Calziumcarbonat), ussigen Zustand vorliegen. die bei einer Temperatuer von etwa 650◦ C im ﬂ¨ Als Brennstoﬀ werden Wasserstoﬀ, Kohlegas und Erdgas verwendet. Bei Verwendung von Kohlegas und Erdgas werden in die Gaskan¨ale Katalysatoren eingebaut, an denen die im Brennstoﬀ enthaltenen Kohlenwasserstoﬀe unter Nutzung der Abw¨ arme durch Zugabe von Dampf in zwei Schritten zu H2 und CO2 konvertiert werden: Dampfreformierung Konvertierung

CH4 + H2 O, −→ CO + 3H2 CO + H2 O −→ CO2 + H2 .

Der elektrochemische Prozeß in einer MCFC-Zelle ist durch die folgenden Reaktionen gegeben: Anodenreaktion

H2 + CO2− 3

−→ H2 O + CO2 + 2 e−

1 O2 + CO2 + 2 e− −→ CO2− 3 2 1 Zellreaktion H2 + O2 −→ H2 O 2 Bei den hohen Betriebstemperaturen von 650 ◦ C laufen die chemischen Reaktionen so schnell ab, daß keine Katalysatoren erforderlich sind. Wie die Reaktionsgleichungen zeigen, erfolgt die Ionenleitung innerhalb des Elektrolyts durch die CO3 -Ionen. Um eine Abreicherung des CO2 in der Schmelze uhrt zu verhindern, muß der Schmelze mit dem Sauerstoﬀ st¨andig CO2 zugef¨ werden. Die hohe Arbeitstemperatur erm¨ oglicht bei der MCFC neben der Strom- und W¨ armeproduktion auch die Erzeugung von Dampf. Dieser kann entweder eine nachgeschaltete Dampfturbine antreiben, was den elektrischen Wirkungsgrad erh¨ oht, oder direkt in industriellen Anlagen als Prozeßdampf Verwendung ﬁnden. Aufgrund der hohen Arbeitstemperatur in der Zelle kann die Reformierung von Erdgas zu Wasserstoﬀ und Kohlendioxid intern erfolgen. Ein externer Reformer ist nicht n¨ otig. Die hohen Temperaturen und die aggressiven ﬂ¨ ussigen Salze des Elektrolyten stellen hohe Anforderungen an das Material. Die Lebensdauer der Zellen wird durch die langsame Auﬂ¨osung der Nickeloxidkathoden begrenzt. Dabei wandern Ni2+ -Ionen durch den Elekrolyten zur Anode und lagern sich dort ab. Kathodenreaktion

378

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe Wärmetauscher

Dampf Erdgas

Reformierung

Anode

Vorlauf Abgas zur

= ~

Nachverbrennung

Kathode Luft Elektrizität

Wasser

Rücklauf

Abbildung 15.5. Schema eines Brennstoﬀzellenkraftwerkes mit PAFC-Zellen und W¨ armeauskopplung Kamin Wärmeentzug

Dampf Gasturbine Erdgas

Reformierung

G ~ Elektrizität

Anode

Nachverbrennung

= ~

Kathode Luft Elektrizität

Wasser

Abbildung 15.6. Schema einer Kombianlage mit Feststoﬀelektrolytzellen und einer nachgeschalteten Gasturbine

Von der MTU-Friedrichshafen werden unter dem Namen HotModul MCFC Anlagen zur Erzeugung von Strom und Prozeßw¨arme zu kommerziellen Bedingungen angeboten. 15.2.4 Aufbau eines Brennstoﬀzellenkraftwerks Ein Brennstoﬀzellenkraftwerk, vgl. die Abbildungen 15.5 und 15.6, besteht aus drei miteinander verbundenen Hauptkomponenten: • dem System zur Aufbereitung der Reaktionsteilnehmer, • den Brennstoﬀzellen, • der Leistungselektronik. In der Brennstoﬀaufbereitung wird aus dem zu verarbeitenden fossilen Brennstoﬀ ein wasserstoﬀreiches Gas extrahiert. Dabei wird angestrebt, einen Teil der in der Brennstoﬀzelle anfallenden Abw¨ arme zu verwerten. Die Brennstoﬀzelle ist eine Gleichstromquelle mit vergleichsweise niedriger Spannung. Im Hinblick auf die weitere Spannungswandlung werden von den Zellen Betriebsspannungen von wenigstens 24 V gefordert. Diese Spannung wird durch

15.2 Brennstoﬀzellen

379

Serienschaltung individueller Zellen zu einem Zellenpaket, einem sogenannten Stack, erreicht. noinBei Gesamtwirkungsgraden von 50–60% f¨allt ein Großteil der eingesetzten Energie als Abw¨ arme an. Das Temperaturniveau der anfallenden W¨arme ist systembedingt. Es liegt bei 200◦ C f¨ ur alkalische und saure Niedertemperaturbrennstoﬀzellen und bei bis zu 1 000◦ C f¨ ur Hochtemperaturzellen mit Festelektrolyten. Wie bei den W¨ armekraftwerken ist eine Nutzung der Abw¨arme in Form der Kraft-W¨ arme-Kopplung m¨ oglich, noch interessanter ist aber bei den Hochtemperaturzellen die Kombination mit einem Dampfkraftprozeß. Mit einem solchen Kombiprozeß w¨ urden sich Wirkungsgrade im Bereich von u ¨ber 60% f¨ ur die Umwandlung der Brennstoﬀenergie in elektrischen Strom ergeben. 15.2.5 Fazit Die Brennstoﬀzelle bietet die M¨ oglichkeit, chemische Energie fossiler Brennstoﬀe auf statischem Weg in elektrische Energie umzuwandeln. Dabei werden Energiedichten erreicht, die u ¨ber denen von Batteriespeichersystemen liegen. Diese Eigenschaft machte die Brennstoﬀzelle f¨ ur Anwendungen in der Raumfahrt interessant. Dies auch deshalb, weil dort die technischen Anforderungen hinsichtlich einer kompakten Bauweise und hoher Zuverl¨assigkeit gegen¨ uber den Investitions- und Betriebskosten wichtiger sind. Bei den bisherigen Anwendungen kamen ausschl. mit Wasserstoﬀ und Sauerstoﬀ gespeiste Zellen zum Einsatz. H2 /O2 -Niedertemperaturzellen mit sauren und alkalischen Elektrolyten sind technisch ausgereift und stehen im Prinzip f¨ ur eine Anwendung in kleinen Kraftwerkseinheiten bereit. Seit 1985 wurden in Japan mehrere Anlagen mit Leistungen von bis zu 11 MW zur Demonstration der Technik in Betrieb genommen. Besondere Vorteile der Brennstoﬀzellen f¨ ur den Einsatz in Kraftwerken sind: • Praktisch verz¨ ogerungsfreies Ansprechen auf Lastanforderungen, • Eignung zum vollautomatischen Betrieb, • Modulbauweise (kann einfach an eine geforderte Kapazit¨at angepaßt werden), • keine mechanisch bewegten Teile, • elektrische Nettowirkungsgrad einschl. Brennstoﬀaufbereitung von u ¨ber 45% m¨ oglich. Obwohl es in der j¨ ungeren Vergangenheit große Fortschritte in der Entwicklung der Brennstoﬀzellen gegeben hat und diese im Prinzip ihre Einsatzf¨ahigkeit bewiesen haben, bestehen nach wie vor zahlreiche Probleme, die einer Einf¨ uhrung dieser Technik entgegenstehen. Die wichtigsten davon sind: • Zuverl¨ assigkeit und Lebensdauer, • Investitions- und Wartungskosten, • Haltbarkeit der Elektroden und der Konstruktionswerkstoﬀe bei den Hochtemperaturzellen.

380

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

Abgesehen von der durch die niedrige Diﬀusionsgeschwindigkeit der Ionen im Elektrolyten bedingten geringen Energiedichte von ca. 600 W/m2 an den Elektroden besteht der Hauptnachteil der Brennstoﬀzellen in dem hohen Materialaufwand. Das Leistungsgewicht einer PAFC-Anlage betr¨agt einschl. der Strukturmaterialien ca. 130 kg/kW. Zum Vergleich: Das Leistungsgewicht eines Ottomotors liegt bei 1 kg/kW und das eines Gasturbinen-Kombikraftwerkes bei 10 kg/kW.

15.3 Magnetohydrodynamische Energiewandler 15.3.1 Grundlagen Die magnetohydrodynamische Energiewandlung (MHD) beruht auf dem Prinzip der elektromagnetischen Induktion, das auch bei der konventionellen Dynamomaschine genutzt wird. Nach diesem Prinzip wird in einem elektrisch leitenden Material eine Spannung induziert, wenn sich dieses relativ zu einem Magnetfeld bewegt. Beim MHD-Generator str¨omt ein elektrisch leitendes Fluid durch das Magnetfeld. Infolge der Wirkung des Magnetfeldes kommt es in dem Fluid zu einer Separation ungleichnamiger Ladungen und damit zur direkten Umwandlung von potentieller Energie des Plasmas in elektrischen Strom. Abb. 15.7 zeigt das Schema eines MHD-Generators. Das heiße, ionisierte Gas wird in einem divergierenden Kanal entspannt. An den Seitenw¨anden des Kanals sind Elektroden angeordnet und das Magnetfeld verl¨auft parallel zur z-Achse. Bei einer solchen Anordnung werden Spannungen sowohl in transversaler als auch in axialer Richtung der Str¨omung induziert. Die erstere wird durch das Faraday’sche Induktionsgesetz3 beschrieben und die zweite resultiert aus dem Hall-Eﬀekt4 . Das Auftreten beider Eﬀekte ist durch eine geeignete Anordnung der Elektroden zu ber¨ ucksichtigen. Die elektrische Leitf¨ ahigkeit ist eine wichtige Eigenschaft des Arbeitsmittels in MHD-Generatoren. Will man die Rauchgase aus der Verbrennung fossiler Brennstoﬀe als Arbeitsmittel verwenden, m¨ ussen diese im Plasmazustand vorliegen, um elektrisch leitend zu sein. Die atomaren Bindungen der Elektronen mit den Kernen sind in diesem Zustand aufgebrochen – das Gas besteht dann vorwiegend aus freien Elektronen und positiv geladenen Ionen. Die teilweise Ionisierung eines Gases erreicht man durch Erhitzen auf hohe Temperaturen (> 2 000◦ C). Aus praktischen Gr¨ unden sollte die Leitf¨ahigkeit mindestens 10 S/m betragen. Bei Verbrennungsgasen erreicht man Werte in dieser Gr¨ oßenordnung bei Temperaturen von 2 000–2 500◦ C nur durch Zusatz von leicht ionisierbaren Materialien wie C¨ asium oder Kalium. 3 4

Nach M. Faraday (1791–1867). Nach E.H. Hall (1855–1938).

15.3 Magnetohydrodynamische Energiewandler B ~

381

z x y

vxB ~ ~ -

+

B v v×B d UA RA

d

UA v ~

angelegtes Magnetfeld Str¨ omungsgeschwindigkeit Orientierung der Lorentz-Kraft Elektrodenabstand Spannung unter Last Lastwiderstand

RA

Abbildung 15.7. Schema eines MHD-Generators mit den notwendigen Komponenten Kathode, Anode, Magnet und isolierende W¨ ande

Str¨ omt ein Plasma mit der Geschwindigkeit v = (u, v, w)T durch ein homogenes Magnetfeld B, dessen Feldlinien senkrecht zur Str¨omungsrichtung stehen, werden die Ladungstr¨ ager senkrecht zur Geschwindigkeit und senkrecht zum Magnetfeld abgelenkt. Die Ablenkung resultiert aus der auf Teilchen mit der Ladung q wirkenden Lorentz-Kraft5 F = qv×B .

(15.15)

Die positiven Ionen werden somit zur Kathode und die Elektronen zur Anode abgelenkt. Durch die Ladungstrennung werden die Elektroden aufgeladen und es entsteht ein induziertes elektrisches Feld Eind = −v × B ,

(15.16)

das schließlich die Separation weiterer Ladungstr¨ager verhindert. Bei der vorgegebenen Geometrie und einem Elektrodenabstand d folgt f¨ ur die Leerlaufspannung U0 = u B d .

(15.17)

Die Spannung zwischen den beiden Elektroden kann u ¨ber einen Lastwiderstand abgegriﬀen und genutzt werden. Eine Maschine, die nach diesem Prinzip mechanische Energie in elektrische umwandelt, nennt man Faraday-Generator. Hohe Leerlaufspannungen ergeben sich nach (15.17) bei großen Geschwindigkeiten, hohen magnetischen Feldst¨ arken oder großem Elektrodenabstand. Die gr¨ oßte Stromdichte 5

Nach H.A. Lorentz (1853–1928), niederl¨ andischer Physiker und Nobelpreistr¨ ager.

382

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

iK =

1 (v × B) ρ

(15.18)

ergibt sich dagegen im Kurzschlußbetrieb. Darin ist ρ der speziﬁsche Widerstand des ionisierten Gases. Wird mit einem Widerstand RA eine Spannung UA zwischen den Platten und damit ein elektrisches Feld EA eingestellt, ergibt sich eine induzierte Stromdichte 1 v × B + EA . (15.19) iind = ρ Dieser induzierte Strom erzeugt durch Wechselwirkung mit dem Magnetfeld die ﬂ¨ achenspeziﬁsche Kraft f ind = −iind × B ,

(15.20)

welche die Bewegung des Plasmas hemmt. Dieser Kraft wird durch den Druckgradienten ∇p im Kanal das Gleichgewicht gehalten: ∇p = −f ind = −iind × B .

(15.21)

Bei der Geometrie nach Abb. 15.8 gilt bei Vernachl¨assigung der Massenkr¨afte dp = −iind B . dx Hier ist: dp/dx Druckabfall im Kanal, iind Betrag der Stromdichte, B Betrag des Magnetfeldes, x Koordinate in Str¨ omungsrichtung.

(15.22)

Die induzierte Kraft (15.20) wirkt mit unterschiedlichem Vorzeichen auf die Elektronen und Ionen des Plasmas und induziert so eine Ladungstrennung in Str¨ omungsrichtung. Die Ladungstrennung bewirkt ein elektrisches Feld (HallFeld), das ebenfalls entgegengesetzt zur Str¨ omungsgeschwindigkeit gerichtet ist, vgl. hierzu Abb. 15.8. Infolge des Hall-Feldes EH = KH iind × B

(15.23)

ergibt sich ein Spannungsgef¨ alle in Str¨ omungsrichtung, welches beim HallGenerator mit geeigneten Elektroden abgegriﬀen und zur Stromerzeugung genutzt wird, vgl. Abb. 15.9. Die Hall-Konstante KH kann durch die Teilchendichte ne der freien Elektronen und die Elementarladung e gem¨aß KH =

1 ne e

(15.24)

ausgedr¨ uckt werden. Das Hall-Feld ist in allen Leitern pr¨asent, hat allerdings in metallischen Leitern keinen praktischen Eﬀekt. In MHD-Generatoren kann es im Gegensatz dazu dominieren, was auf die unterschiedliche Beweglichkeit

15.3 Magnetohydrodynamische Energiewandler z

B Find

6

Eind Fe EH

EA

v

iind

y

6

-

-

x

v B Eind EA EH Fe FI Find iind

383

Str¨ omungsgeschwindigkeit angelegtes Magnetfeld induziertes E-Feld a ¨ußeres E-Feld Hall-Feld Lorentz-Kraft auf ein Elektron Lorentz-Kraft auf ein Kation induzierte Kraft induzierte Stromdichte

FI

Abbildung 15.8. Vektoren zur Beschreibung der Bewegung geladener Teilchen in einem Magnetfeld. Das ¨ außere E-Feld resultiert aus der Spannung, mit welcher der produzierte Strom abgegeben wird

der Elektronen und Ionen im Plasma zur¨ uckzuf¨ uhren ist. Unter Ber¨ ucksichtigung des Hall-Feldes modiﬁziert man die Stromdichte nach (15.19) zu 1 i∗ = v × B + EA + EH . (15.25) ρ

UA

-

MHD-Kanal

UA

-

MHD-Kanal

Elektroden

Abbildung 15.9. Elektrodenanordnung bei MHD-Kan¨ alen, links: Hall-Generator, rechts: Faraday-Generator

MHD-Wandler k¨ onnen entweder als Faraday-, als Hall- oder als kombinierte Generatoren betrieben werden. Man kann sie als eine Stromquelle mit einer speziﬁschen Leistung von

384

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

w˙ = i∗ · EA + EH

(15.26)

ansehen. Unter Ber¨ ucksichtigung der unvermeidlichen Ohm’schen Verluste ergibt sich f¨ ur die Leistungsdichte im Kanal w˙ g = i∗ · EA + EH + i∗ · ρ i∗ . (15.27) Diese Leistung ist von der Fl¨ ussigkeitsstr¨ omung aufzubringen. Wegen (15.25) folgt f¨ ur (15.27) die Darstellung w˙ g = i∗ · EA + EH + ρ i∗ = i∗ · v × B . (15.28) Mit (15.26) und (15.28) kann der Umwandlungswirkungsgrad ηel der mechanischen in die elektrische Energie deﬁniert werden:

E + E

w˙ A H = ηel = . (15.29) w˙ g |v × B| F¨ ur den Fall, daß kein Strom in axialer Richtung ﬂießt, lautet (15.29) ηel =

UA RA = . UA + UP RA + RP

(15.30)

Darin ist UA die abgegriﬀene Spannung, UP der Spannungsabfall im Plasma, RA der ¨ außere Widerstand und RP der innere Widerstand des Plasmas. Im Unterschied zur konventionellen Dynamomaschine, die einen elektromechanischen Wirkungsgrad von nahezu 100% hat, ist die innere Leitf¨ahigkeit der Arbeitsmedien in MHD-Generatoren nur gering. Selbst bei optimaler Anpassung der inneren und ¨außeren Widerst¨ ande werden bestenfalls Wirkungsgrade von 0,5 erreicht. Die von den inneren Widerst¨ anden verursachte Joule’sche W¨arme geht allerdings nur teilweise als Verlustw¨ arme verloren, da sie in den nachfolgenden Kanalquerschnitten zus¨ atzlich zur Energieumwandlung beitr¨agt. Beispiel 15.2. Gegeben sei ein MHD-Kanal mit Bz = 4 T, einer mittleren Breite d = 1 m und Elektrodenﬂ¨ achen von jeweils 1 m2 . Die Geschwindigkeit des Plasmas betrage u = 1 000 m/s und der speziﬁsche Widerstand ρ = 0,1 S/m. Der Kanal werde als Faraday-Generator betrieben. Wie groß ist sind Leerlaufspannung, Kurzschlußstrom, maximal entnehmbare elektrische Leistung und der elektrische Wirkungsgrad? L¨ osung. Die Leerlaufspannung wird nach (15.17) U0 = u B d = 4 000 V berechnet. Aus (15.18) folgt der Kurzschlußstrom IK =

uBA = 40 000 A. ρ

F¨ ur die speziﬁsche Leistung gilt nach (15.26) und unter Ber¨ ucksichtigung des Ohm’schen Widerstands des Plasmas w˙ = i∗ UA d = i (u B − ρ i) d .

15.3 Magnetohydrodynamische Energiewandler

385

Bei maximaler Leistung ist dw˙ = uB − 2ρi = 0 . di Daraus resultiert die maximale Stromdichte imax =

uB 2ρ

und die maximale Stromst¨ arke Imax = imax A =

uBA = 20 000 A. 2ρ

Die maximale Spannung ergibt sich aus Umax = U0 − ρ imax d =

1 u B d = 2 000 V. 2

Damit ergibt sich die maximale Leistung zu

Pmax = w˙ max A = imax u B − ρ imax = 40 MW. Nach (15.29) ist den Umwandlungswirkungsgrad ηel =

Umax uB

= 0,5.

Das Beispiel zeigt, daß zur Erreichung hoher Wirkungsgrade und großer Leistungen eine große Geschwindigkeit des Gasstrahls, hohe Magnetfeldst¨arken und große Massenstr¨ ome erforderlich sind. Weiter muß zur Erreichung eines hohen Ionisierungsgrades und damit einer guten Leitf¨ahigkeit mit hohen Temperaturen gearbeitet werden. Die hohen Temperaturen bringen aber große Materialprobleme mit sich. Die vollst¨ andige Berechnung der Umwandlung von thermischer Energie in elektrische in einem MHD-Generator erfordert neben der Kenntnis der hier besprochenen elektrischen Vorg¨ ange auch die Analyse der str¨omungsmechanischen Vorg¨ ange. F¨ ur eine derartige Untersuchung stehen die Bilanzgleichungen f¨ ur Masse, Impuls und Energie sowie die thermische Zustandsgleichung des Arbeitsmittels zur Verf¨ ugung. Auch unter der vereinfachenden Annahme eines adiabaten Str¨ omungsvorganges und konstanter Stoﬀparameter ist die Berechnung komplex, so daß daf¨ ur auf die Literatur [9], [10] verwiesen wird. 15.3.2 MHD-Kraftwerke Bei fossil gefeuerten MHD-Anlagen hat die oﬀene Prozeßf¨ uhrung funktionelle Vorteile. Zum einen kann die W¨ arme durch Verbrennen der Brennstoﬀe in der Brennkammer ohne Zwischenschaltung eines W¨armeaustauschers direkt zugef¨ uhrt werden und zum anderen k¨ onnen dadurch h¨ohere Betriebstemperaturen erreicht werden. Da die Leitf¨ ahigkeit des Plasmas mit der Temperatur stark abnimmt, kann das Arbeitsmittel in einem MHD-Kanal nur bis auf ca. 2 300 K entspannt

386

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe Kohle Brennstoffaufbereitung

G

Luft

~

HD

ND

G

~

Umspannung

Gas

Koks

Kamin MHD-Brennkammer Schlacke

CäsiumFilter

MHDGenerator

Lufterhitzer

HD

ZÜ

Eco

Gasreinigung

Abbildung 15.10. Anlagenschema eines kohlegefeuerten MHD-Kraftwerks

werden. Zur Nutzung der Restw¨ arme verkn¨ upft man den MHD-Generator zweckm¨ aßig mit einem konventionellen Kraftwerk. Das Schema einer solchen Anlage ist in Abb. 15.10 dargestellt, vgl. [11] und [12]. Der aufbereitete Brennstoﬀ wird zur Erreichung m¨oglichst hoher Temperaturen (angestrebt werden 3 000 K) mit vorgew¨ armter Luft oder vorgew¨armtem Sauerstoﬀ in der Brennkammer bei einem Druck von ca. 10 bar verbrannt. Die Verbrennungsgase bilden bei diesen hohen Temperaturen ein Plasma, dessen Leitf¨ ahigkeit σ durch Impfung mit Saatmaterial (Kalium oder C¨asium) zus¨atzlich erh¨ oht wird. Die Leitf¨ ahigkeit weist eine starke Temperaturabh¨angigkeit auf und betr¨ agt bei Rauchgasen mit 1 Gew.-% Kalium unter einem Druck von 10 bar bei 2 000 K ca. 1 S/m und bei 3 000 K ca. 110 S/m. Vor dem MHD-Wandler werden die Verbrennungsgase in einer D¨ use auf die ¨ weit im Uberschallbereich liegende Geschwindigkeit beschleunigt und durchstr¨ omen anschließend unter Wechselwirkung mit dem Magnetfeld den Kanal. Am Kanalaustritt ist ein Diﬀusor zur Druckr¨ uckgewinnung angebracht, in dem die Geschwindigkeit der Verbrennungsgase in statischen Druck umgewandelt wird. An diesen schließt sich der Lufterhitzer und die Anlage zur R¨ uckgewinnung des in der Brennkammer zugegebenen Kaliums bzw. C¨asiums an. Die R¨ uckgewinnung dieser Impfstoﬀe ist auch insofern von Wichtigkeit, als diese Stoﬀe in dem nachfolgenden Kesselheizﬂ¨achen Korrosion und Verschmutzungen verursachen k¨ onnen. Nach theoretischen u ¨berlegungen sollten bei MHD-Dampfkraftwerken Umwandlungswirkungsgrade von ca. 62% erreicht werden. Vom erzeugten Strom werden dabei etwa 60% vom MHD-Wandler und 40% vom Dampfteil geliefert [12].

15.3 Magnetohydrodynamische Energiewandler

387

Trotz großer Anstrengungen ist man bei den MHD-speziﬁschen Entwicklungsaufgaben noch weit von einer L¨ osung entfernt. Bislang wurden nur einige Testgeneratoren in Laboratorien erstellt und betrieben. Haupts¨achlich wegen des schnellen Verschleißes der Elektroden bei den hohen anliegenden Temperaturen wurden auch bei aschefreien Brennstoﬀen bisher nur kontinuierliche ¨ Betriebszeiten von Stunden bzw. wenigen Tagen erreicht. Uber neuere Testergebnisse mit einer kohlegefeuerten Versuchsanlage wird in [8] berichtet. Der Realisierung einer kommerziellen MHD-Anlage stehen eine ganze Reihe von oﬀenen Fragen entgegen. Einige der Problembereiche sind: • MHD-Kanal. Aufgrund verschiedener Eﬀekte ist die Energieausbeute im Kanal bei Testanlagen weit von den theoretisch m¨oglichen 100% entfernt. Die Hauptursachen daf¨ ur sind in der irreversible Expansion, Stromverlusten durch ungen¨ ugende Isolierung, W¨ armeverluste an die Kanalwand sowie Inhomogenit¨ aten in der Geschwindigkeits- und Temperaturverteilung zu suchen. Neben diesen funktionellen Problemen bestehen auch gravierende Schwierigkeiten bei den Werkstoﬀen, die haupts¨ achlich mit den hohen Temperaturen zusammenh¨ angen. Eine gute L¨ osung hierf¨ ur ist derzeit nicht abzusehen. • Lufterhitzer. Nach dem Anlagenschema soll mit den Verbrennungsgasen, die den Diﬀusor mit 2 300 K verlassen, die Verbrennungsluft auf 2 100 K erhitzt werden. Bisher wurden derart hohe Temperaturen auch in Pilotanlagen noch nicht f¨ ur l¨ angere Zeit erreicht. Auch die L¨osung dieser Aufgabe ist noch oﬀen. • Saatmaterial. Die Kosten des Saatmaterials (meist K2 CO3 ) machen eine Wiedergewinnung erforderlich. Wegen des Schwefelgehaltes der Kohle wird ein großer Anteil in K2 SO4 umgewandelt, das bei niedrigen Temperaturen als Staub vorliegt und aus der Flugasche extrahiert werden muß. • Verschmutzung der W¨ armeaustauscherﬂ¨ achen. Die Verschmutzung und Korrosion der Kesselheizﬂ¨ achen und des Lufterhitzers sind wegen des Kaliumzusatzes schwerwiegender als bei herk¨ommlichen kohlegefeuerten Dampferzeugern. 15.3.3 Fazit Von allen Vorschaltprozessen f¨ ur den klassischen Dampfprozeß weist der MHD-Generator die h¨ ochste mittlere Temperatur der W¨armezufuhr auf, und hat daher auch potentiell den h¨ ochsten thermodynamischen Wirkungsgrad. Wirkungsgrade von u ber 60% scheinen nach der Theorie im Bereich des M¨ogli¨ chen zu liegen. Allerdings hat bisher keiner der in Laboranlagen getesteten MHD-Generatoren eine positive Energiebilanz gezeigt. Das Hauptproblem scheint dabei die Str¨ omung im MHD-Kanal zu sein. Die nicht vermeidbare Abk¨ uhlung des Plasmas in Wandn¨ ahe scheint zu einer Str¨ omung zu f¨ uhren, deren Zustands¨anderung eher bei konstanter Enthalpie (isenthalpe Drosselung) als bei konstanter

388

15 Alternative Prozesse zur Nutzung fossiler Brennstoﬀe

Entropie (isentrope Expansion) verl¨ auft. Der Stand der Komponentenentwick¨ lung in den USA ist in [13] dargestellt. Uber MHD-Entwicklungsprogramme in Europa und Japan ist nichts bekannt geworden. Auf dem Weg zu einer kommerziellen Anlage sind aber auch außerhalb des eigentlichen MHD-Generators schwierige Aufgaben zu l¨osen. Die meisten davon sind durch das hohe Temperaturniveau im Plasmakanal bedingt, f¨ ur dessen Konstruktion alle bisher bekannten metallischen Werkstoﬀe ausscheiden. Auch bei den Elektroden haben Erosion, Korrosion und W¨armespannungen die Betriebszeit auf weniger als 1 000 Stunden begrenzt. Trotz einer intensiven Forschung ist die kommerzielle Realisierung einer MHD-Anlage derzeit nicht abzusehen.

Literatur 1. Atkins, P. W.: Physikalische Chemie. (2. Auﬂage) VCH, Weinheim 1996 2. Kordesch, K.F.: Brennstoﬀbatterien. Springer, Wien 1974 3. Le, M.T., Holman, R.R., Liao, W.L.: Eﬀects on operating parameters on PAFC stack performance. IECEC Proceedings 1988, Vol. 2, 251–257 ¨ 4. Baur, E., Brunner, R.: Uber das Verhalten von Sauerstoﬀ-Elektroden in Carbonatschmelzen. Zeitschr. f¨ ur Elektrochemie 41, 794–796 (1935) 5. Broers, C.H.J.: High temperature cells with carbonate paste electrolytes fuel cells. Amerc. Inst. of Chem. Engineers, New York 1963 6. Ketelaar, J.A.A.: Molten carbonate fuel cells. In: Appleby, A.J.: Fuel cells. Trends in research and application. Springer, Berlin Heidelberg New York 1987 7. www.siemenswestinghouse.com/en/fuelcells/sofc 8. Vielstrich, M.: Brennstoﬀelemente. Verlag Chemie, Weinheim 1965 9. Rosa, R.J.: Magnetohydrodynamic energy conversion. McGraw-Hill, New York 1968 10. Schmidt, E.F.: Unkonventionelle Energiewandler. Elitera, Berlin 1975 11. Chapman, J.N.: Performance calculations for mature technology MHD steam combined cycle power plants. IECEC Proceedings 1987, 1 497–1 502 12. Chang, S.L. Hu, N.: System analysis of high performance MHD systems. IECEC Proceedings 1988, Vol. 4, 455–460 13. Burkhardt, T., Funk, G., Glovan, R. et. al.: Coal-ﬁred MHD topping cycle hardware and test progress at the component development and integration facility. IECEC Proceedings 1988, Vol. 4, 445–454

Teil III

Nutzung nuklearer und regenerativer Energien

17 Kernfusion

17.1 Vorbemerkung Im Unterschied zur Nutzung der Kernspaltung, die bereits zahlreiche großtechnische Anwendungen gefunden hat, ist die Entwicklung der kontrollierten Kernfusion noch vollst¨ andig oﬀen. Trotzdem wurde sie bereits vielfach als die Hauptenergiequelle der Zukunft dargestellt. Dies h¨angt damit zusammen, daß die mit der technischen Realisierung verbundenen Schwierigkeiten um Gr¨oßenordnungen untersch¨ atzt wurden. Dieses Kapitel bringt eine erste Einf¨ uhrung in das Gebiet, f¨ ur eine ausf¨ uhrliche Darstellung sei auf [5] verwiesen.

17.2 Grundlagen Der allergr¨ oßte Teil der Energie, die uns auf der Erde zur Verf¨ ugung steht, wird durch Verschmelzung leichter Elemente in unserer Sonne freigesetzt. In erster Linie geschieht dies durch die Fusion von vier Wasserstoﬀkernen zu einem Heliumkern. Dabei wird, wie in Abschn. 16.2 abgesch¨atzt, eine Energiemenge von 27 MeV pro entstandenem He-Kern frei. Der Prozeß der thermonuklearen Fusion, an dem vier Atome beteiligt sind, l¨ auft aber nicht in einem Schritt ab. Es ergibt sich vielmehr ein mehrstuﬁger Prozeß: 1 1H 2 1H 3 2 He

+ 11 H −→ 22 He −→ 21 H + ν + β + , + 11 H −→ 32 He + γ ,

(17.1) (17.2)

+ 32 He −→ 42 He + 2 11 H .

(17.3)

Es ist bekannt, daß der β-Zerfall der ersten Reaktion sehr langsam erfolgt, die Halbwertzeit betr¨ agt 1, 4· ∼ 1010 Jahre; deshalb verbrennt der Wasserstoﬀ in der Sonne auch nur langsam. In einer technischen Anlage muß ein Prozeß aber schnell ablaufen. Man geht deshalb davon aus, bei der Fusion Deuterium als Brennstoﬀ zu verwenden. Damit ergibt sich die Reaktionskette

432

17 Kernfusion 2 1H 2 1H 2 1H 2 1H

+ 21 H −→ 32 He + n (+3,2 MeV), + 21 H −→ 31 H + p (+4,0 MeV),

(17.4) (17.5)

+ 31 H −→ 42 He + n + 32 He −→ 42 He + p

(17.6) (17.7)

(+17,6 MeV), (+18,3 MeV).

Deuterium ist ein stabiles Isotop des Wasserstoﬀs; seine H¨auﬁgkeit im Vergleich zum Wasserstoﬀ ist etwa 1 : 6 700. Es ist daher m¨oglich, Deuterium mit physikalischen oder chemischen Methoden aus Wasser zu isolieren. Von den Reaktionsprodukten ist nur das Tritium radioaktiv. Die Energiefreisetzung bei der Fusion von Deuterium betr¨ agt etwa 3 MeV pro Nukleon gegen¨ uber 1 MeV bei der Spaltung. Versucht man z.B. einen D-Kern und einen T-Kern in Kontakt zu bringen, muß zun¨ achst Energie aufgewendet werden, um die potentielle Energie infolge der positiven elektrischen Ladung beider Kerne zu u ¨berwinden (Coulomb-Barriere). Diese betr¨agt etwa 0,1 MeV. Erst bei einem Abstand von der Gr¨oßenordnung des Kerndurchmessers u ¨berwiegen die anziehenden Kernkr¨afte und ¨ die Fusion kann stattﬁnden. Zur Uberwindung der Ladungsabstoßung bestehen zwei M¨ oglichkeiten: • Kalte Fusion mittels eines Katalysators und • thermonukleare Fusion. Die M¨ oglichkeit, Kernfusionen zu katalysieren, wurde Ende der vierziger Jah¨ re aufgrund theoretischer Uberlegungen von Andrej Sacharow 1 vorhergesagt. Als Katalysator wurden Myonen (elektronenartige Elementarteilchen) vorausgesetzt. Myonen kommen in der kosmischen Sekund¨arstrahlung vor, die beim Auftreﬀen der Prim¨ arstrahlung aus dem Weltall in der oberen Atmosph¨ are entsteht. Sie k¨ onnen auch im Labor erzeugt werden, indem ein Strahl sehr schneller Ionen z.B. auf eine Probe von Kohlenstoﬀ gelenkt wird. In den sechziger Jahren wurden von Myonen katalysierte Kernfusionen experimentell nachgewiesen, vgl. [2]. Eine von Myonen induzierte Kernfusion l¨ auft auch bei niedrigen Temperaturen in einer Kammer ab, die mit Deuterium und Tritium gef¨ ullt ist. Dringt ein Myon in die Kammer ein, stellt es eine enge Bindung zwischen einigen Wasserstoﬀatomen her, die dabei verschmelzen. Das Myon wird wieder freigesetzt und k¨ onnte weitere Fusionen katalysieren, vgl. Abb. 17.1. Die bei der myon-katalysierten Fusion freigesetzte W¨ armeenergie k¨onnte zum Betreiben eines Dampfkraftprozesses verwendet werden. 1

Andrej Dimitrijewitsch Sacharow (21.05.1921 – 14.12.1989); russischer Kernphysiker, Dissident und Nobelpreistr¨ ager. Er verteitigte die Menschenrechte und unterst¨ utzte die Zivilgesellschaft. Von Sacharow stammen die drei wichtigsten Verfahren zur Realisierung der kontrollierten Kernfusion: der magnetische thermonukleare Reaktor (die heutige Tokamak-Anordnung), die Myonenkatalyse von Kernfusionsreaktionen, die er kalte Fusion nannte, und der Einsatz gepulster Laserstrahlen zur Aufheizung von Deuterium.

17.2 Grundlagen Myonische Atombildung Freies Myon

Myonische Molekülbildung

Tm Dm

m

D

Tm

He m Fusion

n

433

He

Abbildung 17.1. Prinzip der myonenkatalysierten Kernfusion: das Myon ersetzt das Elektron eines Tritiumatoms und schirmt so die abstoßende Coulombkraft des Kerns ab, so daß die M¨ oglichkeit einer Fusion mit einem Deuteriumkern besteht.

Die Nutzung des beobachteten Eﬀektes zur Energiegewinnung ist aber deshalb nicht m¨ oglich, weil die Reaktionen zu langsam ablaufen: Ein Myon hat im Mittel eine so kurze Lebensdauer, daß es bestenfalls nur eine Kernverschmelzung katalysieren kann. Der Energieaufwand f¨ ur die Darstellung eines Myons ist bei Voraussetzung einer idealen Maschine etwa sechsmal gr¨oßer als der Energiegewinn bei einer katalysierten Fusion. Unter realen Bedingungen d¨ urfte der Faktor aber eher bei zwanzig liegen. Nach dem gegenw¨artigen Kenntnisstand kann demnach kein Konzept zur Energiegewinnung mittels myonkatalysierter Kernfusionen entwickelt werden. In [2] sind die Grundlagen des hier behandelten Eﬀekts zusammenfassend dargestellt. Erfolgversprechender erscheint die M¨ oglichkeit der thermonuklearen Fusion von Deuterium und Tritium innerhalb eines kleinen Volumens, die hier ausf¨ uhrlicher behandelt werden soll. Damit thermonukleare Fusion m¨oglich wird, muß der in einem Volumen V eingeschlossenen Brennstoﬀ extrem zu einem Plasma erhitzt werden. Denn wenn ein Deuteriumkern eine mittlere kinetische Energie von 0,1 MeV besitzt, entspricht dies einer Temperatur von ur eine Z¨ undung noch eine ausca. 1 · 109 K. Neben der Temperatur ist aber f¨ reichende Teilchendichte n w¨ ahrend einer Zeitdauer τ erforderlich. Der f¨ ur eine Z¨ undung erforderliche Zusammenhang zwischen den drei Gr¨oßen Temperatur T, Teilchendichte n, Temperatur T und Zeitdauer τ , ergibt sich aus einer Energiebilanz. Wir betrachten dazu ein D-T-Plasma mit n/2 = nD Deuterium-, n/2 = nT Tritiumkernen und n Elektronen pro Volumeneinheit und der Temperatur T . Jedes Teilchen hat dann die Energie 3/2kT . Zum Aufheizen des Plasmas muß demnach zun¨ achst die Energiemenge 3 QH = 2n kT 2 aufgewendet werden. Damit die Energiebilanz positiv wird, muß w¨ahrend der Einschlußzeit des Plasmas eine gr¨ oßere Energiemenge durch Fusion freigesetzt werden; f¨ ur die durch Fusion freigesetzt Energie gilt: QF = nD nT σvE =

n2 σvE. 4

434

17 Kernfusion

Hierbei ist E die bei einer Fusionreaktion freigesetzte Energie und σv der Reaktionsparameter f¨ ur die Fusionsreaktion. σv ist das Produkt aus dem Wirkungsquerschnitt σ f¨ ur die Fusion und der Relativgeschwindigkeit v der stoßenden Teilchen, wobei u ¨ber die Geschwindigkeitsverteilung im Plasma zu mitteln ist; vgl. z. B. [6]. Aus der Bedingung QF > QH folgt: nτ >

12kT . σvE

(17.8)

Mit den Zahlenwerten E=17,6 MeV, T = 109 K und σv =10−22 m3 s−1 folgt schließlich die Bedingung: s n τ > 1022 3 . (17.9) m Diese Beziehung zwischen der Plasmadichte und der Zeitdauer, w¨ahrend der die hohe Dichte bei einer Temperatur von ca. 1 · 109 K vorliegen muß, heißt Lawson-Kriterium. Beispiel 17.1. Eine weitere Reaktion zur Energiegewinnung ist die Verschmelzung von Wasserstoﬀ mit Tritium. Man berechne die Energiemenge, die bei der Reaktion von 1 kg Wasserstoﬀ frei wird. Die Atomgewichte von 11 H, 31 H und 42 He betragen 1,007825, 3,01605 und 4,00260 u. Verwenden Sie die Lichtgeschwindigkeit c = 2,9979· 108 m/s. L¨ osung. Es gilt die Reaktionsgleichung 1 1H

+ 31 H −→ 42 He + Energie .

Danach reagieren 1,007825 kg 11 H mit 3,01605 kg 31 H und bilden 4,00260 kg 42 He. Der Massendefekt betr¨ agt

∆m = m1 + m3 1H

1H

− m4

2 He

= 0,021275 kg.

Bezogen auf die Ausgangsprodukte Wasserstoﬀ und Tritium ist dies ein Massenverlust von ∆msp = 5,29 · 10−3 kg pro kg Brennstoﬀ. Der Brennwert errechnet sich nach der Einstein’schen Beziehung zu B = ∆msp c2 = 4,75 · 1014 J/kg. Hieraus k¨ onnte der gegenw¨ artige globale Energiebedarf f¨ ur etwa 1 Minute gedeckt werden.

17.3 Fusionsreaktoren Seit mehr als f¨ unfzig Jahren wird wird an der zivilen Nutzung der Kernfusion geforscht. Trotz un¨ ubersehbarer Fortschritte m¨ ussen aber bis zu ihrer wirtschaftlichen Nutzung noch viele technologische Aufgaben gel¨ost werden. Im Mittelpunkt steht dabei die Frage, wie das heiße Plasma eingeschlossen werden kann, denn es ist klar, daß daf¨ ur normale Materialien nicht in Frage kommen. Bisher wurden daf¨ ur zwei sehr unterschiedliche L¨osungsans¨atze entwickelt:

17.3 Fusionsreaktoren

435

• Ber¨ uhrungsloser Einschluß und Erhitzung in einem magnetischen Feld. • Verdichtung und Erhitzung eines in einer Hohlkugel eingeschlossenen D-T Gemischs durch Implosion unter a¨ ußerer Bestrahlung (Tr¨agheitseinschluß). 17.3.1 Magnetischer Einschluß Bei den f¨ ur Kernfusionen notwendigen Temperaturen liegen die beteiligten Stoﬀe im Gaszustand vor. Die atomaren Bindungen der Elektronen an die Kerne sind aufgebrochen, so daß das Gas aus Ionen und Elektronen besteht. Dieser Zustand wird als Plasma bezeichnet. Die Materie in der Sonne, aber auch diejenige in den Neonr¨ ohren unserer Lampen, beﬁnden sich im Plasmazustand. An einem elektrisch geladenen Teilchen, das sich mit der Geschwindigkeit v in einem magnetischen Feld B bewegt, greift nach (15.15) die Lorentz-Kraft F an, die senkrecht zu v und B steht. Bezeichnet m die Teilchenmasse, lautet die Bewegungsgleichung dv = F = qv × B. (17.10) dt Da die Beschleunigung senkrecht zur Geschwindigkeit gerichtet ist, ¨andert sich die Geschwindigkeit nicht dem Betrag nach, sondern nur in der Richtung. Zun¨ achst nehmen wir an, daß v keine Komponente in Richtung von B hat. Das Teilchen bewegt sich dann unter Einwirkung der Kraft q v B mit konstanter Geschwindigkeit auf einer Kreisbahn. Der Bahnradius rG bestimmt sich aus dem Gleichgewicht zwischen der auf dem Magnetfeld beruhenden Kraft und der Zentrifugalkraft gem¨ aß m

qvB = m

v2 . rG

Hier steht v f¨ ur den Betrag des Vektors v = |v|. Die Kreisfrequenz der Umlaufbewegung ergibt sich zu v mv ωG = = . rG qB ωG heißt gyromagnetische Frequenz und rG Gyrationsradius. Hat v auch eine Komponente in Richtung von B, so ist in den vorstehenden Gleichungen v durch vs zu ersetzen, wobei mit vs die zu B senkrechte Komponente von v gemeint ist. Die zu B parallele Komponente von v bleibt un¨ ver¨ andert. Aus der Uberlagerung beider Komponenten des Geschwindigkeitsvektors folgt unmittelbar, daß das Teilchen eine wendelartige Bewegung l¨angs einer magnetischen Feldlinie als Achse durchf¨ uhrt, vgl. Abb. 17.2. Gem¨aß der durch (15.15) deﬁnierten Kraft drehen sich Ionen und Elektronen wegen des unterschiedlichen Vorzeichens von q im entgegengesetzten Sinn.

436

17 Kernfusion B ~ Ion

Elektron

Abbildung 17.2. Teilchenbewegung in einem Magnetfeld

¨ Unsere Uberlegungen f¨ uhren zu dem Ergebnis, daß die Bahnen der geladenen Teilchen an die Kraftlinien gebunden sind. Es scheint damit eine M¨oglichkeit zu bestehen, mit einem Magnetfeld ein Plasma einzuschließen. Als Anordnung denken wir zun¨ achst an einen Torus, vgl. Abb. 17.2. Wie kann man nun aber vermeiden, daß das Plasma mit der Wand in Kontakt kommt? Eine Kontraktion des Plasmas k¨ onnte durch ein azimutales Feld bewirkt werden. Ein solches Feld wird aber durch die sich parallel zum F¨ uhrungsmagnetfeld bewegenden Plasmateilchen induziert, denn nach dem Biot-Savart’schen Gesetz induziert ein in einem Leiter ﬂießender Strom I ein azimutales Magnetfeld der St¨ arke µ I (17.11) Bϑ = 0 , 2πr worin r der radiale Abstand vom Leiter ist. Im station¨ aren Zustand wird die Kraftwirkung des selbstinduzierten Feldes auf die Teilchen in einem Volumenelement durch den Druckgradienten ausgeglichen. F¨ ur ein Element mit der Ionendichte nI und der Geschwindigkeit vI folgt nI e vI × Bϑ = −∇pI .

(17.12)

Hier ist pI der entgegen der Richtung der Oberﬂ¨achennormalen des Volumenelements wirkende hydrodynamische Druck und e die Ladung des Ions. Entsprechend gilt f¨ ur die Elektronen in einem Volumenelement ne e ve × Bϑ = −∇pe .

(17.13)

Hier sind ∇pI und ∇pe die durch Ionen bzw. Elektronen entstandenen Druckgradienten. In einem Wasserstoﬀplasma sind nI und ne gleich und werden gleich n gesetzt. Durch Addition beider Gleichungen folgt n e vI − ve × Bϑ = −∇p . (17.14) Dabei ist p der aus ucken auf die Ionen und Elektronen re den Partikeldr¨ sultierende Druck. vI − ve stellt die eﬀektive Geschwindigkeit der Ladungs bewegung dar und der Term n e vI − ve ist dann gleich der Stromdichte i. F¨ ur zeitlich konstante Felder gilt nach den Maxwell’schen Gleichungen der Elektrodynamik ∇ × Bϑ = µ0 i

(17.15)

17.3 Fusionsreaktoren

437

mit der Induktionskonstanten µ0 = 1,2566 · 10−6 N/A2 . Damit folgt (∇ × Bϑ ) × Bϑ = −µ0 ∇p .

(17.16)

Wegen der Identit¨ at 1 ∇ × Bϑ × Bϑ = − B2 + Bϑ · ∇Bϑ 2 ϑ und Bϑ · ∇Bϑ ≡ 0 gilt f¨ ur ein Feld mit geraden, parallelen Kraftlinien

B2 ∇ −p + ϑ = 0 . 2 µ0

(17.17)

(17.18)

(17.19)

Daraus ergibt sich −p +

B2

ϑ

2 µ0

= const .

Da Bϑ in großer Entfernung vom Zentrum verschwindet, kann die Konstante o.B.d.A. zu Null gesetzt werden. Im Innern des Plasmaschlauches, d.h. f¨ ur r < R, herrscht damit nach (17.11) der Druck µ0 I 2 . (17.20) 4 π 2 R2 Hierbei ist R der Radius des Schlauches. F¨ ur den Druck im Plasma gilt nach der statistischen Thermodynamik p0 = p(r < R) =

p = nkT

(17.21)

mit der Teilchendichte n = nI + ne , der Boltzmann-Konstante k und der Temperatur T . Damit folgt aus (17.20) die Bennet-Gleichung I2 =

4πN kT . µ0

(17.22)

angeneinheit [cm−1 ]. Hier ist N = π R2 n die Teilchendichte pro L¨ Beispiel 17.2. Man berechne den erforderlichen Strom, um bei einer Temperatur angenspeziﬁschen Teilchendichte N = 2 · 1015 cm−1 ein von T = 1 · 109 K und einer l¨ Plasma auf einem Durchmesser von D = 0,1 m zusammenzuhalten. Wie groß ist die dazu erforderliche Magnetfeldst¨ arke? L¨ osung. Der Druck im Zentrum des Plasmas ergibt sich nach (17.21) zu p = n k T = 280 bar. Damit folgt aus (17.22) f¨ ur den erforderlichen Strom I 2 = 8,76 · 1012 A2 ,

438

17 Kernfusion

und damit I = 3 · 106 A. Aus (17.11) ergibt sich die azimutale Komponente des Magnetfeldes zu Bϑ =

µ0 I πD

= 6 N/Am = 6 T.

Um ein Plasma bei den f¨ ur eine Kernfusion erforderlichen Temperaturen einzuschließen, braucht man große Str¨ ome und hohe magnetische Feldst¨ arken. Bisher ist es nicht gelungen, mit der hier skizzierten Methode Einschlußbedingungen zu erzeugen, die den f¨ ur eine Fusion erforderlichen entsprechen.

Das Erreichen der Z¨ undbedingungen bei einem magnetischen Einschluß wird durch das Auftreten von Energieverlusten erschwert. Diese haben folgende Ursachen: • Die Str¨ omung im Magnetfeld ist nicht stabil, weshalb aus dem Einschlußraum Teilchen entweichen. • W¨ ahrend die Teilchen im Plasma die Feldlinien des Magnetfeldes umkreisen, k¨ onnen sie zusammenstoßen. Dadurch k¨onnen ihre Bahnen so stark gest¨ ort werden, daß sie den Einschlußraum verlassen. • Verunreinigungen im Plasma k¨ onnen Energie in Form ultravioletter Strahlung abgeben und so das Plasma k¨ uhlen. Die Ergebnisse von theoretischen Studien u ¨ber diese Verlustquellen haben dazu gef¨ uhrt, daß man sich bei den in den vergangenen zwei Jahrzehnten gebauten Laboranordnungen den Z¨ undbedingungen zumindest ann¨aherte. Selbst wenn bei einem Experiment die Z¨ undbedingungen erreicht sind, stehen dem Bau einer kommerziellen Anlage noch technische Probleme entgegen. So sind zum Beispiel supraleitende Magnete erforderlich, da ansonsten f¨ ur die Aufrechterhalung des Magnetfeldes mit einer Feldst¨arke von ca. 6 T in einem Volumen von ca. 1 000 m3 eine Leistung im 1 000 MW-Bereich erforderlich w¨ are. 17.3.1.1 Das Tokamak-Konzept Das bisher erfolgreichste Konzept der Fusionsforschung ist als Tokamak bekannt. Dies ist eine Abk¨ urzung der russischen Worte Toroidalny kamer ma” gnitnymi katuschkami“ (Ringbrennkammer mit Magnetspule). Bei diesem Konzept wird das Plasma in einem Torus eingeschlossen. Zu diesem Zweck ist eine stromf¨ uhrende Spule um den Torus gewickelt, die ein ringf¨ormiges Magnetfeld erzeugt, welches das Plasma von der Wand fernh¨alt. Um das eingeschlossene Plasma im Gleichgewicht zu halten, ist zus¨atzlich noch ein im Plasma tangential ﬂießender Strom erforderlich. Dieser Strom wird induziert, indem man den Plasmatorus zur Sekund¨ arspule eines Transformators macht, vgl. Abb. 17.3. Mit einem solchen Transformator kann aber der Strom im Plasmaschlauch nicht kontinuierlich in eine Richtung getrieben werden, da sonst

17.3 Fusionsreaktoren

439

die Stromst¨ arke in der Prim¨ arwicklung unendlich groß w¨ urde. Dies bedeutet aber auch, daß das thermonukleare Feuer in einem Tokamak von Zeit zu Zeit erlischt. Man rechnet mit Pulsen von jeweils 1 000 s Leistungsbetrieb und 50 s Pause. 1 2 3 4 5

5 5

Bt Tangentialfeld Bϑ Azimutalfeld

Bt 1 4

BJ

5 2

Brennkammer Plasmaschlauch Eisenjoch Prim¨ arspule Toroidspule

3

Abbildung 17.3. Grundelemente des Tokamak

Das Plasma im Tokamak bildet einen geschlossenen Stromkreis, das durch den induzierten Strom bis auf etwa 107 K aufgeheizt wird. Bei diesen Temperaturen wird das Plasma so gut leitend, daß der Strom ohne nennenswerten Widerstand ﬂießt. F¨ ur die weitere Temperaturerh¨ohung bis zur Z¨ undung der Fusionsreaktion ist deshalb eine Zusatzheizung erforderlich. Dazu werden entweder hochfrequente Wellen oder Strahlen hochenergetischer neutraler Atome oder Molek¨ ule verwendet, vgl. [5]. F¨ ur das Einsetzen der Fusionsreaktion ist eine Temperatur von mindestens 1·109 K erforderlich. Nach dem Lawson-Kriterium (17.9) muß dieser Zustand f¨ ur eine von der Teilchendichte abh¨angende Mindestzeit aufrechterhalten werden. In Abb. 17.4 sind die wichtigsten Teilsysteme dargestellt, die allen Fusionsreaktoren mit magnetischem Einschluß gemeinsam sind. Das Magnetfeld umschließt das Plasma, ein Brennstoﬀkreislaufsystem h¨alt es rein und versorgt es mit thermonuklearem Brennstoﬀ, ein Zusatzheizsystem erh¨oht seine Temperatur. Die erste Materialschicht des Reaktors muß der vom Plasma abgestrahlten W¨arme widerstehen. An diese schließt sich das Blanket an, in dem die bei der Fusion freiwerdenden Neutronen abgebremst werden und ihre Bewegungsenergie in Form von W¨ arme abgef¨ uhrt wird. Die W¨arme wird auf ein K¨ uhlmittel u ¨bertragen und schließlich zur Dampferzeugung verwendet. Mit dem heißen Dampf werden Turbogeneratoren betrieben, die die Fusionsw¨ arme in Elektrizit¨ at umwandeln. Im Blanket wird außerdem Lithium der Neutronenstrahlung ausgesetzt, um das f¨ ur den Prozeß notwendige Tritium zu gewinnen. Auch in einem Fusionsreaktor sind radioaktive Stoﬀe vorhanden, z.B. muß das bei der Reaktion verwendete Tritium im Reaktor eingeschlossen werden. Allerdings sind von diesem nur wenige Kilogramm im Reaktor enthalten, da

440

17 Kernfusion

6

7

3

4

2

1

1 2 3 4 5 6 7 8

Reaktor Plasmaschlauch W¨ armeabsorber Strukturmaterial K¨ uhlmittelkreislauf Dampferzeuger Dampf zur Turbine Speisewassereintritt

5

8

Abbildung 17.4. Schema eines Fusionsreaktors mit magnetischem Einschluß

der Brennstoﬀ kontinuierlich von außen zugegeben wird. Bei einer Unterbrechung der Versorgung w¨ urde die Fusionsreaktion unverz¨ogert erl¨oschen, so daß eine unkontrollierbare Reaktion nicht m¨ oglich ist. Wegen des geringen Inhaltes des Reaktors an radioaktivem Material kann eine Strahlenbelastung der Umgebung auch bei einem Unfall ausgeschlossen werden. Bei Experimenten mit Tokamak-Anordnungen wurden bis 1995 in jeweils separaten Versuchen Teilchendichten von 2 · 1014 cm−3 , Ionentemperaturen von bis zu 4 · 108 K und Einschlußzeiten von u ¨ber 1 s erreicht. Wie Abb. 17.5 zeigt, ist das Fusionsprodukt nunmehr nur noch um einen Faktor 10 von der Z¨ undung entfernt. ······················ ······················ ···· Brennen ·············· ··· ···· ····· ······ ······················· ····· ······ ····· ······ ······ ··························································· ··········· ········ ········ ········ ····································· ·································· ····························· ························· ·················· ···········

Teilchendichte · Einschlußzeit [cm3 s]

1016

············· ······················ ········· ····································· ·································· ····························· ··· ········· ·········· ········· ·················································· ···································· bis 1994 ·········· ········· ········· ································ ··························· ······················ ············· ············· ······················ ··························· ································ ······· ······· ················································· ···························1980–1990········ ······· ········ ······· ····································· ·································· ····························· · ······· ······················ ·············

1014

1012

············· ······················ ··························· ································ ····································· ······· ·······················1970–1980······· ········ ······· ···················································· ········ ······· ······································ ····························· · ······· ······················ ············· 1010

106

107

108

Plasmatemperatur [K]

109

Abbildung 17.5. Fortschritte der Fusionsforschung

Zur weiteren F¨ orderung und Entwicklung ist in weltweiter Zusammenarbeit der Bau eines Tokamak-Testreaktors ITER (Internationaler Thermonuklearer Test Reaktor) geplant, der eine thermische Leistung von 1 000 MW

17.3 Fusionsreaktoren

441

u aume von ca. einer Stunde liefern soll.2 Nach Abschluß des ITER¨ber Zeitr¨ Projekts soll als n¨ achste Anlage ein Demonstrationsreaktor (DEMO) in Angriﬀ genommen werden, der bereits alle Funktionen eines Fusionskraftwerkes erf¨ ullt. Schreitet die Entwicklung nach diesem Plan voran, so k¨onnte – bei Planungs-, Bau- und Testzeiten von 25 Jahren f¨ ur ITER und DEMO – ein kommerzielles Fusionskraftwerk in der zweiten H¨alfte des Jahrhunderts wirtschaftlich nutzbare Energie liefern [3], [7]. 17.3.2 Tr¨ agheitseinschluß Die Z¨ undbedingung f¨ ur einen Fusionsreaktor ist dann erreicht, wenn das Produkt aus Teilchendichte und Einschlußzeit einen Mindestwert erreicht hat, vgl. (17.9). Beim magnetischen Einschluß wird eine lange Verweilzeit (ca. 10 s) angestrebt. Die erforderliche Teilchendichte liegt dann bei ca. 1014 1/cm3 . Beim Tr¨ agheitseinschluß wird umgekehrt eine hohe Teilchendichte bei kurzer Verweilzeit angestrebt. Dies versucht man in der Weise zu erreichen, daß eine kleine Kugel (Pellet) aus Fusionsmaterial durch Zuf¨ uhrung eines großen Energiebetrages, z. B. durch Lichtpulse eines Hochleistungslasers, in kurzer Zeit (ca. 10−9 s) auf Fusionstemperatur aufgeheizt wird. Mit Zunahme der Temperatur beginnt das Pellet sich auszudehnen. Die dabei erreichte Beschleunigung wird durch die Masse der Brennstoﬀionen (d.h. ihre Tr¨agheit) bestimmt. Durch den R¨ uckstoß der sich ausdehnenden Materie wird der Anteil des Plasmas im Zentrum durch eine nach innen gerichtete Stoßwelle zus¨atzlich verdichtet und auf Fusionstemperatur erhitzt, so daß f¨ ur eine kurze Zeitspanne das Lawson Kriterium erf¨ ullt ist und die Fusionsreaktion einsetzen kann. Dieses Konzept wird im Prinzip bei den heutigen Wasserstoﬀbomben angewendet, bei denen man zur Aufheizung eine Spaltungsreaktion benutzt. F¨ ur die Realisierung in Kraftwerken denkt man an eine Energiezufuhr mit Laserlicht oder Teilchenstrahlen, die von allen Seiten her auf das Pellet gerichtet werden [1], [4]. Wegen der kurzen Impulsdauer sind Leistungen in der Gr¨oßenordnung von 1014 W erforderlich. Durch die Z¨ undung eines Pellets w¨ urde eine Energiemenge von ca. 108 J frei. Dies entspricht der Energiefreisetzung einer Explosion von etwa 20 kg TNT, die bei einem Kraftwerk periodisch wiederholt werden muß. F¨ ur eine Anlage mit von einer elektrischen Leistung 500 MW w¨ aren pro Sekunde 10 Pellets zu z¨ unden. Bisher ist nicht klar, wie z.B. die Struktur eines solchen Kraftwerkes, die einer derartigen Beanspruchung auf Dauer widersteht, gestaltet werden kann. Eine Variante des Tr¨ agheitseinschlusses ist die Fusion per Sonoluminiszenz. Damit bezeichnet man das Leuchten kollabierender Gasbl¨aschen, die sich bilden, wenn man einer Fl¨ ussigkeit z. B. intensiven Neutronenstrahlen aussetzt. In [8] wird berichtet, daß Kernverschmelzung von Deuterium zu 2

Die ﬁnanzielle Gr¨ oßenordnung wird mit 15 Mrd. US$ abgesch¨ atzt. Zum Vergleich: In Deutschland wurden pro Jahr ca. 120 Mio. Euro f¨ ur die Fusionsforschung aufgewendet.

442

17 Kernfusion

Tritium in einer Acetonl¨ osung herbeigef¨ uhrt wurde, deren Wasserstoﬀatome durch Deuterium ersetzt wurden. Durchgef¨ uhrte Kontrollexperimente h¨atten die Ergebnisse best¨ atigt; allerdings steht die Reproduktion der Ergebnisse durch andere Forschergruppen aus.

17.4 Fazit Die Kernfusion ist so faszinierend, weil es sich um eine unersch¨opﬂiche Energiequelle handelt, mit deren erfolgreicher Entwicklung das Problem der Energieversorgung f¨ ur alle Zeiten gel¨ ost w¨ are. Denn die f¨ ur den Prozeß erforderlichen Grundstoﬀe sind auf der Erde in großer Menge und gleichm¨aßiger Verteilung vorhanden. Die Kernfusion unterscheidet sich von der Kernspaltung schon dadurch, daß ihre kontrollierte Realisierung noch vollst¨andig oﬀen ist. In der Waﬀentechnik wird die Kernfusion bereits seit 1950 f¨ ur Wasserstoﬀbomben benutzt. Die Existenz dieser Waﬀe beweist, daß die Kernfusion technisch realisierbar ist. Unter Laborbedingungen konnte bisher allein die myonenkatalysierte Kernfusion nachgewiesen werden. Das Erreichen der Z¨ undbedingungen f¨ ur ein durch ein Magnetfeld eingeschlossenes Plasma oder f¨ ur eine Fusion unter Tr¨ agheitseinschluß ist nicht sicher vorauszusagen. Unabh¨ angig davon bestehen heute noch keine auf ihre technisch Durchf¨ uhrbarkeit hin u uften Konzepte f¨ ur Fusionskraftwerke. Es handelt sich ¨berpr¨ dabei aber um eine anspruchsvolle ingenieurwissenschaftliche Aufgabe, an deren L¨ osung in allen hochentwickelten Industriel¨andern gearbeitet wird. Forschungseinrichtungen in Deutschland sind das Max-Plank Institut f¨ ur Plasmaphysik in Garching sowie die Forschungszentren Karlsruhe und J¨ ulich. Beim jetzigen Stand der Forschung ist es selbstredend nicht m¨oglich, belastbare Angaben u ¨ber Sicherheitsrisiken und m¨ogliche Umweltbelastungen durch Fusionsreaktoren zu machen. Dies kann in exakter Weise erst geschehen, wenn ein Reaktor l¨ angere Zeit in Betrieb war und Erfahrungen gesammelt wurden.

Literatur 1. Craxton, R.S., McCrory, R.L., Soures, J.M.: Laser-induzierte Kernfusion. Spektrum der Wissenschaft 1986, 10, 98–110 2. Jones, S.E.: Muon-catalysed fusion revisited. Nature 321, 127–133 (1986) 3. Grieger, G.: Stand und Aussichten der Fusionsforschung. VGB Kraftwerkstechnik 73, 17–21 (1993) 4. Kodama, R. et all: Fast heating scalable to laser fusion ignition. Nature 418, 933 (2002) 5. Raeder, J., Borraß, K., B¨ unde, R. et. al.: Kontrollierte Kernfusion. B.G. Teubner, Stuttgart 1981 6. Schuhmacher, U.: Fusionsforschung Wiss. Buchgesellschaft, Darmstadt 1993

Literatur

443

7. Sessler, A.M., Stix, T.H., Rosenbluth, M.N.: Build the international thermonuclear experimental reactor? Physics Today 49, 21–25 (1996) 8. Yiban Xu, Adam Butt: Conﬁrmatory experiments for nuclear emissions during acoustic cavitation. Nuclear Eng. and Design 235, 1317 – 1324 (2005)

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

18.1 Einleitung Es ist vorherzusehen, daß es bei der sich abzeichnenden Verknappung der einfach nutzbaren und preiswerten fossilen Energierohstoﬀe aufgrund des bestehenden Nachfragedrucks zu drastischen Preiserh¨ohungen kommen wird. Diese k¨ onnen zwar von den Industriel¨ andern noch kompensiert werden, nicht aber von den Staaten der sog. dritten Welt, die vielmehr noch f¨ ur lange Zeit auf preiswerte fossile Energierohstoﬀe angewiesen sein werden. Wenn es gel¨ange, kurzfristig wenigstens einen Teil des wachsenden Energiebedarfs aus erneuerbaren oder regenerativen Energiequellen1 zu decken, w¨ urde dies zu einer Entspannung des Marktes f¨ ur fossile Energietr¨ager beitragen. Ein anderer Grund f¨ ur das zunehmende Interesse an erneuerbaren Energiequellen liegt in den Umweltrisiken, die sich bei der Nutzung der fossilen und nuklearen Energietr¨ ager gezeigt haben. Bei den fossilen Brennstoﬀen ergibt sich ein nur schwer absch¨ atzbares globales Umweltrisiko aus der Freisetzung von Kohlendioxid. W¨ ahrend der letzten dreißig Jahre hat man eine deutliche Zunahme von Kohlendioxid in der Atmosph¨are festgestellt. Es besteht die begr¨ undete Bef¨ urchtung, daß sich eine weitere Zunahme negativ auf die globalen Klimaverh¨ altnisse auswirken wird. Bei der Kernenergie ist zudem die Aufarbeitung und Lagerung von radioaktiven Abf¨allen nur im Grundsatz gel¨ ost. Ein weiterer Grund f¨ ur die Entwicklung von Energiesystemen auf der Basis erneuerbarer Energiequellen besteht darin, eine Alternative zu den fast unersch¨ opﬂichen Energieressourcen zu schaﬀen, die uns im Prinzip mit der Kernfusion und der Kernspaltung bei Einsatz der Br¨ utertechnologie zur Verf¨ ugung stehen. 1

Zu den erneuerbaren Energiequellen werden auch die in Abschnitt 2.4 behandelte Erdw¨ arme und die Biomasse gez¨ ahlt. Biomasse ist ein Kurzzeitspeicher der Sonnenenergie, deren Nutzung meist mit Rost- oder Wirbelschichtfeuerungen erfolgt.

446

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Ein Entwicklungsschub f¨ ur die Nutzung regenerativer Energiequellen wur¨ de durch die erste Olkrise 1973 ausgel¨ ost. Ziel war es, zumindest Teilbereiche mit einer autarken Energieversorgung aus diesen Quellen zu schaﬀen. In diesem Kapitel werden die technischen M¨oglichkeiten zur Nutzung der auch in Mitteleuropa verf¨ ugbaren Energiequellen Sonne, Wind und Wasserkraft soweit behandelt, wie es f¨ ur eine erste Bewertung erforderlich ist. Eine detaillierte Darstellung wird in [8] gegeben.

18.2 Wasserkraft 18.2.1 Allgemeines Wasser kommt auf der Erde an vielen Orten vor. Die M¨achtigkeit dieser Vorkommen l¨ aßt sich wie folgt quantiﬁzieren: Wasservorkommen Lokalit¨ at Fl¨ usse, B¨ ache Wasserdampf in Atmosph¨ are S¨ ußwasserseen Grundwasser Polareis Ozeane/ Meere

auf der Erde Menge kg 7, 2 · 1014 1, 27 · 1016 1, 7 · 1017 8, 6 · 1018 3, 0 · 1019 1, 4 · 1021

Anteil % 0, 0002 0, 005 0,012 0, 6 2, 1 97, 2

Der erste Hinweis auf die Nutzung der Wasserkraft mit Wasserr¨adern im Imperium Romanum ﬁndet sich bei Vitruv2 . Mit den Wasserr¨adern wurde die kinetische Energie ﬂießenden Wassers zum Mahlen von Getreide genutzt. Diese Vorg¨ anger der heutigen Wasserturbinen wurden in Europa im 18. und 19. Jahrhundert verfeinert und weiterentwickelt. Heute wird etwa 20% der weltweit erzeugten Elektrizit¨ at mit Wasserturbinen gewonnen. Wasserkraftwerke werden auch in Zukunft eine bedeutende Rolle in der Energiewirtschaft spielen. Bei der Nutzung der Wasserkraft sind zu unterscheiden: • Laufwasser- und Speicherkraftwerke. Bei diesen macht man sich den nat¨ urlichen Wasserkreislauf aus Verdunstung, Niederschlag und Str¨omung des Wassers zum Meer zunutze. Laufwasserkraftwerke nutzen das Gef¨alle in Fl¨ ussen und Kan¨ alen. Meist handelt es sich um Niederdruckanlagen mit geringen Fallh¨ ohen und großen Massenstr¨omen. Speicherkraftwerke dagegen sind Hochdruckanlagen an Talsperren und Gebirgsseen mit großen Fallh¨ ohen, aber geringen Massenstr¨ omen. • Gezeitenkraftwerke. Durch die Gravitation des Mondes und der Sonne entstehen in den Meeren der Erde jeweils auf der von Mond und Sonne ab- und zugewandten Seite Flutberge, die ihrerseits die Entstehung von Flutt¨alern 2

Vitruv (ca. 85–22 v. Chr.), r¨ omischer Schriftsteller.

18.2 Wasserkraft

447

bedingen. Die H¨ ohendiﬀerenz zwischen Flutberg und Fluttal kann mittels geeigneter Wehre und Turbinen zur Erzeugung von Strom genutzt werden. • Wellenkraftwerke. Wellen werden durch den Wind infolge der Reibung der Luft mit der Wasseroberﬂ¨ ache erzeugt. Das Anheben und Absenken des Meeresspiegels infolge der Wellenbewegung f¨ uhrt zu einer periodischen ¨ Anderung der potentiellen Energie großer Wassermassen, die im Prinzip in Nutzenergie umgewandelt werden kann. Es wurden zahlreiche Varianten zur Nutzung der Wellenenergie vorgeschlagen, von denen einige in Projekten erprobt wurden. Bisher sind allerdings keine u ¨berzeugenden Ergebnisse bekannt geworden. F¨ ur die mittlere Leistung einer Wasserwelle pro Meter Breite gilt: 1 kW . Pl ≈ H 3 √ λ m Hierbei ist: Pl : die potentielle Leistung der Welle pro Meter Breite λ: die Wellenl¨ ange H: die H¨ ohendiﬀerenz zwischen Wellenkamm und Wellental Hauptproblem bei der Extraktion der Wellenenergie ist die geringe Energiedichte, die an der Nordseek¨ uste bei Wellenh¨ohen von 2 Metern und einer Wellenl¨ange von 100 m nur 0,8 kW pro Meter K¨ ustenl¨ange betr¨agt. Zur Erg¨ anzung sei auf die Literatur [10] verwiesen. 18.2.2 Laufwasserkraftwerke und Speicherkraftwerke 18.2.2.1 Allgemeines, Systemaufbau Etwa ein Drittel der von der Erde absorbierten Sonnenenergie wird f¨ ur die Aufrechterhaltung des Wasserkreislaufes verbraucht. Dieser Energiestrom von ca. 4·1016 W verdampft pro Sekunde 1,6·1010 kg Wasser. Wenn wir annehmen, daß ein Drittel dieser Menge u ¨ber Land als Regen niedergeht und im Mittel ein realisierbares Gef¨ alle von 50 m zur Verf¨ ugung steht, dann betr¨agt der globale Energieﬂuß der Wasserkraft 2,6 TW. Diese Leistung ist nicht riesig, sie entspricht in etwa dem prognostizierten weltweiten Strombedarf f¨ ur das Jahr 2010. Die heute installierten und im Bau beﬁndlichen Wasserkraftanlagen erreichen eine Leistung von ca. 0,3 TW, was einem Beitrag von ca. 6% zum Prim¨ arenergieaufkommen entspricht. Wasserkraftwerke zur Umwandlung der potentiellen Energie des Wassers in mechanische Arbeit bestehen aus den Hauptkomponenten • • • • •

Speicheranlage (Stausee, Staubecken), Entnahmeeinrichtung (Rechen, Sch¨ utz), Leitung vom Stausee zur Turbine, Turbine und Generator, sowie einer Anlage zur Wasserabf¨ uhrung (Unterwasser).

448

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Das mechanische Leistungspotential des mit einer Gef¨alleh¨ohe H gespeicherten Wassers ergibt sich aus Pmech = m ˙ gH .

(18.1)

Hier ist m ˙ der Massenstrom durch die Turbine und g die Schwerebeschleunigung. Die Energieumwandlung in elektrischen Strom ist mit Verlusten verbunden, die jeweils durch einen Wirkungsgrad erfasst werden. F¨ ur Leistungsabgabe des Generators Pel ergibt sich die Darstellung: Pel = ηG ηT ηS Pmech = ηN Pmech

(18.2)

Mit den Wirkungsgraden ηG = 0,96–0,98 f¨ ur den Generator, ηT = 0,90– ur die str¨omungsf¨ uhrenden Bauteile 0,95 f¨ ur die Turbine und ηS = 0,95–0,98 f¨ ergeben sich f¨ ur den Nettowirkungsgrad ηN Werte im Bereich von 0,82–0,91. Beispiel 18.1. Betrachtet werde ein 100 MW-Speicherkraftwerk mit einem realisierbaren Gef¨ alle von 200 m und einem Nettowirkungsgrad von 0,8. Berechnen Sie a) den Wirkungsgrad der Umwandlung der Sonnenenergie in Strom, b) den Einzugsbereich und c) den Landverbrauch. Nehmen Sie eine Niederschlagsmenge v = 1 500 l/m2 a an, von der f = 50% in die Oberﬂ¨ achengew¨ asser abﬂießen und gesammelt werden k¨ onnen. Das Volumen des Speichersees soll auf eine Trockenperiode von l¨ angstens 30 Tagen ausgelegt werden. L¨ osung. a) F¨ ur die zu erzeugende Leistung Pel ist nach (18.1) und (18.2) ein Massenstrom von Pel m ˙ = = 63 710 kg/s = 2,01 · 1012 kg/a ηN g H erforderlich. Dieser Massenstrom wird mit Sonnenenergie verdampft, wozu bei einer Verdampfungsenthalpie von 2,4 MJ/kg Wasser ein W¨ armestrom von 5 Q˙ = m ˙ ∆h = 1,53 · 10 MW V

notwendig ist. Der Wirkungsgrad der Umwandlung von Sonnenenergie in Strom ergibt sich daraus zu η=

Pel = 0,0654%. Q˙

b) Die Gr¨ oße des Einzugsgebietes ist A=

m ˙ = 2,7 · 109 m2 = 2 700 km2 . f ρv

c) Der Mindestinhalt des Speicherbeckens muß VSp =

m ˙ t = 1,65 · 108 m3 ρ

betragen. Bei einer mittleren Tiefe von 20 m ergibt dies eine Beckenﬂ¨ ache von ache ergibt sich eine 8,26 km2 oder 2,9 × 2,9 km2 . Bezogen auf die Beckenﬂ¨ Leistungsdichte von 12 W/m2 ; Zum Vergleich: die 14.000 M W Anlage Itaipu im Grenzgebiet zwischen Brasilien und Paraguay hat eine Beckenﬂ¨ ache von 1, 5 · 109 m2 und damit eine Lestungsdichte von 9, 3 W/m2 .

18.2 Wasserkraft

449

Wasserkraftwerke k¨ onnen außer zur Bereitstellung von Energie auch zur Energiespeicherung verwendet werden. Energiespeicher sind notwendig, denn die Elektrizit¨ atswerke stehen von jeher vor dem Problem, die schwankende Nachfrage nach Strom zuverl¨ assig und kosteng¨ unstig zu befriedigen. Besondere Schwierigkeiten bereiten dabei kurzzeitige Nachfragespitzen, vgl. Abb. 1.8. Dieses Problem w¨ are gel¨ ost, wenn es gel¨ ange, den zu Zeiten geringen Bedarfs, nachts und am Wochenende, produzierten Strom f¨ ur Zeiten großer Nachfrage aufzubewahren. Die einzigen Speichersysteme, die sich bisher im gr¨oßeren Maßstab f¨ ur diesen Zweck in der Stromerzeugung bew¨ahrt haben, sind die Pumpspeicherwerke. Bei diesen wird u ussiger Strom dazu verwendet, ¨bersch¨ mittels Speicherpumpen Stauseen aufzuf¨ ullen. Wird die gespeicherte Energie zu Spitzenlastzeiten des Netzes wieder ben¨ otigt, l¨aßt man das Wasser durch die Turbine wieder auf das tiefere Niveau zur¨ ucklaufen. Zur L¨osung der Aufgabe bestehen zwei M¨ oglichkeiten f¨ ur die Anordnung von Pumpe und Turbine: • Turbine/Generator und Pumpe/Motor getrennt oder • Pumpturbine mit Motor/Generator. Bei der zweiten Variante sind die Aufwendungen geringer. Allerdings ist zwischen beiden Betriebsarten eine Drehrichtungsumkehr erforderlich, so daß die Umschaltzeiten zwischen Pumpen- und Turbinenbetrieb anwachsen. Derartige Pumpspeicherwerke bestehen bereits in gr¨oßerer Zahl. Es sind Leistungen bis 200 MW und H¨ ohendiﬀerenzen von einigen 100 m realisiert. Da sowohl beim Pump- als auch beim Turbinenbetrieb Verluste entstehen, liegt der Nettowirkungsgrad derartiger Anlagen bei 80%. 18.2.2.2 Wasserturbinen Die bei Wasserkraftwerken eingesetzten Turbinen sind Str¨omungsmaschinen. Sie funktionieren nach denselben Prinzipien wie die in Kap. 8 behandelten Dampfturbinen. Unterschiede ergeben sich aus den Eigenschaften der Arbeitsmittel. Wasser hat im Unterschied zu Wasserdampf eine gr¨oßere Dichte und ist fast inkompressibel. Aus diesem Grunde haben Wasserturbinen eine h¨ohere Leistungsdichte als Dampfturbinen; sie haben meist nur eine Stufe und die Schaufelanzahl am Radumfang ist gering. Wasserturbinen wurden f¨ ur Leistungen von bis zu 1 000 MW mit Laufraddurchmessern von bis zu 11 m ausgef¨ uhrt. Das Gef¨alle liegt bei ausgef¨ uhrten Anlagen zwischen 1 m bei Flußkraftwerken und 2 000 m bei Hochdruckanlagen mit k¨ unstlichen Stauseen im Hochgebirge. Zur Bew¨altigung dieses großen Fallh¨ohenbereiches haben sich drei Turbinentypen durchgesetzt, vgl. Abb. 18.1. Dabei ist jeder dieser Bauarten ein Fallh¨ohenbereich zugeordnet. Die Leistung einer Wasserturbine ist proportional zu Massenstrom und Fallh¨ ohe. Zur Charakterisierung der einzelnen Typen wird eine dimensionsbehaftete speziﬁsche Drehzahl nq deﬁniert. Man versteht darunter die Drehzahl eines gedachten, dem betreﬀenden Laufrad geometrisch ¨ahnlichen Rades, das

450

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

a)

b)

c)

Abbildung 18.1. Bauarten von Wasserturbinen: a) Peltonturbine,b) Francisturbine, c) Kaplanturbine

bei 1 m Fallh¨ ohe einen Durchsatz von 1 m3 /s haben w¨ urde. F¨ ur diese Gr¨oße ¨ ﬁndet man mit den Methoden der Ahnlichkeitsmechanik die Beziehung n V˙ nq = . (18.3) H 3/4 Hier ist n die Drehzahl der Maschine in min−1 , V˙ der Volumenstrom in m3 /s und H die Fallh¨ ohe in m. Nach ihrer Arbeitsweise werden die Wasserturbinen eingeteilt in • Gleichdruckturbinen, bei denen der statische Druck am Eintritt in bzw. beim Austritt aus dem Laufrad gleich groß ist, was eine Teilbeaufschlagung zul¨ aßt, sowie ¨ • Uberdruckturbinen, bei denen der statische Druck am Eintritt in das Laufrad gr¨ oßer als am Austritt ist und die daher nur Vollbeaufschlagung erlauben. Peltonturbine Es handelt sich um eine teilbeaufschlagte Gleichdruckturbine mit tangentialer Wasserzuf¨ uhrung zum Laufrad mit 1–6 Freistrahld¨ usen. Die Regelung erfolgt u ber eine Verstellung des Massenstroms durch eine Ver¨anderung des ¨ Querschnitts der D¨ usen. Der Regelbereich reicht von 20–100% Last bei fast konstantem Wirkungsgrad. F¨ ur Schnellabschaltungen werden Strahlablenker verwendet. Die Peltonturbine eignet sich besonders f¨ ur Fallh¨ohen im Bereich von 300–2 000 m. Es wurden Einheitsleistungen bis 300 MW ausgef¨ uhrt. Die charakteristische Drehzahl nq variiert zwischen 3 und 20 min−1 . Francisturbine Die Francisturbine hat ein Leit- und Laufrad, die immer von außen nach innen durchstr¨ omt werden; die Abstr¨ omung erfolgt stets axial. Das Wasser wird mit einer Einlaufspirale achsensymmetrisch in das Leitrad gef¨ uhrt, dessen Schaufeln drehbar gelagert sind. Dem Laufrad nachgeschaltet ist ein Diﬀusor (Saugschlauch), mit dem die kinetische Energie des Wassers m¨oglichst vollst¨andig

18.2 Wasserkraft

451

genutzt werden soll. Zur Regelung werden die Leitschaufeln verstellt; der Regelbereich liegt bei einem nahezu konstanten Wirkungsgrad zwischen 30 und 100%. Die Francisturbine eignet sich f¨ ur Fallh¨ ohen zwischen 40 und 700 m bei Einheitsleistungen bis 1 000 MW. Die speziﬁsche Drehzahl nq liegt zwischen 20 und 100 min−1 . Die bisher gr¨ oßten Wasserkraftwerke, die Anlage Itaipu in Brasilien/Paraguay mit 14.000 MW und das 3-Schluchten Kraftwerk am Yangtse Fluß in China mit einer installierten Leistung von 18.200 MW, sind mit Turbinen der Bauart Francis ausger¨ ustet. Die Laufr¨ ader der 26 Turbineneinheiten des 3-Schluchten Werks haben einen Durchmesser von 10 m und ein Gewicht von 420 Tonnen, die Fallh¨ ohe des Wasser betr¨ agt 80 m und der Massenstrom pro Turbine betr¨ agt bei voller Leistung 950 kgs−1. Kaplanturbine Bei Kaplanturbinen sind sowohl die radialen Leitschaufeln als auch die axialen Laufschaufeln verstellbar, woraus sich gegen¨ uber der Francisturbine ein besserer Wirkungsgrad bei Teillasten ergibt. Kaplanturbinen eignen sich besonders f¨ ur niedrige und schwankende Fallh¨ ohen. Es wurden Einheitsgr¨oßen bis 200 MW ausgef¨ uhrt; die speziﬁsche Drehzahl liegt zwischen 90 und 300 min−1 . ¨ Uber die Theorie und Anwendungstechnik der Wasserturbinen besteht eine umfangreiche Literatur; f¨ ur ein weiterf¨ uhrendes Studium sei auf [3], [16] und [15] verwiesen. 18.2.2.3 Umweltbelastungen Obgleich die Speicherkraftwerke eine emissionsfreie Energiequelle sind, hat der Bau von D¨ ammen und großen Reservoiren doch tiefgreifende Wirkungen auf Fl¨ usse und Oberﬂ¨ achengew¨ asser und zwar allein schon wegen der M¨achtigkeit dieser Bauwerke. Aus den Entwurfsspeziﬁkationen der großen D¨amme ergibt sich ein Speichervolumen von insgesamt ca. 10.000 km3 ; dies ist etwa f¨ unfmal mehr als das Gesamtvolumen aller großen Fl¨ usse unserer Welt. Die Gesamtﬂ¨ ache aller Speicherseen mit einer Stauh¨ ohe von u ¨ber 30 m betr¨agt mehr als 600.000 km2 , sie ist damit fast doppelt so groß wie die Fl¨ache Deutschlands. ¨ Okologische Auswirkungen sind besonders von sehr großen Wasserkraftwerken bekannt. So f¨ uhrt z.B. die Wasserverdunstung beim Assuan-Staudamm in Ober¨ agypten zu einer Versalzung des aufgestauten Wassers und auch des abﬂießenden Nilwassers. Dies hat Folgen f¨ ur die Trinkwasserversor¨ gung des ganzen Landes. Im Dreil¨ andereck zwischen Ungarn, Osterreich und Slowakien wurde 1989 der Bau eines Laufwasserkraftwerkes in den Donauauen wegen erwarteter Nachteile f¨ ur die Umwelt eingestellt. Der Bau der großen Staud¨ amme war schon immer mit oft zwangsweiser Umsiedlung von meist armen Menschen verbunden. Es wird gesch¨atzt,daß im vergangenen Jahrhundert verbunden mit Wasserkraftprojekten mehr als 80

452

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Millionen Menschen umgesiedelt wurden. Im Zuge des Baus des 3-SchluchtenProjekts am Yangtze Fluß mußten ca. 1,3 Millionen Menschen ihre H¨auser und H¨ ofe verlassen; meist Mitglieder b¨ auerlicher Familien, denen ihr frucht¨ bares Land durch Uberﬂutung verloren ging. Erschwerend kommt hinzu, daß es sich um eine Gegend handelt, wo es oﬀensichtlich an geeignetem Land f¨ ur landwirtschaftliche Siedlungen mangelt; bez¨ uglich der Beeintr¨achtigung unserer Umwelt durch große D¨ amme sei auf [19] erwiesen. 18.2.3 Gezeitenkraftwerke 18.2.3.1 Allgemeines Die Gezeiten kommen aufgrund der Gravitation des Mondes und der Sonne zustande. Ihr Erscheinen ist mit dem Umlauf des Mondes um die Erde (Umlaufzeit 24 h 50’) bzw. der Erde um die Sonne verkn¨ upft. Die Wirkung der Sonne auf die Gezeiten ist etwa halb so groß wie die des Mondes. Eine ¨ Uberlagerung beider Eﬀekte f¨ uhrt an den K¨ usten zu Spring- bzw. Nippﬂuten. Wirken Sonne und Mond in gleicher Richtung, betr¨agt der Tidenhub auf oﬀener See ca. 1 m. In einigen Buchten und Flußm¨ undungen sind aber viel h¨ohere Tidenh¨ ube zu beobachten. Diese kommen durch Resonanzerscheinungen der periodisch auf- und ablaufenden Gezeiten unter bestimmten Randbedingungen zustande. F¨ ur eine Absch¨ atzung m¨ oglicher Resonanzerscheinungen betrachten wir die Oberﬂ¨ achenwellen in einem Wasserbecken der Tiefe H und der L¨ange L; die L¨ angsausdehnung sei groß gegen die Tiefe. Das Becken sei auf einer Seite oﬀen und dort an das oﬀene Meer angeschlossen. Zur Beschreibung der durch Wellen von Ort und Zeit abh¨ angigen Wassertiefe y(t) = H + η(t) gilt die aus der Str¨ omungsmechanik gut bekannte Gleichung f¨ ur die Ausbreitung von Oberﬂ¨ achenwellen ∂2η ∂2η = g H . (18.4) ∂t2 ∂x2 η ist hier die Abweichung von der mittleren Tiefe. Am oﬀenen Ende (x = L) gelten die Randbedingungen: η(L, t) = η0 cos ωG t und ∂η (0, t) = 0 . ∂t Die L¨ osung des Randwertproblems lautet: 2πx cos λ cos ω t η(x, t) = η0 G 2πL cos λ mit

(18.5)

(18.6)

(18.7)

18.2 Wasserkraft

√ 2π gH λ= . ωG

453

(18.8)

Hier ist η0 die Wellenamplitude und ωG die Kreisfrequenz der Gezeiten auf dem oﬀenen Meer. Man erkennt aus (18.7), daß f¨ ur cos(2 π L/λ) = 0 Resonanz vorliegt. Dann ist 2πL π = (2n − 1) , n = 1, 2, 3, . . . . (18.9) λ 2 Hieraus folgt mit (18.8), daß Resonanz m¨ oglich ist, wenn √ π gH L = (2n − 1) , (18.10) 2 ωG vgl. Abb. 18.2. H+h h(t)=h0 cos(wG. t)

H

x=0

x=L

Abbildung 18.2. Wasserstandsschwingung in einem einseitig oﬀenen Kanal

Beispiel 18.2. Die Bay of Fundy an der kanadischen Ostk¨ uste hat eine L¨ ange von 270 km und eine mittlere Tiefe von 70 m. Am Landende treten Tidenh¨ ohen von bis zu 15 m auf. Ist dies eine Resonanzerscheinung? L¨ osung. Bei einer Dauer des Gezeitenzyklus von τG = 12 h ist die Kreisfrequenz der Gezeiten 2π = 1,45 · 10−4 s−1 . ωG = τG Aus (18.8) berechnet man die Wellenl¨ ange λ = 1,13 · 106 m . Aus (18.10) folgt n=

1 2L + = 0,977 ≈ 1 , 2 λ

es liegt also Resonanz vor. Dieses einfache Modell beschreibt allerdings die Vorg¨ ange ¨ nur im Prinzip. Uber ein genaueres Modell wird in [10] berichtet.

454

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

F¨ ur Gezeitenkraftwerke bestehen zwei M¨ oglichkeiten: 1. Nutzung der auftretenden H¨ ohenunterschiede beim Gezeitenwechsel 2. Direkte Umwandlung der kinetischen Energie der Gezeitenstr¨omung mit einer Turbine Die Gezeiten haben gegen¨ uber anderen erneuerbaren Energiequellen einen großen Vorteil: Ebbe und Flut sind periodische Erscheinungen und damit berechenbar. Dagegen ist man bei Wind- und Solarenergieanlagen von den außeren Gegebenheiten, dem Wetter, abh¨ angig. Die Gezeiten sind zuverl¨assi¨ ger! 18.2.3.2 Bauarten von Gezeitenkraftwerken Bei den bisher gebauten Anlagen nutzt man die H¨ohendiﬀerenz zwischen den Wasserst¨ anden in mindestens zwei Becken. Hiervon ist eines meist die oﬀene See, w¨ ahrend das andere z.B. durch Eind¨ ammung einer Bucht erzeugt wird. Der beim Gezeitenwechsel auftretende H¨ ohenunterschied der Wasserst¨ande wird genutzt, um das Wasser bei ablaufender Flut hinter einer Eind¨ammung aufzustauen und bei niedrigem Wasserstand (bei Ebbe) durch eine Turbine abﬂießen zu lassen. Voraussetzung f¨ ur einen Turbinenbetrieb ist eine Mindestdiﬀerenz der Wasserspiegelh¨ ohe beider Becken, die abh¨ angig vom Tidenhub zeitweise unterschritten wird. Es entstehen somit Wartezeiten, innerhalb derer kein Strom erzeugt werden kann. Diese Wartezeiten k¨ onnen mit geeigneten Mehrbeckenanlagen verk¨ urzt werden. Die Becken k¨ onnen dann dar¨ uberhinaus als Pumpspeicher genutzt werden. Bei dieser Art der Wasserkraftnutzung wird die bei Laufwasserkraftwerken gut bew¨ ahrte Technik eingesetzt. An der M¨ undung der Rance bei St. Malo in Frankreich wurde 1966 ein Gezeitenkraftwerk mit einer Nennleistung von 10 × 24 MW in Betrieb genommen, dessen mittlere Leistungsabgabe u ¨ber 2 × 11 Stunden 70 MW betr¨agt. Es ist als Einbeckenanlage angelegt, wobei die Turbinen Wasserspiegeldiﬀerenzen in beiden Richtungen nutzen k¨ onnen. Der 750 m lange Damm schaﬀt eine Speicherﬂ¨ ache von 22 km2 und der Tidenhub betr¨agt 13 m. Die potentielle Energie der im Staubecken beﬁndlichen Wassermenge errechnet sich zu: δ2 (18.11) 2 Hierbei ist A die Fl¨ ache des Wasserspiegels und δ der Tidenhub. Der Faktor 1/2 ber¨ ucksichtigt, daß die mittlere H¨ohe des Wasserspiegels gleich dem halben Tidenhub ist. Werden sowohl der Wasserzuﬂuss (Ebbe → Flut) als auch der Wasserabﬂuß (Flut → Ebbe) zur Energiewandlung genutzt, so betr¨ agt die Zeitdauer einer Periode ca 6 h = 21600 s. Damit folgt mit Gl. 18.11 f¨ ur den mittleren Energiestrom der Anlage E = ρH2 O g A

18.2 Wasserkraft

455

E = 855 M W. (18.12) 6h Dieser Energiestrom kann mittels Wasserturbinen mit einem Wirkungsgrad von ca. 0,2 in Strom umgewandelt werden, so daß sich mit den gegebenen Zahlenwerten f¨ ur die Anlage St Malo eine mittlere elektrische Leistung von ca. 170 MW ergibt. St¨ omungskraftwerke in der Gezeitenstr¨ omung wandeln die kinetische Energie der Str¨ omung direkt mittels Turbine und Generator in elektrische Energie um. Wegen der im Vergleich zur Luft hohen Dichte des Wassers ben¨otigen sie im Vergleich zu Windturbinen weit geringere Str¨omungsgeschwindigkeiten, sie beginnen bereits bei Geschwindigkeiten von 2 m/s zu arbeiten. Eine Pilotanlage wurde im Rahmen eines deutsch-britischen Projekts Seaﬂow vor der K¨ uste Cornwalls in einer Tiefe von 30 m installiert und 2003 in Betrieb genommen. Die Turbine hat einen Rotordurchmesser von 5m und soll eine Leistung von 300 kW abgeben. Als n¨ achster Schritt ist der Bau einer 1 M W Anlage geplant. Gezeitenkraftwerke sind nur dort sinnvoll, wo ein hoher Tidenhub und entsprechend g¨ unstige topographische Verh¨ altnisse vorliegen. Das weltweite Potential wird auf 300 GW gesch¨ atzt. Allerdings ist hiervon aus ¨okologischen und wirtschaftlichen Gr¨ unden nur ein kleiner Teil nutzbar. P =

18.2.4 Fazit Die Wasserkraft ist eine attraktive Quelle sauberer, regenerativer Energie. Wie die anderen Energiequellen bleibt sie nicht ohne Auswirkungen auf die Umwelt. Es k¨ onnte allerdings sein, daß sich ihre Einwirkungen gegen¨ uber den anderen Energiequellen als vertretbarer erweisen. F¨ ur die Elektrizit¨ atswirtschaft bietet die Wasserkraft den großen Vorteil, daß insbesondere die Speicherkraftwerke bei nur geringen Zusatzinvestitionen außer zur Strombereitstellung auch zur Energiespeicherung und damit zur Abdeckung der Spitzenlast eines Netzes verwendet werden k¨onnen. Bei einer erwarteten Spitze kann die Wasserturbine bei kleiner Leistung in drehender Reserve gehalten werden, bei Bedarf kann die Leistung so schnell gesteigert werden wie es die Turbinenventile zulassen. Risiken bestehen haupts¨ achlich hinsichtlich der großen D¨amme. Im Jahresdurchschnitt kommt es weltweit im Zusammenhang mit diesen D¨ammen zu einem Ungl¨ uck. Das die bisher meisten Opfer fordernde Ereignis dieser Art ereignete sich 1966 am Vaiont-Damm in Norditalien. Dabei blieb der Damm zwar intakt, aber eine u ¨ber die Dammkrone hinweggehende Welle u ¨berschwemmte und zerst¨ orte ein Dorf am Dammfuß.

456

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

18.3 Sonnenenergie 18.3.1 Allgemeines Unsere Sonne ist ein gew¨ ohnlicher Durchschnittsstern der Milchstraßengalaxie. In einer klaren Nacht k¨ onnen wir unz¨ ahlige Sterne von ihrer Art mit bloßem Auge sehen. Zum großen Teil verschwimmen sie in der Ferne zu jener milchigen Struktur am Nachthimmel, die wir Milchstraße nennen. Die Sonne wird von den Astrophysikern als Hauptreihenstern der Leuchtkraftstufe V eingestuft. Hauptreihensterne decken ihren Energiebedarf durch die Fusion von Wasserstoﬀkernen zu Helium. Die Sterne der Hauptreihe entwickeln und ver¨ andern sich nur langsam u ¨ber einen Zeitraum von mehreren Milliarden Jahren. Nach derzeitigen Kenntnissen ist die Sonne vor ca. 4,6 Mrd. Jahren entstanden. Sie ist damit ein relativ junger Stern in unserer etwa 15 Mrd. Jahre alten Milchstraße. Seit die Sonne zu leuchten begann, hat sie in jeder Sekunde 5 Mrd. kg Wasserstoﬀ zu Helium verbrannt. Trotz dieses gewaltigen Verbrauches w¨ are noch ausreichend Brennstoﬀ f¨ ur weitere 100 Mrd. Jahre vorhanden. Allerdings wird nach den gegenw¨ artigen Modellen der Sternentwicklung die Leuchtkraft der Sonne zunehmen: Wenn sie ein Alter von 6 Mrd. Jahren erreicht hat, wird sich ihr Volumen um den Faktor 3 vergr¨oßert haben und ihre Leuchtkraft um 15% zunehmen. Unter diesen Bedingungen d¨ urfte sich das Klima auf der Erde drastisch ver¨ andern: Eis und Schnee sind dann in den heutigen gem¨aßigten Zonen unbekannt, und am Polarkreis werden sich Temperaturen wie heute in Nordafrika einstellen. Sofern das Leben dann nicht in ¨ außere Zonen des Sonnensystems ausgewichen ist, d¨ urfte es in ernste Schwierigkeiten kommen. Nach menschlichen Maßst¨ aben gehen die beschriebenen Ver¨ anderungen aber so langsam vor sich, daß wir die Sonne als gleichbleibend ansehen k¨onnen. Die wichtigsten Daten unserer Sonne sind in Tabelle 18.1 zusammengestellt. Die Leistungsdichte der Energiequelle“ Sonne ist mit 1,88 · 10−4 W/kg ” sehr gering. Man erkennt dies durch einen Vergleich mit dem speziﬁsche Energiebedarf des menschlichen Gehirns. Dieses hat einen Leistungsbedarf von durchschnittlich 20 W und eine Masse von etwa 1,3 kg. Der speziﬁsche Leistungsbedarf betr¨ agt damit etwa 15 W/kg. Die Energiedichte im Gehirn ist damit 100 000 mal h¨ oher als in der Sonne! Trotz der geringen Energiedichte Tabelle 18.1. Die heutige Sonne Alter Masse Radius Abstand zur Erde

4,6 · 109 1,99 · 1030 6,96 · 108 1,495 · 1011

a kg m m

Leuchtkraft Leistungsdichte Oberﬂ¨ achenenergieﬂuß Oberﬂ¨ achentemperatur

3,96 · 1026 1,88 · 10−4 6,3 · 107 5 785

W W/kg W/m2 K

18.3 Sonnenenergie

457

Photonenenergie [J] -19

4 .10

spektrale Strahlungsleistung [Wm-2 Å-1 ]

0,25

0,20

-19

2.10

-19

10

-20

5.10

Solare Strahlungsleistung außerhalb der Atmosphäre Solare Strahlungsleistung in Meereshöhe

0,15

Schwarzkörperstrahlung bei 5800 K 0,10

0,05

0

0

500

1000 1500 2000 Wellenlänge [nm]

2500

3000

Abbildung 18.3. Die Solarstrahlung am a are und auf ¨ußeren Rand der Atmosph¨ der Erdoberﬂ¨ ache im Vergleich mit der Schwarzk¨ orperstrahlung

pro Masseneinheit ist die Sonne die wichtigste Prim¨arenergiequelle f¨ ur die Erde. Die auf die Erde treﬀende Strahlungsleistung ist ca. 12 000 mal gr¨oßer als der Leistungsbedarf unserer technischen Zivilisation. Die Energie der Sonnenstrahlung weist eine spektrale Verteilung auf, die in guter N¨ aherung der Strahlung eines schwarzen K¨orpers bei einer Temperatur von 6 200 K entspricht, vgl. Abb. 18.3. Es gelten folgende Zuordnungen: 3 ≤ λ < 365 nm: ultraviolette Strahlung oder UV-Strahlung 365 ≤ λ ≤ 750 nm: sichtbares Licht und λ > 750 nm: infrarote Strahlung oder IR-Strahlung. Die spektrale Zusammensetzung ¨ andert sich allerdings beim Durchgang durch die Erdatmosph¨are infolge von Streuung und Absorption. Die Strahlung im kurzwelligen Bereich wird im wesentlichen durch Streuung geschw¨acht, w¨ ahrend im Infrarotbereich eine Verminderung durch die Absorption des Wasserdampfes und des Kohlendioxids auftritt. Aus den beiden Eﬀekten resultiert eine Verschiebung der mittleren Bestrahlungsst¨arke zum langwelligen Bereich hin, d.h. zu Lichtquanten mit geringerer Energie. Bei einem mittleren Abstand der Erde von der Sonne von 1,495 · 1011 m betr¨ agt die Leistungsdichte der Sonnenstrahlung am ¨außeren Rand der Atmooße S wird auch als Solarkonstante bezeichsph¨ are S = 1,37 kW/m2 . Die Gr¨ net; sie schwankt zwischen Sonnenn¨ ahe und Sonnenferne der Erdbahn um ± 3%. Eine weitere Variation von ca. ±0,1% ergibt sich durch die periodisch auftretenden Sonnenﬂecken.

458

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen b

Y

hlung instra

e

en Sonn

j

Äquator

Abbildung 18.4. Zusammenhang zwischen Einfallwinkel und Breitengrad

Die auf den Rand der Erdatmosph¨ are auftreﬀende Strahlungsleistung q˙S ist allerdings geringer. Sie h¨ angt vom Einfallwinkel ψ der Strahlung und dem Abstand zur Sonne ab, vgl. Abbildung 18.4: 2 D q˙S = S cos ψ . (18.13) d Hier sind D und d der mittlere bzw. der aktuelle Abstand zwischen Erde und Sonne. F¨ ur den Einfallwinkel ψ gilt bei einer horizontalen Fl¨ache die trigonometrische Beziehung cos ψ = sin ϕ sin δ + cos ϕ cos δ cos γ .

(18.14)

Hier ist ϕ der Breitengrad und δ die Deklination, der Winkelabstand zwischen Sonnenh¨ ochststand und Himmels¨ aquator. F¨ ur δ gilt in Grad: 284 + d 360), (18.15) 365 dabei ist d der Tag im Jahr. Der Stundenwinkel γ wird von 12.00 Uhr Mittag an gez¨ ahlt, es ist: δ = 23, 45 · sin(

γ=

Minuten vor (−) oder nach (+) 12.00 Uhr Mittag 4

.

(18.16)

Ist der Kosinus des mit 18.14 berechneten Einfallwinkels negativ, so ist die Sonne unter den Horizont gesunken; die Strahlungsleistung q˙S gem¨aß 18.13 ist dann gleich Null zu setzen. Falls die betrachtete Fl¨ache um den Winkel β nach Norden oder S¨ uden geneigt ist, muß ϕ durch ϕ − β bzw. ϕ + β ersetzt werden, vgl. Abb. 18.4. Aus (18.13) und (18.14) folgt unmittelbar, daß die Sonneneinstrahlung f¨ ur die Orte n¨ ordlich bzw. s¨ udlich der Wendekreise rasch abnimmt. So betr¨ agt zum Fr¨ uhlingsbeginn (δ = 0) die maximale Sonneneinstrahlung in ¨ L¨ ubeck (ϕ = 54◦ ) nur 60% des entsprechenden Wertes am Aquator. Desweiteren spielen f¨ ur die Sonneneinstrahlung noch folgende Eﬀekte, die Intensit¨ at und Spektrum der Strahlung beeinﬂussen, eine Rolle: • Reﬂexion an der Atmosph¨ are und der Erdoberﬂ¨ache, • Streuung an den Molek¨ ulen der Atmosph¨ are,

18.3 Sonnenenergie

459

• Absorption an Wasserdampf, Ozon und Aerosolen. Der erste Eﬀekt wird durch die Albedo (das R¨ uckstrahlungsverm¨ogen) charakterisiert. Diese ist deﬁniert als das Verh¨ altnis der reﬂektierten zur einfallenden Strahlung. Der Wert der Albedo h¨ angt stark von der Oberﬂ¨achenbeschaﬀenheit ab. So sind Eis, Schnee und Sand ausgezeichnete Reﬂektoren, Baumkronen und andere Vegetation sowie die Meere dagegen absorbieren die einfal¨ lende Strahlung gut, vgl. Tabelle 18.2. Uber die Jahreszeit und u ¨ber die Erde gemittelt betr¨ agt die Albedo ca. 0,3. Allerdings ist dieser Wert nicht genau bekannt, außerdem hat er sich mit der Zeit infolge menschlicher Aktivit¨aten – z.B. der Rodung von W¨ aldern – ver¨ andert. Ein Teil der relativ nah u ¨ber der Tabelle 18.2. Typen von Brennstoﬀzellen AFC PAFC PEFC MCFC SOFC

Alkalische Brennstoﬀzelle (Alkaline Fuel Cell) Phosphorsaure-BZ (Phosphoric Acid FC) Polymerelektrolyt-BZ (Proton Exchange Membrane FC) Carbonatschmelzen-BZ (Molten Carbonate FC) Festoxid-BZ (Solid Oxid FC)

Erdoberﬂ¨ ache an Wolken, Staub und Wassertr¨opfchen gestreuten Strahlung geht ebenfalls f¨ ur die Nutzung auf der Erde verloren, w¨ahrend der andere Teil die Erde als diﬀuse Himmelsstrahlung erreicht.3 Die auf der Erde auftreﬀende Einstrahlung besteht damit aus zwei Komponenten: • der direkten Einstrahlung, das ist die um Absorption und Streuung geminderte extraterrestrische Strahlung, und • der diﬀusen Himmelsstrahlung, die durch Streuung der direkten Einstrahlung in der Atmosph¨ are entsteht. Die Summe beider Komponenten heißt Globalstrahlung. Die Globalstrahlung ist orts- und zeitabh¨ angig. In Abb. 18.5 sind die monatlichen Mittelwerte der Globalstrahlung und ihrer Komponenten f¨ ur Hamburg w¨ahrend der Jahre 1963–1965 in Abh¨ angigkeit von der Jahreszeit dargestellt. Die Abbildung zeigt, daß der diﬀuse Anteil u ¨berwiegt. Bei der Berechnung der Direkteinstrahlung auf die Erdoberﬂ¨ ache sind die Absorptions- und Streuverluste in der Atmosph¨ are zu ber¨ ucksichtigen. N¨ aherungsweise gilt f¨ ur die Einstrahlung zur Mittagszeit 2 z D 0,3 (1 − ) cos ψ . (18.17) q˙D (z, t) = S exp − cos ψ h d Hierin ist: 3

F¨ ur eine ausf¨ uhrliche Darstellung des Strahlenklimas der Erde vgl. z. B. [18].

460

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

ψ(t): der von Jahres-, Tageszeit und Ort abh¨angige Einfallwinkel der Sonnenstrahlung z: die H¨ ohenkoordinate des betreﬀenden Ortes in [m] h: die Dicke der Luftschicht (10000 m) S: die Solarkonstante Der Einﬂuß der Bew¨ olkung wurde hier außer acht gelassen, weil man nur dann von direkter Sonnenstrahlung spricht, wenn die Sonnenstrahlen ohne direkte Wechselwirkung mit Wolken die Erde erreichen. Tabelle 18.3. Anhaltswerte f¨ ur die direkte Einstrahlung in kW/m2 , 0

0

Einfallwinkel

0

Hochgebirge Tiefebene Großstadt Industriegebiet

1,16 1,04 0,97 0,86

0

0

Schulze [18]

0

30

60

80

85

0,97 0,89 0,79 0,69

0,50 0,43 0,36 0,528

0,12 0,08 0,58 0,36

0,04 0,026 0,015 0,008

Beispiel 18.3. Es ist die Direkteinstrahlung f¨ ur Karlsruhe (ϕ = 50◦ ) um 12.00 Uhr ◦ Mittag (γ = 0 ) an einem klaren Tag zur Sommer- und Wintersonnenwende abzusch¨ atzen. Die Deklination δ und das Abstandsverh¨ altnis D/d haben an diesen Tagen die Werte (+23,45◦ ; 0,984) und (-23,45◦ ; 1,017). L¨ osung. Der Einstrahlwinkel kann aus (18.14) berechnet werden. Am Mittag der Sommersonnenwende ist cos ψ = 0,8945, und am Mittag der Wintersonnenwende ist cos ψ = 0,2849. F¨ ur die Direkteinstrahlung zur Sommersonnenwende folgt aus (18.17) 250 . q [W/m²]

6 . [kWh/m²d] q

Globalstrahlung

167

4

Direkte Sonnenstrahlung

2

83 Diffuse Himmelsstrahlung

0

0 J

F

M

A

M

J

J

A

S

O

N

D

t

Abbildung 18.5. Tagesmittelwert der Globalstrahlung und ihrer Komponenten auf eine horizontale Fl¨ ache f¨ ur Hamburg (1963–1965)

18.3 Sonnenenergie

461

q˙D = 0,949 kW/m2 ; f¨ ur die Wintersonnenwende ergibt sich q˙D = 0,247 kW/m2 . An einem klaren Tag tr¨ agt die direkte Einstrahlung 90 bis 95% zur Globalstrahlung bei und die diﬀuse entsprechend nur 5 bis 10%. Nach unserer Erfahrung sind aber wolkenlose Tage eher die Ausnahme. Dies zeigt sich auch in den in Abb. 18.5 dargestellten Meßwerten f¨ ur beide Strahlungskomponenten f¨ ur Hamburg. Da die Bew¨ olkung in der Bundesrepublik im Mittel nur wenig unter der von Hamburg liegt, folgt aus der Abbildung, daß in unseren Breiten die diﬀuse Strahlung im jahreszeitlichen Mittel von gleicher Gr¨ oßenordnung ist wie die direkte. Dies ist f¨ ur die Art der Nutzung der Solarenergie von erheblicher Bedeutung.

In Mitteleuropa betr¨ agt die direkte Einstrahlung etwa 1 000–1 500 kWh/m2 a, in den W¨ ustengebieten Nordafrikas 2 200 kWh/m2 a, vgl. Tabelle 18.4. Der schließlich vom Erdboden absorbierte Energieanteil der Strahlung wird als langwellige Infrarotstrahlung wieder an die dar¨ uberliegenden Wolken bzw. in den Weltraum abgestrahlt. Tabelle 18.4. Mittelwerte f¨ ur die globale Sonneneinstrahlung und den direkten Strahlungsanteil f¨ ur einige ausgew¨ ahlte Orte in kWh/m2 a Ort

Globalstrahlung

direkter Strahl

Albuquerque Almeria Nizza Rom Athen Stuttgart Z¨ urich Hamburg

3 250 3 107 2 405 2 280 2 268 1 729 1 653 1 497

2 630 2 580 1 790 1 664 1 622 1 067 1 089 830

18.3.2 W¨ armetransport durch Strahlung Wenn eine materielle Fl¨ ache der Sonnenstrahlung q˙S ausgesetzt wird, kann diese absorbiert, transmittiert oder reﬂektiert werden. Bezeichnet q˙S die Leistungsdichte der Strahlung, gilt f¨ ur die entsprechenden Strahlungsanteile die Energiebilanz q˙S = α q˙S + τ q˙S + ρ q˙S ,

(18.18)

und damit ist α(λ, T ) + τ (λ, T ) + ρ(λ, T ) = 1 .

(18.19)

462

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Hier ist α der Absorptions-, τ der Transmissions- und ρ der Reﬂexionsgrad der Fl¨ ache. Die Abh¨angigkeit der Faktoren von der Wellenl¨ange λ der Strahlung f¨ uhrt z.B. zum sogenannten Treibhauseﬀekt: Glas absorbiert den ultravioletten Anteil der Sonnenstrahlung, reﬂektiert aber den im Innern des Treibhauses teilweise in Infrarotstrahlung umgewandelten Teil des sichtbaren Lichtes. Die bei einer bestimmten Temperatur T u ¨ber λ integrierten Faktoren heißen Absorptions-, Transmissions- und Reﬂexionskoeﬃzienten. F¨ ur α = 1 ist die Fl¨ ache ein schwarzer K¨ orper, der die auftreﬀende Strahlung vollst¨ andig absorbiert.4 F¨ ur ρ = 1 ist die Fl¨ache ein idealer Reﬂektor (Spiegel) und f¨ ur τ = 1 ein transparentes Medium. Dies sind idealisierte Grenzf¨ alle, die in der Natur nicht vorkommen und technisch nur n¨aherungsweise realisiert werden k¨ onnen. F¨ ur einen undurchsichtigen K¨orper (τ = 0) folgt aus der Energiebilanz α (λ, T ) = 1 − ρ (λ, T ) .

(18.20)

Neben dem schwarzen K¨ orper betrachtet man als weiteres Modell noch den grauen K¨ orper. Die Absorptionsf¨ ahigkeit eines grauen K¨orpers ist kleiner als eins, aber f¨ ur alle Frequenzen gleich und h¨ angt nur von der Temperatur, dem Material und dem Zustand seiner Oberﬂ¨ ache ab, es ist: αgrau (λ, T ) = α (T ) < 1. Die Erfahrung lehrt, daß K¨ orper, die Strahlung absorbieren, auch Energie abstrahlen. Die Abstrahlung wird durch den Emissionskoeﬃzienten ε(λ, T ) ber¨ ucksichtigt, der als das Verh¨ altnis der speziﬁschen Ausstrahlung eines beliebigen K¨ orpers zu der des schwarzen K¨ orpers deﬁniert ist. Beﬁndet sich ein K¨ orper bei einer Temperatur T im Strahlungsgleichgewicht mit seiner Umgebung, strahlt er genau soviel Energie ab wie er von der Umgebung aufnimmt. Daraus folgt ε (λ, T ) = α (λ, T ) .

(18.21)

Die Aussage wurde von Kirchhoﬀ aus dem 2. Hauptsatz der Thermodynamik abgeleitet und wird als Kirchhoﬀsches Gesetz bezeichnet5 . Nach dem Kirchhoﬀschen Gesetz strahlt ein K¨ orper, der im Intervall von λ bis λ + dλ bei gegebener Temperatur T keine Strahlung absorbiert, in diesem Intervall bei der Temperatur T auch keine Strahlung aus. Technische Oberﬂ¨achen k¨onnen ˙ T ) ihrer als graue Strahler behandelt werden. Die Intensit¨atsverteilung I(λ, Strahlung ist um einen konstanten Faktor kleiner als die Intensit¨at I˙s (λ, T ) des schwarzen K¨orpers bei gleicher Temperatur: ˙ T) I(λ, ε(T ) = = const. (18.22) I˙ (λ, T ) s

I˙s (λ, T ) ist durch das Planck’sche Strahlungsgesetz6 4

5 6

Ein schwarzer K¨ orper absorbiert bei beliebiger Temperatur alle auf ihn einfallende Strahlung beliebiger Frequenz. Folglich ist der Absorptionsgrad f¨ ur alle Temperaturen und Frequenzen bzw. Wellenl¨ angen gleich eins: αschw (λ, T ) = 1. Gustav R. Kirchhoﬀ (1824–1887) Max Planck (1858–1947), deutscher Physiker und Nobelpreistr¨ ager.

18.3 Sonnenenergie

2 π h c2 exp I˙s (λ, T ) = λ5

hc kλT

463

−1 −1

(18.23)

mit der Planck’schen Konstante h = 6,626 · 1034 Js, der Boltzmann-Konstante k = 1,381 · 10−23 J/K und der Lichtgeschwindigkeit c = 2,9979 · 108 m/s gegeben. Aus einer Integration des Planck’schen Gesetzes u ¨ber λ ergibt sich das Stefan-Boltzmann’sche Gesetz, das f¨ ur graue Strahler in der modiﬁzieren Form q(T ˙ ) = ε σS T 4

(18.24)

gilt.7 Hier ist ε der Emissionskoeﬃzient und σS = 5, 67 · 10−8 W m−2 K −4 die Strahlungskonstante des schwarzen K¨ orpers. Bei elektrischen Leitern ist die Strahlungsintensit¨at unregelm¨aßig u ¨ber den Wellenl¨ angenbereich verteilt. Bei drei- und mehratomigen Gasen liegt eine selektive Bandenstrahlung vor, d.h. sie absorbieren und emittieren nur in bestimmten Wellenl¨ angenbereichen. Ein- und zweiatomige Gase sind dagegen diatherm, d.h. f¨ ur W¨ armestrahlung vollst¨andig durchl¨assig, weshalb sie W¨ armestrahlung weder absorbieren noch emittieren oder reﬂektieren. Zur Erl¨ auterung der obigen Zusammh¨ ange wird der Energiestrom zwischen zwei unendlich ausgedehnten, parallelen Platten bestimmt, die als graue, undurchl¨ assige Strahler betrachtet werden und die Temperaturen T1 und T2 haben. Der Zwischenraum der Platten sei diatherm. Wir bezeichnen die Absorptions- und Emissionskoeﬃzienten mit α1 , α2 bzw. ε1 , ε2 . Jede der Fl¨ achen absorbiert, reﬂektiert und emittiert Strahlung. So setzt sich die Strahlungsleistung Q˙ 1 der Fl¨ ache 1 aus der Emissionsleistung E˙ 1 und der Reﬂextion r1 Q˙ 2 der einfallenden Strahlungsleistung Q˙ 2 zusammen. Es gilt Q˙ 1 = E˙ 1 + r1 Q˙ 2

(18.25)

und Q˙ 2 = E˙ 2 + r2 Q˙ 1 .

(18.26)

F¨ ur graue Strahler ist r =1−α=1−ε. Damit folgt f¨ ur die Strahlungsleistungen Q˙ 1 und Q˙ 2 E˙ 1 + 1 − ε1 E˙ 2 ˙ Q1 = ε1 + ε2 − ε1 ε2 bzw. Q˙ 2 = 7

E˙ 2 + 1 − ε2 E˙ 1 . ε1 + ε2 − ε1 ε2

Ludwig Boltzmann (1844 - 1906), Josef Stefan (1835 - 1893)

(18.27)

(18.28)

(18.29)

464

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Der ausgetauschte W¨ armestrom ergibt sich als Diﬀerenz Q˙ 12 = Q˙ 1 − Q˙ 2 =

ε2 E˙ 1 + ε1 E˙ 2 . ε1 + ε2 − ε1 ε2

Mit dem Stefan-Boltzmann-Gesetz folgt Q˙ 12 = A ε12 σS T 4 − T 4 1

2

mit A als Fl¨ ache der Platten und

−1 1 1 + −1 . ε12 = ε1 ε2

(18.30)

(18.31)

(18.32)

Wie das Beispiel zeigt, ist der W¨ armeaustausch durch Strahlung von der Geometrie abh¨ angig. Wird z.B. ein K¨ orper mit der Oberﬂ¨ache A1 vollst¨andig von einer strahlenden Oberﬂ¨ ache A2 eingeschlossen, gilt f¨ ur den Austauschkoeﬃzienten

−1 A1 1 1 ε12 = + −1 . (18.33) ε1 A2 ε2 Durch das Fl¨ achenverh¨ altnis wird ber¨ ucksichtigt, daß alle Strahlung von K¨ oper 1 den K¨ orper 2 triﬀt, aber die von K¨ orper 2 nur teilweise auf K¨orper 1 auftriﬀt, vgl. [21]. 18.3.3 Technische Nutzung der Sonnenenergie 18.3.3.1 Thermische Solarzellen - Flachglaskollektoren Die Sonnenenergie kann f¨ ur recht unterschiedliche Zwecke einer Nutzung zug¨ anglich gemacht werden8 : • Bereitstellung von Niedertemperaturw¨ arme f¨ ur Heizzwecke und Warmwasserbereitung • Bereitstellung von Hochtemperaturw¨ arme f¨ ur thermische Kraftwerke • direkte Umwandlung in elektrischen Strom mit Solarzellen Neben dieser aktiven Nutzung ist auch eine passive Nutzung m¨oglich. Darunter versteht man die dem Klima besonders angepaßte Gestaltung von Geb¨ auden (große Fensterﬂ¨ achen im S¨ uden, Ost-West-Ausrichtung etc.), worauf aber hier nicht weiter eingegangen werden soll. F¨ ur Heizzwecke und Warmwasserbereitung sind Thermische Solarzellen weit verbreitet, die oft auch als Sonnenkollektoren bezeichnet werden. Ihre wichtigste Komponente ist der Absorber. Aufgabe eines Absorbers ist es, die kurzwellige Sonnenstrahlung vollst¨ andig aufzunehmen (α = 1) und einen m¨oglichst großen Teil davon in W¨ arme umzuwandeln. Ein idealer Absorber reﬂektiert 8

Eine Zusammenstellung m¨ oglicher Nutzungssysteme ist in [13] gegeben.

18.3 Sonnenenergie

465

langwellige (W¨ arme-) Strahlung vollst¨ andig (ρ = 1) und emittiert damit nach dem Kirchhoﬀ’schen Gesetz keine W¨ armestrahlung. Dieses selektive Absorptionsverm¨ ogen ist kein Widerspruch zu den Haupts¨atzen der Thermodynamik. Diese verlangen nur, daß f¨ ur einen K¨ orper im Strahlungsgleichgewicht mit seiner Umgebung die abgestrahlte Energie gleich der absorbierten ist und die Temperatur der abgestrahlten Energie h¨ ochstens gleich der der absorbierten ist. Ein wellenl¨ angen-selektives Absorptionsverm¨ogen hat, wie das nachfolgende Beispiel zeigt, im Vergleich zu einem nicht-selektiven eine Temperaturerh¨ ohung des betreﬀenden K¨ orpers zur Folge. In Tabelle 18.5 sind die optischen Eigenschaften einiger technischer Oberﬂ¨achen zusammengestellt. Wir Tabelle 18.5. Optische Eigenschaften verschiedener Fl¨ achen Material

Wellenl¨ angenbereich sichtbares Licht W¨ armestrahlung α τ ρ α=ε τ ρ

Fensterglas Glas In2 O3 lackiertes Blech Schwarzchrom (Cr und CrO) Aluminium, aufgerauht

0,02 0,10 0,97 0,88 0,7

0,97 0,85 0 0 0

0,01 0,05 0,03 0,12 0,3

0,94 0,15 0,97 0,1 0,1

0 0 0 0 0

0,06 0,85 0,03 0,9 0,9

Glasspiegel, beschichtet mit Silber Aluminium

0,13 0,25

0 0

0,87 0,75

– –

– –

– –

betrachten einen grauen K¨ orper, der sich im Strahlungsgleichgewicht mit seiner Umgebung beﬁndet. Der K¨ orper empf¨ angt Strahlung mit der Leistungsdichte q˙A und absorbiert den Anteil αA q˙A A. Hier ist αA das Absorptionsverm¨ ogen und A die Projektionsﬂ¨ ache des K¨ orpers in Bezug auf die Anstrahlung. Mit dem Stefan-Boltzmann’schen Gesetz folgt aus der Energiebilanz αA q˙A A = εA σS T 4 A . A

(18.34)

Im Strahlungsgleichgewicht emittiert der K¨ orper die aufgenommene Strahlung bei der Gleichgewichtstemperatur TA . Beispiel 18.4. Welche maximale Temperatur TA kann mit einem selektiven Absorber realisiert werden? Das Absorptionsverm¨ ogen f¨ ur sichtbares Licht αA sei 0,9 ur W¨ armestrahlung 0,1. Die Direkteinstrahlung und das Emissionsverm¨ ogen εA f¨ der Sonne q˙S betrage an einem klaren Tag 900 W/m2 und an einem Tag mit leichter Bew¨ olkung 400 W/m2 . Der Absorber ist in einen Flachkollektor eingebaut, der senkrecht zur Sonneneinstrahlung steht. L¨ osung. Aus der Energiebilanz (18.34) erh¨ alt man die gesuchte Absorbertemperatur

466

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

TA =

4

αA q˙A εA σS

,

wobei f¨ ur den senkrecht zur Sonneneinstrahlung stehenden Flachkollektor q˙A = q˙S gilt. An dem klaren Tag bei q˙S = 900 W/m2 ist TA = 614,8 K = 341,6◦ C, an dem bew¨ olkten Tag bei q˙S = 400 W/m2 ist TA = 502,0 K = 228,8◦ C. Diese Temperaturen w¨ urden sich ohne Entnahme von Nutzw¨ arme und ohne weitere Verluste einstellen.

Einstrahlung

Absorber Isolation Wärmeträger

Glasscheibe

Abbildung 18.6. Prinzip einer thermischen Solarzelle. Die maximal erreichbare Temperatur des W¨ armetr¨ agerﬂuids h¨ angt von der Intensit¨ at der Einstrahlung und der Menge der abgef¨ uhrten Nutzw¨ arme ab.

¨ In der Praxis wird die W¨ armeabstrahlung des Absorbers durch Uberdecken mit einer lichtdurchl¨ assigen aber f¨ ur W¨armestrahlung undurchl¨assigen Glasscheibe unterdr¨ uckt, vgl. Abb. 18.6. Die Glasscheibe reﬂektiert die vom Absorber ausgehende W¨ armestrahlung und strahlt sie wieder zum Absorber zur¨ uck. Neben der Verminderung des Strahlungsverlustes, der dann vernachl¨ assigbar klein gegen den Verlust durch Konvektion ist, wird durch die Anordnung von ein oder mehreren Glasplatten infolge der R¨ uckstrahlung das Temperaturniveau des Absorbers angehoben. In den Absorber ist ein W¨ armeaustauscher integriert, aus dem die geerntete Sonnenenergie mittels einer Fl¨ ussigkeit, die als W¨ armetr¨ ager dient, abgezogen werden kann. Es ist klar, daß die erreichbare Temperatur des W¨armetr¨agers (Tw ) von der Intensit¨ at der Sonneneinstrahlung, der entnommenen W¨armeleistung und den W¨ armeverlusten durch Konvektion abh¨ angt. Strahlungsverluste sind demgegen¨ uber bei Niedertemperatur-Kollektoren gering und k¨onnen vernachl¨assigt werden. Wegen der ungleichf¨ ormigen Temperaturverteilung auf der Oberﬂ¨ache des Kollektors l¨ aßt sich der Konvektionsverlust (Q˙ kv ) nur schwer berechnen, er wird vielmehr f¨ ur jede Kollektorbauart empirisch ermittelt. Zur rechnerischen Erfassung wird ein linearer Ansatz gesetzt:

18.3 Sonnenenergie

Q˙ kv = kv (Tw − Tu )Ak .

467

(18.35)

Hierbei ist: Ak die Fl¨ ache des Kollektors, Tw die Austrittstemperatur des W¨ armetr¨ agers, Tu die Umgebungstemperatur; der Verlustfaktor kv hat die Dimension Wm−2 K−1 und ist ein Maß f¨ ur den W¨arme¨ ubergang zwischen Kollektor und Umgebung. F¨ ur die nutzbare W¨ armeleistung des Kollektors gilt dann in linearer N¨aherung: (18.36) Q˙ N utz = η0 q˙s Ak − kv (Tw − Tu )Ak . q˙s ist die auf den Kollektor auftreﬀende Globalstrahlung des Sonnenlichts, η0 heißt Konversionsfaktor, er ist das Produkt aus Absoptionskoeﬃzient α des Absorbers und Transmissionskoeﬃzient τ der Glasplatte. Richtwerte f¨ ur Kollektoren zur Bereitstellung von Niedertemperaturw¨arme: η0 ≈ 0, 8 und kv ≈ 4 ∼ 6. Die thermischen Solarzellen zur Bereitstellung von Niedertemperaturw¨arme von Warmwasser mit ca. 600 C sind technisch ausgereift, sie sind aber aufwendig und teuer.9 Ferner haben sie einen prinzipiellen Nachteil: Die W¨armeleistung f¨ allt dann an, wenn sie am wenigsten gebraucht wird, n¨amlich bei großer Sonneneinstrahlung. 18.3.3.2 Heliostat, Rinnenkollektor, Absorber Thermische Solarkraftwerke unterscheiden sich von den klassischen thermischen Kraftwerken durch zwei Komponenten: dem Sammler (Konzentrator) des Sonnenlichts und dem Absorber, der das Sonnenlicht absorbiert und in W¨ arme umwandelt. Um hohe Wirkungsgrade bei der Energiewandlung der geernteten W¨ arme in elektrischen Strom zu erzielen, muß die W¨arme auf einem hohen Temperaturniveau (> 5000 C)dem Kraftwerksprozeß zur Verf¨ ugung gestellt werden. Wir betrachten einen Absorber f¨ ur die Bereitstellung von Hochtemperaturw¨ arme, der sich im Strahlungsgleichgewicht mit seiner Umgebung beﬁndet. Der Absorber empf¨ angt Strahlung mit der Leistungsdichte q˙A und absorbiert den Anteil αA q˙A A. Hier ist αA das Absorptionsverm¨ogen und A die Projektionsﬂ¨ ache des K¨ orpers in Bezug auf die Anstrahlung. Im Strahlungsgleichgewicht emittiert der Absorber gem¨ aß (18.34) die aufgenommene Strahlung bei der Gleichgewichtstemperatur. Wird dem System eine Nutzw¨arme Q˙ N = q˙N AA entzogen, stellt sich eine niedrigere Temperatur ein. F¨ ur die H¨ ohe dieser Temperatur sind auch die auftretenden Verluste von Bedeutung: 9

Bei der f¨ ur Mitteleuropa typischen Einstrahlung von 1 000 kWh/m2 ergeben sich f¨ ur auf dem Markt angebotene Absorber-Systeme W¨ armepreise von ca. 0,2 Euro pro kWh. Diese Angabe bezieht sich auf eine Solaranlage mit einer Kollektorﬂ¨ ache von 2 700 m2 und einem Warmwasser-W¨ armespeicher mit 25 000 m3 . Die Anlage versorgt ein Geb¨ aude mit 20,000 m2 Nutzﬂ¨ ache, der solare Deckungsanteil betr¨ agt ca. 50%. Gegen¨ uber dem konventionellen W¨ armepreis von 0,06 Euro/kWh ergibt sich ein Teuerungsfaktor von 3 bis 4.

468

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

6 000

TA [K]

4 000

2 000

0 100

101

102

103

104

105

K [-]

Abbildung 18.7. Absorbertemperaturen in Abh¨ angigkeit vom Konzentrationsverh¨ altnis

• Abstrahlung im langwelligen Bereich • Reﬂexion am Absorber • W¨ armeverluste durch Konvektion Die Energiebilanz lautet bei Beachtung der Verluste q˙A AA =

q˙N AA + εA σS T 4 − T 4 AA + αK TA − TU AA + ρA q˙A AA . A

U

(18.37)

Hier ist ρA der Reﬂexions-, A der Emissionskoeﬃzient und αK die W¨arme¨ ubergangszahl infolge Konvektion. Aus (18.34) und (18.37) folgt, daß zur Erreichung hoher Absorbertemperatuoht werden muß. Am Einfachsten ren TA die Leistungsdichte der Strahlung erh¨ geschieht dies mit Spiegeln, die von verschiedenen Orten aus das einfallende Sonnenlicht auf die Absorberﬂ¨ ache konzentrieren; zur Kennzeichnung wird der Konzentrationsfaktor eingef¨ uhrt:10 K=

Absorberﬂ¨ ache Spiegelﬂ¨ ache

=

Strahlungsdichte auf Spiegelﬂ¨ ache Strahlungsdichte auf Absorberﬂ¨ ache

=

q˙A . q˙K

(18.38)

Damit folgt bei einer verlustfreien Anordnung f¨ ur die Energiestromdichte am Absorber: q˙A = K q˙S .

(18.39)

Hierbei ist q˙S die Intensit¨ at der Solarstrahlung am Spiegel. Analog zu (18.34) folgt f¨ ur die maximale Absorbertemperatur α K q˙S TA = 4 A . (18.40) εA σS 10

Nach Berichten aus der Antike hat bereits Archimedes mit Spiegeln das Sonnenlicht geb¨ undelt und damit im Jahr 212 v. Chr. die r¨ omische Flotte, die seine Heimatstadt Syrakus belagerte, in Brand gesetzt.

18.3 Sonnenenergie

469

1,00

0,75

ηA [-]

K= 125 0,50 K= 25 0,25 K= 1

K= 5

0,00 0

200

400 ϑA [◦ C]

600

800

Abbildung 18.8. Wirkungsgrad eines Absorbers in Abh¨ angigkeit von der Absorbertemperatur und dem Konzentrationsverh¨ altnis

In Abb. 18.7 ist TA als Funktion des Konzentrationsfaktors K dargestellt. Konstruktiv zu realisieren sind bei Kollektoren in der Form von Parabolrinnen K-Werte bis ca. 150, bei Paraboloiden von ca. 1 000 und bei Turmanordnungen solche von 1 000–4 000. Wird dem Absorber Nutzw¨ arme Q˙ N = q˙N AA entzogen, so stellt sich eine niedrigere Temperatur ein, die mit (18.37) berechnet werden kann. Aus der Energiebilanz ( 18.37) kann ein Absorber-Wirkungsgrad hergeleitet werden: εA σS T 4 − T 4 + αK TA − TU q˙N A U ηA = =1− − ρA . (18.41) q˙A q˙A In Abb. 18.8 ist der Wirkungsgrad ηA nach (18.41) als Funktion der Absorbertemperatur mit dem Konzentrationsverh¨ altnis K (18.38) als Parameter dargestellt. Weil die Verluste mit der vierten Potenz der Absorbertemperatur zunehmen, nimmt der Wirkungsgrad mit steigender Temperatur ab. Die relative Abnahme ist bei mittleren Werten des Emissionskoeﬃzienten εA gr¨oßer als bei kleinen. Zus¨ atzlich zu ber¨ ucksichtigen sind die Reﬂexionsverluste der Spiegel. Diese betragen bei aluminiumbeschichteten Glasspiegeln ca. 25% und bei mit Silber beschichteten ca. 15%. Um hohe Absorbertemperaturen und gute Wirkungsgrade zu erhalten, muß der Konzentrationsfaktor K Werte gr¨oßer 150 annehmen. Um dies zu erreichen, kann nur mit der direkten Komponente der Sonnenstrahlung gearbeitet werden, ferner m¨ ussen die f¨ ur die Konzentration des Sonnenlichts erforderlichen Spiegel jederzeit auf die Sonne ausgerichtet sein. 18.3.4 Thermische Solarkraftwerke Turmkraftwerke Die Umwandlung von W¨ arme in elektrischen Strom in konventionellen Dampfkraftwerken erfolgt heute bei Temperaturen bis ca. 6000 C. Die Bereitstellung

470

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen Sonnenstrahlen G ~

5

3

6

1 2 3 4 5 6

Heliostaten Receiver Verdampfer Umw¨ alzpumpe Turbine Kondensator

2 4 1

Abbildung 18.9. Aufbau eines Turmkraftwerkes

von W¨ arme in diesem Temperaturbereich durch Nutzung erfordert die Konzentration der Sonnenstrahlung mit optischen Systemen. Die zwei wichtigsten Bauarten von thermischen Solarkraftwerken sind die Turm- und Farmkraftwerke. 11 Beim Turmkraftwerk wird die Sonnenstrahlung mit beweglichen Spiegeln auf einen zentral angeordneten Empf¨ anger gerichtet, der u ¨blicherweise auf einem Turm untergebracht ist, vgl. Abb. 18.9. Systeme, welche die Sonne im Tages- und Jahresverlauf auf einen festen Empf¨anger richten – der auch als Receiver bezeichnet wird–, nennt man Heliostaten. Die empfangene solare Strahlungsenergie wird im Absorber in Form von W¨arme an einen Energietr¨ ager u armestromdichten von typischerweise 1000 ¨bergeben. Dabei werden W¨ kW/m2 erreicht, was den Einsatz von hitzebest¨andigem Material verlangt (Keramik oder Austenite). Zur K¨ uhlung der hochbeanspruchten W¨armetauscher werden geschmolzene Salze (Kalium- und Natriumnitrat) verwendet, die auch zur Energiespeicherung genutzt werden k¨onnen. Mit thermodynamischen Kreisprozessen, deren Daten mit den Betriebsdaten konventioneller Dampfkraftwerke vergleichbar sind, wird die zugef¨ uhrte W¨arme schließlich in mechanische Arbeit umgewandelt. Turmkraftwerke k¨onnen wegen der großen Strahlungskonzentration mit hohen oberen Prozeßtemperaturen arbeiten. Bei diesem Anlagentyp werden deshalb die h¨ ochsten Wirkungsgrade f¨ ur die Wandlung der Sonnenenergie in mechanische Energie erreicht. Als m¨oglich erscheinen Werte im Bereich von η = 0,2–0,30. Die Spiegelﬂ¨ache pro kW Nennleistung einer Anlage liegt bei einer Einstrahlungsdichte von 0,8 kW/m2 bei achenbedarf ist um den Faktor 3–4 gr¨oßer. 5–6 m2 . Der gesamte speziﬁsche Fl¨ Das bisher gr¨ oßte Turmkraftwerk SolarTwo wurde in Barstow, Kalifornien errichtet. Es hat eine Nennleistung von 12,5 MW und wurde 1996 in Betrieb genommen. Das Heliostatenfeld besteht aus 1018 Einheiten mit jeweils 39,1 m2 Spiegelﬂ¨ ache und weiteren 108 Heliostaten mit je 95 m2 Spiegeln. Die Heliostaten b¨ undeln das eingefangene Sonnenlicht auf einen Absorber, der auf einem 91 m hohen Turm steht. Die Leistung des geb¨ undelten Sonnenlichts betr¨ agt bei Vollast 48 MW, die Leistungsdichte am Absorber bel¨ auft sich dabei 920 kW/m2 . Die W¨ armetauscherrohre des 11

Das erste thermische Solarkraftwerk wurde 1912 von den Amerikanern F. Shuman und C.V. Boys im Westen der USA gebaut und in Betrieb genommen [7].

18.3 Sonnenenergie

471

Absorbers werden mit mit einer Salzschmelze gek¨ uhlt. Die Schmelze wird mit einer Temperatur von 2880 C zugef¨ uhrt, sie wird im Absorber auf 5880 C erhitzt und dann in einen Beh¨ alter geleitet, der seinerseits dem Dampferzeuger die notwendige Energie liefert und auch als Energiespeicher dient. Die Stromerzeugung wird mit einem Wasserdampfprozess durchgef¨ uhrt; Dampfdaten: 10 MPa, 5380 C. Der Nettowirkungsgrad unter Nominalbedingungen betr¨ agt 21,7%. Die Anlage wurde bis 1999 betrieben.

Farmkraftwerke Bei den Farmkraftwerken ist der Absorber dezentral angeordnet und u ¨blicherweise in die einzelnen Kollektoren integriert, vgl. Abb. 18.10. Die Spiegel der Kollektoren sind als Parabolrinnen ausgef¨ uhrt. Diese fokussieren die solare Strahlung zweidimensional auf eine Linie, in der ein mit dem W¨armetr¨ ager durchstr¨ omtes Absorberrohr angeordnet ist. Die obere Prozeßtemperatur liegt bei Farmanlagen typischerweise bei 300–350◦ C. Der mechanische Aufbau wird in der Regel einfacher gew¨ ahlt als bei Turmanlagen, so wird z.B. auf eine vom Sonnenstand abh¨ angige Spiegelnachf¨ uhrung verzichtet. Die f¨ ur Solarkraftwerke typischen Betriebszust¨ ande, wie durch Wolken verursachte Leistungsschwankungen, k¨ onnen bei Farmanlagen durch W¨armespeicher, die eine Kapazit¨ at von 1–2 Stunden haben, zumindest teilweise ausgeglichen werden. Wegen der niedrigeren oberen Prozeßtemperatur ist der Wirkungsgrad deutlich geringer als bei Turmkraftwerken und liegt bei η = 0,10–0,15. Pro kW elektrischer Leistung ist bei einer Leistungsdichte der Sonnenstrahlung von 0,8 kW/m2 eine Kollektorﬂ¨ ache von 10–18 m2 erforderlich. Im US-Bundesstaat Kalifornien wurden seit 1984 neun hybride Farmkraftwerke mit gasbefeuerten Zusatzkesseln und einer Gesamtleistung von 354 MW erstellt. Aufgrund von Steuervorteilen f¨ ur Solarkraftwerke konnte der erzeugte Strom kosten¨ deckend abgegeben werden. Nachdem 1990 bei einer Anderung der Steuergesetze die gew¨ ahrten Vorteile teilweise zur¨ uckgenommen wurden, mußte die Betreibergesellschaft wegen ﬁnanzieller Verluste Vergleich anmelden. Seit 1990 sind keine Neuanlagen mehr erstellt worden. Die gr¨ oßten dieser Anlagen haben eine Nominalleistung von 80 MW. Ihr Spiegelfeld mit einer Aperturﬂ¨ ache von 484.000 m2 ist aus 95 m langen und 5,76 m breiten Parabolrinnen aufgebaut, die das einfallende Licht auf das 80-fache konzentrieren. Die Absorber werden mit Thermo¨ ol gek¨ uhlt, das dabei auf 4000 C erhitzt wird. Das heiße Thermo¨ ol liefert 75% der f¨ ur die Dampferzeugung erforderlichen Energie, die weiteren 25% werden mit einer Gas-Zusatzfeuerung zugef¨ uhrt. Die Dampfparameter am Turbineneintritt sind mit 10 MPa und 3710 C ausgef¨ uhrt. Der solar-elektrische Wirkungsgrad betr¨ agt 14,3%, die Stromgestehungskosten werden mit 8 Cent pro kWh angegeben und der Fl¨ achenbedarf der Anlage mit 1,62 km2 . Die wesentlichen Einschr¨ ankungen der Anlagen r¨ uhren von der Instabilit¨ at des eingesetzten W¨ armetr¨ ager¨ ols her, das mit einer Rate von 6% pro Jahr ausgetauscht werden muß.

Die relativ niedrigen Wirkungsgrade beider Varianten resultieren aus den Verlusten in der Umwandlungskette. Im einzelnen sind dies:

472

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen 1

WärmeträgerKreislauf

2

“A” Sonenstrahlen Parabolspiegel Absorber-Rohr

• • • • • •

G ~

4

A

1 2 3 4 5

dezentrale Absorber Dampferzeuger Umw¨ alzpumpe Turbine Kondensator

5

WasserDampfKreislauf

3

3

Abbildung 18.10. Aufbau eines Farmkraftwerkes

Verluste der Spiegel (Reﬂektoren) (ηR = 0,75–0,9), Verluste des Absorbers (ηA = 0,95), Wirkungsgrad des Kreisprozesses (ηKP = 0,3–0,5), Wirkungsgrad des Generators (ηG = 0,96), Eigenbedarf der Anlage (ηE = 0,95), Energiebedarf f¨ ur das Warmhalten der Anlage w¨ahrend der Nachtstunden (η = 0,9).

18.3.5 Photovoltaische Energieumwandlung 18.3.5.1 Einleitung Licht kann durch Nutzung des photovoltaischen Eﬀekts auf direktem Weg in elektrische Energie in Form eines Stroms der St¨arke I bei einer Spannung U umgewandelt werden. Obwohl dieser Eﬀekt schon seit mehr als 150 Jahren bekannt ist, wurde seine Ausnutzung zur Energieumwandlung erst durch die Erﬁndung der Halbleiterdioden im Jahre 1954 m¨oglich. Die ersten Solarzellen hatten einen Umwandlungswirkungsgrad von ca. 4%, und der von ihnen produzierte Strom war mehr als 100 mal teurer als der aus einer konventionellen Energiequelle. Heute ist der so bereitgestellte Strom nur noch etwa um den Faktor 10 teurer, und auch der Wirkungsgrad hat sich auf ca. 14% verbessert. Es besteht die begr¨ undete Erwartung, daß die Kosten durch eine Verbesserung der Herstellungsverfahren weiter gesenkt werden k¨onnen und auch f¨ ur den Wirkungsgrad noch ein Verbesserungspotential vorhanden ist. Ein großer Vorteil der Solarzellen besteht in ihrer Zuverl¨assigkeit und ihrer langen Lebensdauer. Bekannt ist ihre Verwendung bei Konsumg¨ utern wie Taschenrechnern und Armbanduhren, aber auch in der Raumfahrt z.B. als Energiequelle f¨ ur Kommunikationssatelliten. Im Jahr 2003 wurden weltweit Solarzellen mit einer Nennleistung von ca. 100 MW f¨ ur die verschiedensten Anwendungszwecke produziert und installiert. Diese Zubaurate entspricht einem Wachstum von ca. 40% pro Jahr. Ursache f¨ ur dieses exorbiante Wachstumsrate waren nicht zuletzt die Unterst¨ utzungsprogramme, die in allen der

18.3 Sonnenenergie

473

Internationalen Energieagentur (IEA) angeh¨ orenden Staaten zur F¨orderung der Solarstromindustrie aufgelegt wurden. Zur Zeit werden große Anstrengungen unternommen, die Kosten der photovoltaischen Energieumwandlung zu senken. Ziel ist es, diese Technologie f¨ ur die Bereitstellung von Strom im Leistungsbereich von 10–100 kW kommerziell nutzbar zu machen [4], [9]. Eine andere M¨ oglichkeit, das Sonnenlicht direkt zu nutzen, ist mit der Photosynthese gegeben. Bei dieser benutzt man die Photonen der Sonnenstrahlung, um Wassermolek¨ ule in Wasserstoﬀ und Sauerstoﬀ zu zerlegen. Die bisher bekannt gewordenen photoelektrischen Systeme zeigen Wirkungsgrade von ca. 10%. Sie sind damit als Energiewandler eﬀektiver als die gr¨ unen Pﬂanzen. F¨ ur eine Darstellung der Grundlagen dieses Verfahrens sei auf die Literatur verwiesen [14]. 18.3.5.2 Prinzip und Technologie Eine Solarzelle ist im Prinzip eine große Diode, in welcher der Strom freier Ladungstr¨ ager in der einen Richtung verhindert und in der anderen beg¨ unstigt wird. Dies wird durch ein lokales elektrisches Feld im Inneren der Diode erreicht, das durch Verbindung zweier Halbleitermaterialien entsteht. Typischerweise handelt es sich dabei um zwei Siliziumschichten, von denen die eine durch den Einbau einer geringen Zahl von Fremdatomen in das Si-Gitter eine geringe Elektronenleitf¨ ahigkeit (n-Leiter), die andere durch Einbau anderer Fremdatome eine geringe Leitf¨ ahigkeit bzgl. des Wanderns von Elektronenfehlstellen (p-Leiter) aufweist. Photon Vorderseitenkontakt Photon Antireflexschicht

+

Kontaktgitter

_ _ +

Rückseitenkontakt

Feldregion n-Halbleiter

absorbierende Schicht aus p-Halbleitermaterial

Abbildung 18.11. Prinzipieller Aufbau einer Solarzelle

¨ Infolge der Dotierung besteht im n-Bereich ein Uberschuß an Elektronen ¨ und im p-Bereich ein Uberschuß an positiven Ladungen (Elektronenfehlstellen). Wegen dieses Konzentrationsunterschieds diﬀundieren Elektronen in das p-Gebiet und Elektronenfehlstellen in das n-Gebiet. Im Kontaktbereich zwischen dem n- und dem p-Leiter entsteht so ein elektrisches Feld. Dieses Feld

474

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

verursacht seinerseits Feldstr¨ ome beider Ladungstr¨ager, die den Diﬀusionsstr¨ omen genau entgegengerichtet sind. Im Gleichgewicht kompensieren sich diese Str¨ ome, wodurch der Gesamtstrom durch die Kontaktﬂ¨ache zu Null wird. Im Bereich zwischen dem n- und dem p-Leiter entstehen so Gebiete mit ortsfesten elektrischen Ladungen. Das mit den ortsfesten Ladungen verbundene elektrische Feld wird Ladungstr¨ ager eines gegebenen Vorzeichens vorantreiben und die des entgegengesetzten Vorzeichens zur¨ uckweisen, vgl. Abb. 18.12. Da eine unbeleuchtete Solarzelle im Prinzip Eigenschaften einer Diode hat, kann ihr Verhalten in einer gewissen N¨ aherung durch die Shockley’sche Diodengleichung12

eU iD = iS exp −1 (18.42) kT beschrieben werden. Hier ist iD die Dichte des Diﬀusionsstroms pro Fl¨acheneinheit, iS die Sperrstromdichte, U die anliegende Spannung, e die Elementarladung, k die Boltzmann-Konstante und T die Temperatur. Die Gleichung zeigt, daß beim Anlegen einer negativen Spannung an das n-Gebiet, d.h. einer Spannung in Sperrichtung (U < 0), bei einer unbeleuchteten Zelle ein kleiner Sperrschichts¨ attigungsstrom (Diﬀusionsstrom) ID ≈ −IS ﬂießt und bei einer Spannung in Vorw¨ artsrichtung der Diﬀusionsstrom exponentiell ansteigt. Wenn Lichtquanten ausreichend hoher Energie in die Zelle einfallen, werden nach dem lichtelektrischen Eﬀekt freie Ladungstr¨ager in Form von Elek12

William B. Shockley (1910–1989), englisch – amerikanischer Physiker, erhielt zusammen mit John Bardeen und Walter Brattain den Nobelpreis f¨ ur die Entwicklung des Transistors.

◦ Fehlstellen

p-Bereich Kontaktﬂ¨ ache n-Bereich ◦ ◦ ◦ ◦ • ◦ ◦ •◦•◦ • • • • •••••• ◦◦ ◦◦ • ••• ◦◦ ◦ ◦ • ◦ ◦◦◦•^ • ◦◦ ◦ ◦ ◦ ◦ • • • ◦ ◦••◦••◦ •• • ••• ◦◦ ◦◦ ••• • Elektronen ◦ ◦◦ •◦ ◦ •◦ ◦◦•• •◦••• • ••• • ◦ ◦◦ ◦ ◦ ◦ ◦ •• ◦ ◦ ◦ ◦• ◦ ◦ • • •• • • ◦◦ • ◦ ◦ • • ◦ • • • • ◦ • ••• ◦ ◦ ◦ ◦ ◦ • ◦ ◦ • • ◦◦ •• Raumladungszone Elektronen 1019

Ladungstr¨ ager pro Volumen 1016 3 [mm ] 1013 Raumladungsdichte

Fehlstellen

6

Abbildung 18.12. Ladungstr¨ agerkonzentration an der pnGrenzschicht einer Solarzelle

18.3 Sonnenenergie

475

tronen und Elektronenfehlstellen erzeugt, vgl. Abb. 18.12. F¨ ur diesen Vorgang gilt die Einstein’sche Gleichung 13 hν = A + W mit der Planck’schen Konstante h und der Lichtfrequenz ν. A ist die zur Abl¨ osung der Elektronen aus ihren festen Bahnen erforderliche Arbeit und W die Restenergie des Lichtquants, die sich in der Photozelle in W¨arme umsetzt. Da der photoelektrische Eﬀekt ein Quanteneﬀekt ist, h¨angt die erzeugte Spannung nicht von der Intensit¨ at der Sonnenstrahlung ab. Ebenso wirkt diﬀuses und direktes Licht gleich. Beispiel 18.5. Welche Energie E hat ein Lichtphoton aus dem sichtbaren Bereich? L¨ osung. Nach Abb. 18.3 liegt der sichtbare Bereich bei λ = 0,365–0,750 µm. Damit folgt E = hν = h

c . λ

Ein Photon mit der Wellenl¨ ange 0,365 µm besitzt eine Energie von E = 5,44 · 10−19 J = 3,40 eV, eines mit der Wellenl¨ ange 0,750 µm eine von E = 2,65 · 10−19 J = 1,65 eV. Oﬀenbar ist der kurzwellige Anteil des Lichtes energiereicher.

Entscheidend f¨ ur die Umwandlung des Sonnenlichts in Elektrizit¨at ist, daß die durch die Lichteinwirkung erzeugten Ladungstr¨ager durch das elektrische Feld in entgegengesetzte Richtungen getrieben werden. Denn sowohl das Elektron als auch die Fehlstelle sind frei beweglich und w¨ urden nach kurzer Zeit unter Abgabe von Energie wieder rekombinieren, wenn sie nicht schnell voneinander getrennt w¨ urden. F¨ ur die photoelektrische Energiewandlung sind damit zwei Prozesse maßgebend: • Die Erzeugung freier Ladungstr¨ ager durch Absorption von Strahlung • die Ausbildung eines elektrischen Feldes bzw. eines a¨ußeren Stromes durch Trennung der freien Ladungstr¨ ager in dem elektrischen Feld der Sperrschicht Der so erzeugte elektrische Gleichstrom wird aufrechterhalten, solange Licht auf die Zelle triﬀt. Bei einer Silizium Solarzelle betr¨ agt die abgegriﬀene Spannung etwa 0,5 Volt. Diese Klemmenspannung ist nur schwach von der Lichteinstrahlung abh¨ angig, w¨ ahrend die Stromst¨ arke proportional mit der Beleuchtungsst¨arke zunimmt, vgl. Abb. 18.13. Die Leistung – das Produkt aus Strom und Spannung – einer Solarzelle ist temperaturabh¨ angig; h¨ohere Zelltemperaturen

476

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

3 Einstrahlung:125 mW/cm2

I [A]

100 mW/cm2

2

max. Leistung

1

0 0

0,25

0,50

U [V] 0,75

Abbildung 18.13. StromSpannungskennlinie einer SiliziumSolarzelle mit einer Fl¨ ache von 100 cm2 .

f¨ uhren zu niedrigeren Leistungen und damit auch geringeren Wirkungsgraden. Die Beleuchtung der Photozelle f¨ uhrt damit zum Fließen eines zus¨atzlichen Photostroms mit der Stromdichte i in [A/m2 ], der eine positive Spannung in Vorw¨ artsrichtung aufbaut, so daß das Verhalten einer beleuchteten Zelle durch

eU i = iK − iS exp −1 (18.43) kT beschrieben wird. Bei Leerlauf, d.h. i = 0, tritt an der Zelle die Leerlaufspannung U0 und bei Kurzschluß die Kurzschlußstromdichte iK ; iS heißt Sperrstromdichte. Die Diﬀerenz zwischen iK und i wird durch den Innenwiderstand der Zelle verbraucht und in W¨ arme umgewandelt. Die speziﬁsche Leistung einer Zelle pro Fl¨acheneinheit p ist das Produkt aus Spannung und Strom:

eU p = U i = U iK − U iS exp −1 . (18.44) kT Ein Extremum der speziﬁschen Leistung ergibt sich aus der Bedingung dp/dU = 0 bei der Spannung Umax durch die Gleichung iK e Umax iS . exp = e U kT max 1+ kT Die maximale Leistungsdichte ergibt sich zu

13

1+

(18.45)

Albert Einstein (1879–1955), deutsch–amerikanischer Physiker und Nobelpreistr¨ ager.

18.3 Sonnenenergie

pmax =

477

Umax iS + iK , kT 1+ e Umax

(18.46)

und f¨ ur den maximalen Umwandlungswirkungsgrad der Zelle folgt p ηmax = max . pein

(18.47)

pein ist die Leistungsdichte der auf die Zelle auftreﬀenden Strahlung. Beispiel 18.6. Eine Solarzelle wird bei einer Temperatur von 27◦ C betrieben und weist eine Sperrstromdichte von 9 · 10−9 A/m2 auf. Bei einer Einstrahlung von agt die Kurzschlußstromdichte 200 A/m2 . 900 W/m2 betr¨ Gesucht sind die erforderliche Zellenﬂ¨ ache f¨ ur eine Leistung von 1 000 W und der Wirkungsgrad. L¨ osung. Die implizite Gleichung (18.45) f¨ ur Umax bringt man zun¨ achst in die zur Iteration geeignete Form

⎛ Umax =

kT ⎜ ln ⎜ ⎝ e

iK

1+ 1+

⎞

iS ⎟ ⎟. e Umax ⎠ kT

Die Durchf¨ uhrung der Iteration liefert Umax = 0,537 V. F¨ ur die Leistungsdichte folgt aus (18.46) pmax = 102,4 W/m2 . Die erforderliche Zellenﬂ¨ ache ergibt sich damit zu A=

P = 9,764 m2 . pmax

F¨ ur den Wirkungsgrad folgt schließlich ηmax =

pmax = 0,1138. q˙S

Dieses Beispiel macht deutlich, daß zur Ernte der Solarenergie große Fl¨ achen erforderlich sind.

18.3.5.3 Herstellung und Systemtechnik Am weitesten entwickelt ist die Silizium-Solarzelle aus monokristallinem Material, die im Prinzip etwa 44% des eingestrahlten Sonnenenergiestromes nutzen kann. Sie ist empﬁndlich f¨ ur Wellenl¨ angen zwischen 0,35 · 10−6 und −6 1,1·10 m (sichtbarer Bereich bis infrarot). Von diesem Anteil gehen ca. 16% durch W¨ armeerzeugung und andere Prozesse verloren, so daß der theoretisch

478

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

zu erreichende Grenzwirkungsgrad bei 28% liegt. Weitere Verluste – Reﬂexion an der Oberﬂ¨ ache der Zelle (3–6%) und Serienwiderstandsverluste (5–8%) – verringern den tats¨ achlichen Wirkungsgrad einer Solarzelle f¨ ur die Umwandlung von Sonnenlicht in elektrischen Strom auf ca. 20%. Durch Verwendung von Mehrschichtzellen mit unterschiedlichen Absorptionseigenschaften scheint es physikalisch m¨oglich, weit h¨ ohere Wirkungsgrade zu erreichen. In der technischen Entwicklung sind bereits Zellen, die Wirkungsgrade von 30% erreichen sollen [11], [1]. Zur Herstellung von monokristallinen Siliziumzellen ben¨otigt man hochreines Halbleitermaterial. Zu dessen Darstellung werden aus einer Siliziumschmelze monokristalline St¨ abe gezogen, die anschließend in d¨ unne Scheiben, die sogenannten Wafer, zers¨ agt werden. Dieses Verfahren ist energieaufwendig und teuer. Die kommerziell verf¨ ugbaren Zellen werden deshalb aus polykristallinem Silizium hergestellt. Dazu wird ﬂ¨ ussiges Silizium in Bl¨ocke gegossen. Beim Erstarren entstehen allerdings unterschiedlich große Kristallstrukturen, an deren Grenzen sich Defekte ausbilden, die dann einen geringeren Wirkungsgrad der Solarzelle zur Folge haben. Eine typische kommerzielle Solarzelle aus polykristallinem Silizium hat eine Fl¨ ache von 100 cm2 und produziert bei maximaler Lichteinstrahlung von 1 kW/m2 und einem Wirkungsgrad von 10% eine elektrische Leistung von 1 W. Der Aufbau einer Zelle ist in Abb. 18.11 schematisch dargestellt. Der Materialaufwand und auch die Kosten f¨ ur die Herstellung einer Zelle werden wesentlich von der Absorptionsf¨ahigkeit des verwendeten Materials bestimmt. Die Solarzellen ben¨otigen wegen des relativ geringen Lichtabsorbtionskoeﬃzienten eine Dicke von mehr als 100 µm. Die Zellen werden nach dem Stand der Technik aus ca. 0,4 mm dicken Wafern gefertigt, angestrebt wird mit optimierten Produktionstechniken die Verarbeitung von 0,3 mm dicken Wafern; l¨ angerfristig scheint die Handhabung von 0,15 mm dicken Wafern realisierbar. Die so hergestellten Zellen haben eine Lebensdauer von mehr als 15 Jahren. Wegen des energieintensiven Herstellungsprozesses ist das Verh¨ altnis zwischen der von der Zelle w¨ahrend ihrer Lebensdauer eingefangenen Energiemenge zu der f¨ ur ihre Herstellung erforderlichen relativ gering. Bei einer angenommenen Lebensdauer von 20 Jahren, einem Modulwirkungsgrad von 13 % und einer Sonneneinstrahlung von 980 kWh/(m2 a), dies entspricht der Einstrahlung von Aachen, wird in etwa die Energiemenge mit der Solarzelle eingefangen (4586 MJ),die auch f¨ ur Herstellung eines 300 µm dicken Wafers erforderlich ist (4813 MJ); bei einem 150 µm dicken Wafer vermindert sich der Energieaufwand auf 2900 MJ, so daß uhungen ist es, den die Energiebilanz positiv wird.14 Ziel der derzeitigen Bem¨ notwendigen Energieeinsatz f¨ ur die Herstellung der Zellen zu vermindern. Ei¨ ne M¨ oglichkeit dazu besteht im Ubergang zu D¨ unnschichtzellen. Dabei wird das Silizium direkt aus der Schmelze auf das Tr¨agermaterial aufgebracht und 14

Der Prim¨ arenergiebedarf f¨ ur die Solarmodulproduktion ist aus [2] entnommen. Die von dem Solarmodul geerntete Energie w¨ achst proportional zur Einstrahlung. In S¨ udeuropa z. B. w¨ urde der kommulierte Energieertrag bei ca. 8.000 MJ liegen.

18.3 Sonnenenergie

479

es entsteht eine Siliziumschicht mit amorpher Struktur. Durch eine geeignete Behandlung – man l¨ aßt Wasserstoﬀ in die Schicht diﬀundieren – kann ein Teil der im amorphen Silizium bestehenden Defekte geheilt“ werden. Damit wird ” es m¨ oglich, auch das amorphe Silizium zu dotieren. Die derzeit mit kommerziellen D¨ unnschichtsolarzellen erreichten Wirkungsgrade liegen bei 6%. Um den von den Solarzellen bereitgestellten Strom einer Nutzung zuzuf¨ uhren, ist die Zelle in ein Generatorsystem zu integrieren. Wegen der geringen gelieferten Gleichspannung m¨ ussen dazu zun¨achst viele Zellen in komplizierten Reihen- und parallelschaltungen zusammengef¨ uhrt werden. Sodann wird die Gleichspannung mit einem Wechselrichter in Wechselstrom umgewandelt, der mittels eines Transformators auf jede erforderliche Eﬀektivspannung tranformiert werden kann. Die weiteren Komponenten des Systems sind demnach: • Gleichstrom/Wechselstromwandler (Wechselrichter), • Stromspannungsregler, • Batterien als St¨ utzsysteme, vgl. das Schema in Abb. 18.14. Die Umformverluste bei kommerziellen Anlagen k¨ onnen mit 5–8% bezogen auf die Stromabgabe der Solarzelle angenommen werden. Das gr¨ oßte, seit 1988 in Betrieb beﬁndliche photovoltaische Solarkraftwerk beﬁndet sich in Clarissa Plains in Kalifornien und hat eine Spitzenleistung von 6,4 MW. M S L P R

P Photozelle M Zellenmodul R Spannungsregler

W

T

S Speicher (Batterie) W Stromwandler T Transformator

N

L Eigenbedarf N Netz

Abbildung 18.14. Hauptkomponenten eines Solarzellenkraftwerkes

Beispiel f¨ ur eine ausgef¨ uhrte Anlage: Im Herbst 2004 wurde in Emmendingen am Kaiserstuhl eines der gr¨ oßten frei ﬁnanzierten Solarkraftwerke Deutschlands in Betrieb genommen. Die 750.000.– Euro teure Anlage hat eine Modulﬂ¨ ache von 1500 m2 , die auf dem Dach einer Fabrikhalle montiert ist, und wird pro Jahr ca. 163.000 kWh in das ¨ oﬀentliche Netz einspeisen; was im Jahresmittel einer Leistung von 20 kW entspricht. Die speziﬁschen Investitionskosten betragen 37.000.– Euro pro kW und der speziﬁsche Fl¨ achenbedarf ergibt sich zu 75 m2 pro kW. Als Verg¨ utung erh¨ alt der Eigent¨ umer nach dem Erneuerbaren–Energien–Gesetz 45,7

480

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Cent pro kWh als Grundverg¨ utung plus 11,7 Cent, da es sich um eine Anlage kleiner 30 kW handelt, die auf einem Geb¨ aude montiert ist; die gesamte Verg¨ utung betr¨ agt damit 57,4 Cent pro kWh. Zum Vergleich: Strom aus Kraft-W¨ armekopplung Chemischer Fabriken wird zur Zeit mit 2,5 Cent pro kWh verg¨ utet. Zum Vergleich der Gr¨ oßenordnung: Um im Jahresmittel ein großes Braunkohlenkraftwerk mit einer Leistung von 1000 MW zu ersetzen, w¨ are bei den genannten Parametern eine Solarzellenﬂ¨ ache von 3,75·106 m2 = 3,75 km2 erforderlich; inclusive der notwendigen Fl¨ achen f¨ ur Instandhaltung und Servicegeb¨ aude einen Gesamtﬂ¨ achenbedarf von rd. 5 km2 . Nimmt man beim Braunkohlekraftwerk die anteilige Fl¨ ache eines Tagebaus hinzu, so ist die f¨ ur eine Solarzellenanlage erforderliche Fl¨ ache nur dreimal gr¨ oßer. Allerdings produziert das Braunkohlenkraftwerk seinen Strom rund um die Uhr, die Solarzellen aber nur wenn die Sonne scheint. Um dies auch mit der Solaranlage zu leisten, brauchen wir noch einen Energiespeicher, mit dem wir durch z. B. Elektrolyse Wasserstoﬀ erzeugen (ηElektrolyse =0,75) wenn die Sonne scheint, und einen Energiewandler, z. B. eine Gasturbine (ηGuD =0,6), mit der wir auch bei Nichtverf¨ ugbarkeit der Solaranlage Strom erzeugen k¨ onnen. Die erforderliche Fl¨ ache f¨ ur die Solarzellen vergr¨ oßert sich dann den Faktor (1+(0,75· 0,6)−1 )=3,2 urden sich auch die speziﬁschen Investitionskoauf rd. 16 km2 . Um diesen Faktor w¨ sten ver¨ andern.

Eine gr¨ oßere Sonneneinstrahlung bei gleichzeitig h¨oherer Strahlungsleistung liegt im Weltraum vor. Es wurden deshalb auch Vorschl¨age ausgearbeitet, Sonnenenergie mittels großﬂ¨ achiger Solarzellensatellitenstationen, die sich in einer H¨ ohe von 36 000 km auf einer geostation¨aren Umlaufbahn beﬁnden, abzuernten. Hier k¨ onnte durch st¨ andiges Ausrichten der Zellen gegen die Sonne nahezu permanent Energie gesammelt werden. Mit einer Fl¨ache von 100 km2 w¨ urde sich bei einem Wirkungsgrad von 10% eine Leistung von 14 000 MW erreichen lassen. Diese Leistung w¨ are dann in der Form von Mikrowellen auf Empfangsantennen auf die Erde zu u ur die Energie¨ ubertragung ¨bertragen. F¨ wird ein Wirkungsgrad von 70% f¨ ur m¨ oglich gehalten. Ob allerdings der Aufwand f¨ ur den Bau einer solchen Anlage durch den Energiegewinn je ausgeglichen wird, ist zumindest fraglich [5]. 18.3.6 Fazit Die von der Sonne eingestrahlte Energie wurde von den Menschen schon immer zu ihrem Vorteil genutzt. Das Potential der Sonnenenergie ist so groß, daß damit im Prinzip auch unser technischer Energiebedarf gedeckt werden k¨onnte. Dabei erweist sich aber die geringe Energiedichte der Sonneneinstrahlung, die das biologische Leben auf der Erde erst zugelassen hat, als entscheidender Nachteil. Der Aufwand an Material und Energie zur Bereitstellung von Hochtemperaturw¨ arme oder Elektrizit¨ at ist deshalb sehr hoch. Die Nutzung der Sonnenenergie zur Bereitstellung von Hochtemperaturw¨ arme ist technisch nur in Gegenden mit einer hohen Direkteinstrahlung m¨ oglich. In Mitteleuropa mit u ¨berwiegend diﬀuser Einstrahlung kann allenfalls an die Bereitstellung von Niedertemperaturw¨arme gedacht werden.

18.4 Windenergie

481

Ein Nachteil der Sonnenenergie ist ferner, daß sie entweder bei Anfall genutzt oder bis zum Verbrauch gespeichert werden muß. Die Energiespeicherung hat sich aber als aufwendig und teuer erwiesen. Großtechnisch eingesetzt werden im Bereich der Elektrizit¨ atswirtschaft bisher nur Luftspeicherkraftwerke und Wasserkraftspeicher, vgl. hierzu die Abschnitte 14.5 und 18.2. Bei den bisher bekannt gewordenen Anwendungen der Sonnenenergie wird das Speicherproblem umgangen, indem zur St¨ utzung auf konventionelle Systemkomponenten zur¨ uckgegriﬀen wird. Dies spricht nicht unbedingt gegen die Verwendung der Sonnenenergie; ihre teuere Nutzung kann dar¨ uberhinaus in manchen F¨ allen zwingend sein.

18.4 Windenergie 18.4.1 Allgemeines Aufgrund der zeitlichen Variation der Solarstrahlung und der lokalen Unterschiede in den Bedingungen f¨ ur die Absorption der eingestrahlten Energie kommt es zu Temperatur-, Dichte- und Druckunterschieden in der Atmosph¨ are. Der Druckunterschied l¨ ost dann eine Luftstr¨omung aus, die man als Wind bezeichnet. Nach der in Abschnitt 1.2.2 diskutierten globalen Energiebilanz werden auf diese Weise etwa 2% der eingestrahlten Sonnenenergie in kinetische Energie der Luft- und Wasserstr¨ omungen umgesetzt. Nehmen wir von dem 2% einen Anteil von 1/3 f¨ ur die Luftstr¨omungen, so entspricht das einer mittleren Leistung von 400 T erawatt (T W ) und damit pro Jahr einer verf¨ ugbaren Prim¨ arenergie von 400 T W a. Dies ist etwa 4 mal mehr Energie, als von allen Pﬂanzen pro Jahr in Biomasse eingepeichert wird. Der treibenden Kraft aus den Luftdruckunterschieden u ¨berlagert sich aufgrund der Rotation unseres Planeten noch die Corioliskraft. Durch das Zusammenspiel dieser Kr¨ afte und der Wirkung der inneren Reibung in den erdnahen Luftschichten kommt es zur Ausbildung von permanenten Luftstr¨omungen. ¨ Das sind die Passatwinde am Aquator, die Westwindzonen auf der n¨ordlichen und s¨ udlichen Hemisph¨ are und auch die Strahlstr¨ome in großen H¨ohen. Neben diesen globalen Luftstr¨ omungen gibt es auch lokale Winde – z.B. die K¨ ustenwinde, die ihre Ursache in der unterschiedlichen Erw¨armung der Luft u ¨ber dem Land und dem Wasser haben. Von besonderer Bedeutung f¨ ur die Nutzung der Windenergie ist die atmosph¨ arische Grenzschicht. Sie stellt den Teil der Atmosph¨are dar, der infolge der Bodenreibung und des Impulstransportes innerhalb der Luftstr¨omung in direkter Wechselwirkung mit dem Erdboden steht. Innerhalb der Grenzschicht lassen sich drei Schichten voneinander abgrenzen: die viskose Unterschicht, die am Boden haftet und nur einige Zentimeter dick ist, die durch die Bodenreibung allein bestimmte turbulente Prandtl- oder Bodenschicht und die durch das Zusammenspiel aller Kr¨ afte bedingte Ekmann-Schicht. Die Dicke

482

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

der Prandtl-Schicht wird in der Literatur mit 100m angegeben, sie ist unser unmittelbarer Lebensraum und auch die Windturbinen unterliegen ihrem Einﬂuß. Eine besondere Eigenschaft der Luftstr¨omung in der Prandtl-Schicht ist die B¨ oigkeit, die mit der Str¨ omungsturbulenz zusammen h¨angt. Unter ¨ B¨ oigkeit versteht man die stoßartige Anderung sowohl der Geschwindigkeit als auch der Richtung der Str¨ omung, sie h¨ angt von der Geschwindigkeit und auch der Beschaﬀenheit des Bodens ab. Die B¨oigkeit ist ausschlaggebend f¨ ur die Beanspruchung bzw. Belastung von Bauteilen der Windturbinen. Gemessene Windeigenschaften f¨ ur viele Orte sind im Europ¨aischen Windatlas [20] zusammengestellt. ¨ Als erste haben wohl die Menschen im Nahen Osten und Agypten bereits vor Beginn unserer Zeitrechnung damit begonnen, die Energie des Windes mit Windr¨ adern zur Bew¨ asserung ihrer Felder und f¨ ur das Mahlen von Getreide zu nutzen. Seit dem Mittelalter wurde die Windenergie zunehmend auch in Europa genutzt. Um das Jahr 1900 waren z.B. in D¨anemark Anlagen mit einer Gesamtleistung von 200 MW installiert. Die Windnutzung ging dann parallel mit dem Ausbau des Stromnetzes und der damit erreichten Verf¨ ugbarkeit preiswerter, bequem zu handhabender und jederzeit abrufbarer elektrischer Energie zur¨ uck. Bereits um 1930 war die Nutzung des Windes praktisch bedeutungslos geworden. Seit der ersten Energiekrise im Jahr 1974 ist man auch in den Industriel¨andern wieder auf die Windenergie zur¨ uckgekommen. Weltmeister in der Windenergienutzung ist derzeit Deutschland, was auf die staatliche F¨ orderung durch die sogenannte Einspeisungsverordnug zur¨ uckzuf¨ uhren ist. Die Technik der Windenergienutzung ist ausgereift, sie wird z. B. in [6] und [12] ausf¨ uhrlich dargestellt. 18.4.2 Grundlagen Die Probleme bei der Nutzung der Windenergie sind gut bekannt: Der Wind weht wo er will, er ist naturgem¨ aß unvorhersehbar und in seiner Energiedichte stark schwankend. Ebenso ist eine Speicherung unm¨oglich; eine Energienutzung ist nur zeitgleich mit dem Auftreten des Windes m¨oglich. Es ist naheliegend, den Wind durch seine Geschwindigkeit zu charakterisieren. Wegen der starken Schwankungen wird mit zeitlichen Mittelwerten 1 v= t2 − t1

t2 v(t) dt

(18.48)

t1

gerechnet. Von besonderem Interesse sind die Jahresmittelwerte vi . Daraus bildet man den langj¨ ahrigen Mittelwert 1 v . n i=1 i n

v=

(18.49)

Die Windverh¨ altnisse in Deutschland werden durch die Angabe der Jahresmittelwerte an verschiedenen Orten in Tabelle 18.6 verdeutlicht. Oﬀenbar

18.4 Windenergie

483

Tabelle 18.6. Langzeitmittelwerte der 10 m u ¨ber dem Boden gemessensn Windgeschwindigkeit an einigen Orten; Mittelungszeit: 8 Jahre, Flaute: Windgeschwindigkeit kleiner als 5 m/s Standort

v [m/s]

Flautendauer [h/a]

l¨ angste Faute [h]

List/Sylt Cuxhaven Norderney Hannover Kahler Asten Karlsruhe Passau

7,13 5,5 7,5 4,1 5,5 2,5 1,9

2365 4030 2190 6044 3854 7796 8410

130 172 83 273 139 535 998

verlieren die Winde aufgrund von Hindernissen und der Bodenreibung an Energie. In S¨ uddeutschland wird erst in einer H¨ohe von ca. 1 200 m die mittlere Windst¨ arke an der Nordseek¨ uste in 10 m H¨ohe erreicht. Die Abnahme der Windgeschwindigkeit in Bodenn¨ ahe h¨angt mit der inneren Reibung der Luftmassen zusammen. In erster N¨ aherung kann f¨ ur die Erfassung der H¨ ohenabh¨ angigkeit der Windgeschwindigkeit bis zu einer H¨ohe von etwa 150 m u ¨ber dem Boden die sogenannte Hellmansche H¨ohenformel v(h) = vν (

h χ ) [m/s] hν

verwendet werden. Hierbei ist h die H¨ ohe u ¨ber dem Boden in Metern und v10 die mittlere Windgeschwindigkeit der Referenzh¨ohe, meist 10m, in m/s. Die Konstante χ heißt Hellmann-Exponent und h¨angt von der Gel¨andeform und auch der H¨ ohe ab; es ist χ = 0,11 f¨ ur ebenes Gel¨ande und χ = 0,26 f¨ ur Siedlungen oder h¨ ugelige Waldﬂ¨ achen. Die Langzeitmittelwerte geben erste Hinweise u ¨ber das Potential der Windenergie an einem bestimmten Standort. F¨ ur die Belastung von Bauteilen sind die kurzfristigen Schwankungen von Bedeutung, die durch B¨oen und Windturbulenz verursacht werden. Beispielhaft daf¨ ur ist in Abb. 18.15 ein typischer zeitlicher Geschwindigkeitsverlauf dargestellt. Die kurzzeitigen Abweichungen vom Mittelwert betragen bis zu 50%. Genau so wichtig wie die Kenntnis des Mittelwerts ist die der H¨auﬁgkeitsverteilung der Windgeschwindigkeit, die sich mit der sogen. Weibull-Verteilung approximieren l¨ aßt, vgl. [20]: f (v) =

k v k−1 −( v )k ( ) ·e A . A A

Hierbei ist: v: Betrag der Windgeschwindigkeit in m/s k: Formparameter A: Skalierungsparameter in m/s

(18.50)

484

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

4 v [m/s] 2

v- = 1,7 m/s

0 0

6

18

12

h

24

Abbildung 18.15. Gemessener Verlauf der Windgeschwindigkeit an einem Tag im Herbst

Der zur Approximation von Windstatistiken passende Formfaktor liegt f¨ ur ebenes Gel¨ ande bei k = 2. Der Skalierungsparameter A ist ein Maß f¨ ur die Gleichverteilung der Geschwindigkeiten; große Werte von A bedeuten ein relativ h¨ auﬁges Vorkommen starker Winde. Die Leistungsdichte des Windes wird auf eine Fl¨ache normal zur Str¨omungsrichtung bezogen. Die kinetische Energie dE eines Massenelements dM , das in der Zeit dt durch eine Fl¨ ache A str¨omt, ergibt sich zu: 1 2 1 2 1 3 dE = v dM = v ρ v A dt = ρ v A dt . (18.51) 2 2 2 F¨ ur die Leistungsdichte des Windes folgt ρ 1 1 dE = v3 = m ˙ v2 (18.52) A dt 2 2 mit der Massenstromdichte m ˙ = ρ v. Die Menge an Windenergie, die in der Zeit zwischen t1 und t2 durch eine zur Windrichtung beliebig liegende Fl¨ache A str¨ omt, ergibt sich damit zu pW =

0.14 k=2, a=6 k=1.5, a=6.5

0.12

Häufigkeit [ï]

0.1 0.08 0.06 0.04 0.02 0

0

5

10 15 Windgeschwindigkeit v [m/s]

20

25

Abbildung 18.16. Auswirkung der Variation der WeibullParameter einer Verteilung bei konstanter mittlerer Geschwindigkeit

18.4 Windenergie

485

105 Jahrhundertböe

p [W/m²]

max. 10 Min.-Mittel

103

max. Stundenmittel Jahresmittel

101 50

0

t2 E=

v [m/s]

ρ 2 v v · n dt dA . 2

100

Abbildung 18.17. Leistungsdichte des Windes

(18.53)

A t1

Hier ist n die Normale der Fl¨ ache A. Die Bandbreite der Leistungsdichte pW , die von der 3. Potenz der Windgeschwindigkeit abh¨angt, ist groß. Abb. 18.17 zeigt die Leistungsdichte f¨ ur charakteristische Mittelwerte der Geschwindigkeit. Die unterschiedlichen Gr¨ oßenordnungen bringen große Probleme f¨ ur die Bemessung von Bauteilen mit sich. Wegen der starken Abh¨ angigkeit der Leistung von der Windgeschwindigkeit ist ein hoher Jahresmittelwert der Windgeschwindigkeit f¨ ur eine eﬀektive Nutzung entscheidend. Welcher Anteil der Windenergie kann aber durch Abbremsen der Windstr¨ omung mit technischen Hilfsmitteln extrahiert werden? 18.4.3 Windenergienutzung Zur Ernte der Windenergie werden Windr¨ ader verwendet. Wir betrachten ein solches Rad der Breite b − a mit horizontaler Achse, vgl. Abb. 18.18. Das Rad werde mit der Geschwindigkeit v1 angeblasen; infolge der Stauwirkung nimmt der Druck vor dem Rad zu und die Geschwindigkeit ab. Weiter soll noch vorausgesetzt werden, daß die mittlere Umfangsgeschwindigkeit der Fl¨ ugelenden wesentlich gr¨ oßer ist als die Windgeschwindigkeit und ferner Reibungsverluste vernachl¨ assigt werden k¨ onnen. Bei Geschwindigkeiten unter 60 m/s kann der Wind in guter N¨aherung als eine inkompressible Str¨ omung betrachtet werden. Wir setzen weiter voraus, daß die Str¨ omungsgr¨ oßen u ¨ber die jeweiligen Querschnitte konstant seien und setzen f¨ ur den eingezeichneten Kontrollraum die Bilanzgleichungen der Str¨ omungsmechanik an. Die Kontinuit¨ atsgleichung liefert die Aussage m ˙ = ρ v1 A1 = ρ v0 A0 = ρ v2 A2 .

(18.54)

486

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen 0

A1

v1,p 1

p

v2,p 2

A2

pa 8

p2=p 8

p1=p

p0 pb

v

v1

v0

x va vb

a b

v2 x

Abbildung 18.18. Druck- und Geschwindigkeitsproﬁl beim Durchst¨ omen einer Windturbine

Hier ist m ˙ der Massenstrom durch die Fl¨ achen A1 bzw. A2 . Nach der BernoulliGleichung der Str¨ omungsmechanik ist unter den getroﬀenen Voraussetzungen die Summe ρ p + v 2 = const (18.55) 2 l¨ angs einer Stromlinie konstant. Damit folgt f¨ ur die Druckdiﬀerenz zwischen den Orten a und b des Windrades ρ 2 ρ 2 − p2 + (18.56) pa − pb = p1 + v − v2 v − v2 . a a 2 1 2 2 Wir setzen weiter voraus, daß die Turbine die Windstr¨omung nur geringf¨ ugig st¨ ort. Der Druck weit vor und weit hinter der Turbine ist dann gleich dem Umgebungsdruck p∞ : p1 = p2 = p∞ .

(18.57)

Ferner k¨ onnen wir annehmen, daß die Geschwindigkeit innerhalb des Turbinenrades sich nur wenig ¨ andert und setzen in erster N¨aherung v0 ≈ va ≈ vb .

(18.58)

Mit (18.57) und (18.58) folgt aus (18.56) f¨ ur die Kraftkomponente in Str¨omungsrichtung auf das Turbinenrad ρ 2 Fx = pa − pb A = (18.59) v − v2 A , 2 2 1 darin ist A die vom Turbinenrad u ¨berstrichene Fl¨ache. Nach dem Impulssatz der Str¨ omungsmechanik gilt f¨ ur Fx auch die Beziehung Fx = m ˙ v1 − v2 = ρ v0 v1 − v2 A . (18.60)

18.4 Windenergie

487

Durch Gleichsetzen von (18.59) und (18.60) folgt 1 v1 + v2 . (18.61) v0 = 2 Die Leistung PT , die vom Turbinenrad aus der Windstr¨omung extrahiert wird, ergibt sich aus der Diﬀerenz der Windleistungen vor und hinter dem Rad: ρ m ˙ 2 v − v2 = v1 + v2 v 2 − v 2 A PT = 1 2 2 2 1

4 2 v v ρ = v3 1 + 2 (18.62) 1 − 22 A . 4 1 v1 v 1

Das Verh¨ altnis der extrahierten Leistung zur Windleistung bzgl. der vom Rotor u ache wird als Leistungsbeiwert CP bezeichnet. Aus (18.52) ¨berstrichenen Fl¨ und (18.62) folgt

v2 v2 1 CP = 1 − 22 . (18.63) 1+ 2 v1 v 1

ur v2 /v1 = 1/3 ein Maximum hat mit Man kann einfach zeigen, daß CP f¨ 16 ≈ 0,593. 27 Auch eine ideale Windturbine kann damit nur ca. 60% der angebotenen Windleistung nutzen. Dieses Gesetz wurde 1919 von Albert Betz formuliert. Es ist u ¨berraschend, daß man in der Lage ist, eine derart allgemeine Aussage zu treffen, die f¨ ur alle Windturbinen mit scheibenf¨ ormigen Rotoren gilt. Die Leistung gem¨ aß 18.63 und 18.62 kann auch als ρ PT = CP v 3 A (18.64) 2 1 geschrieben werden. F¨ ur das am Turbinenrad angreifende Drehmoment gilt dann P r ρ r A. (18.65) L = T = PT = CP v12 ω u 2 λS CP =

Hier ist r der Radius des Turbinenrades, v1 die Windgeschwindigkeit und λS =

Umfangsgeschwindigkeit des Rotors Windgeschwindigkeit

=

u v1

(18.66)

die Schnellaufzahl. λS ist eine wichtige Kennzahl zur Klassiﬁzierung von Turbinenr¨ adern. Eine detaillierte Betrachtung ergibt, daß der Umwandlungsgrad einer Turbine und das Drehmoment stark von λS abh¨angen. Wie Abb. 18.19 zeigt, liegen die Leistungsbeiwerte ausgef¨ uhrter Maschinen zwischen 0,3 und 0,45. Aus der Abbildung folgt ferner, daß das Anfahrmoment f¨ ur die einzelnen Rotorbauarten stark unterschiedlich ist. Dies bedeutet, daß Arbeitsmaschinen

488

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

0,6 Idealwert für Propeller-Windmühlen

Cp 0,4 am. Vielblatt-Rotor

schneller Zweiblatt-Rotor

Darrieus-Rotor

holl. Vielblatt-Rotor

0,2

0 0

2

4

6

ls

8

Abbildung 18.19. Leistungsbeiwerte verschiedener Windturbinen

mit einem hohen Anlaufmoment nur von einem Vielblattrotor angetrieben werden k¨ onnen. Aus 18.64 folgt, daß: 1. die aus der Windstr¨ omung extrahierte Leistung mit der dritten Potenz der Windgeschwindigkeit variiert 2. die Leistung proportional zu der vom Rotor u ¨berstrichenen Fl¨ache ansteigt 3. der Leistungsbeiwert 18.4.3, der identisch mit dem Wirkungsgrad der Windturbine ist, maximal einen Wert von Cp = 0, 59 annehmen kann; die tats¨ achlich erzielten Rotorwirkungsgrade sind kleiner und liegen maximal bei ηR = 0, 5 Die Umwandlung der vom Rotor extrahierten kinetischen Energie in elektrischen ist mit weiteren Verlusten verbunden; im Einzelnen sind dies: -

elektrischer Generator: η1 = 0, 92 elektrischer Transformator: η2 = 0, 94 Rotorausrichtung nach Windrichtung und -st¨arke: η3 = 0, 95

Daraus folgt f¨ ur den Gesamtwirkungsgrad einer Windkraftanlage: ηW = ηR · η1 · η2 · η3 = 0, 41.

(18.67)

Beispiel 18.7. Eine Windturbine mit einem Rotordurchmesser von 120 m arbeitet bei einer Windgeschwindigkeit von 7 m/s mit einer Drehzahl von n = 30 s−1 und einem Leistungsbeiwert von 0,4. Die Lufttemperatur betr¨ agt 15◦ C und der Druck 1 013 mbar. Die speziﬁsche Gaskonstante von Luft R ist 0,2869 kJ/kgK. Man bestimme die Leistungsdichte, die speziﬁsche Rotorleistung, die abgegebene Leistung, das Drehmoment an der Welle und die Kraft auf den Rotor.

18.4 Windenergie

489

L¨ osung. Die Dichte der Luft kann mit der Zustandsgleichung eines perfekten Gases zu p ρ= = 1,225 kg/m3 RT bestimmt werden. Aus (18.52) folgt die Leistungsdichte des Windes pW =

ρ 3 v = 210 W/m2 2

von der nach (18.64) pT = CP pW = 84 W/m2 gewinnbar sind. Die Leistung des Windrades betr¨ agt nach (18.64) PT = pT

d2 π ≈ 950 kW. 4

Das Drehmoment an der Welle berechnet sich mit (18.65): L=

PT 2πn

= 5 044 Nm.

Zur Bestimmung der Kraft Fx auf das Rad benutzt man die aus (18.59) entstandene Gleichung

ρ Fx = v 2 2 1

1−

v2

2 v2 1

d2 π = 1, 567 · 105 N, 4

osung der kubischen Gleichung (18.63) wobei das Verh¨ altnis v2 /v1 = 0,7339 durch L¨ erhalten wurde.

18.4.4 Betrieb von Windanlagen Bereits aus einer Analyse der Gleichungen (18.64) und (18.65) werden die mit der Nutzung der Windenergie verbundenen Schwierigkeiten ersichtlich. Die beiden Gleichungen zeigen die starke Abh¨ angigkeit der vom Windrad aufgenommenen Leistung und des Drehmoments an der Radwelle von der Windgeschwindigkeit und dem Raddurchmesser. Wegen der Proportionalit¨at der Leistung zur 3. Potenz der Geschwindigkeit ergeben sich bereits aus vergleichs¨ weise geringen Fluktuationen der Windgeschwindigkeit große Anderungen in der aufgenommenen Leistung. So ergibt eine Abnahme der Geschwindigkeit um 20% bereits eine Leistungsabnahme um ca. 50%, und bei einer Halbierung der Geschwindigkeit w¨ urde die Leistung auf 12% zur¨ uckgehen. Weil die Verluste bei der Energieumwandlung fast unabh¨ angig von der Leistungsabgabe sind, ist die tats¨ achliche Leistungsabnahme noch gr¨oßer. Große Fluktuationen der von der Turbine abgegebenen Leistung sind aus mehreren Gr¨ unden unerw¨ unscht: Aus diesen w¨ urden sich u.a. Schwankungen in der Netzfrequenz und große Beanspruchungen der Bauteile ergeben. Zur Vermeidung dieser Nachteile werden Windr¨ ader so ausgelegt, daß bereits bei einer mittleren Geschwindigkeit die volle Leistung erreicht wird. Bei gr¨oßeren

490

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Geschwindigkeiten wird die Leistung mit Hilfe der Regelung konstant gehalten, z.B. durch Verstellen der Fl¨ ugelanstellung, vgl. Abb. 18.20. Bei zu großen und zu kleinen Windgeschwindigkeiten wird die Anlage abgestellt. Grenzen f¨ ur die maximale Leistung einer Anlage sind durch die auftretenden Belastungen und die Randbedingung der wirtschaftlichen Umsetzung gegeben. Wenn man in erster N¨ aherung annimmt, daß die Belastungen mit denen eines Flugzeugtragﬂ¨ ugels vergleichbar sind, sollten Anlagen mit einem Rotordurchmesser von ca. 120 m realisierbar sein. Zu den gr¨oßten heute in Betrieb beﬁndlichen Anlagen z¨ ahlen die drei Zweiblatt-Windturbinen in Boone (North Carolina), der Rotordurchmesser betr¨agt 91,5 m und die Nennleistung 2,5 MW. Allerdings hat die Erfahrung gezeigt, daß kleinere Anlagen wirtschaftlicher sind. Der Grund daf¨ ur liegt darin, daß die Rotorﬂ¨ache und damit auch die Leistung einer Anlage nur mit dem Quadrat des Durchmessers w¨ achst, die Masse des ben¨ otigten Materials aber mit der 3. Potenz. 18.4.5 Aufwindkraftwerk

Leistung

Ein Aufwindkraftwerk besteht aus einer Kombination eines Treibhauses, eines Kamins und eines Windrades, vgl. Abb. 18.21. Das durch ein lichtdurchl¨assiges Dach eingestrahlte Sonnenlicht wird am Boden absorbiert und erw¨armt die dar¨ uberliegende Luft wie in einem Treibhaus. In der Mitte des Daches steht eine Kaminr¨ ohre. Der Kamin ist an seinem Fuß unterhalb des Dachanschlusses oﬀen, ist aber dicht mit der Dachﬂ¨ ache verbunden. Infolge der Kaminwirkung str¨ omt die unter dem Dach erw¨ armte Luft durch die R¨ohre nach oben und saugt dabei Luft aus der Umgebung an. Die unter dem Dach erw¨armte Luft erzeugt so einen Aufwind im Kamin, der zum Antrieb eines Windrades genutzt werden kann, vgl. [17].

b)

a)

c)

a b c

Windleistung Extrahierbare Leistung Nicht nutzbarer Anteil

I II III IV

Wind zu stark Betriebszeit bei Nennleistung Betriebszeit bei Teillast Wind zu schwach

Nennleistung

0

2500 I

II

5000 III

7500 10000 Betriebsstunden/Jahr IV

Abbildung 18.20. Leistungs-Windgeschwindigkeitscharakteristik einer Windturbine

18.4 Windenergie

491

Die Aufwindgeschwindigkeit ist umso gr¨ oßer, je w¨armer die ihm zugef¨ uhrte Luft gegen¨ uber der Umgebung und je h¨ oher der Kamin ist. F¨ ur die treibende Druckdiﬀerenz der Kaminstr¨ omung gilt in linearer N¨aherung

p0 1 1 ∆p = ρ0 − ρi g H = g H = ∆ρ g H (18.68) − R T0 Ti mit: p0 Umgebungsdruck , T0 Umgebungstemperatur, Ti mittlere Temperatur im Kamin, H Kaminh¨ ohe, ρi mittlere Dichte im Kamin. Unter der Voraussetzung, daß ∆ρ/ρ 1 ist, folgt aus der Bernoulli-Gleichung der Str¨ omungsmechanik f¨ ur die maximale Aufwindgeschwindigkeit 2 ∆p v= . (18.69) ρi Die Leistung, die mit einer Turbine der Str¨ omung entnommen werden kann, ur diesen gilt ist h¨ ochstens gleich dem Energiestrom Pmax im Kamin. F¨ ρ 2 v =m ˙ ∆ρ g H . (18.70) 2 Der maximale Wirkungsgrad des Aufwindkraftwerkes ergibt sich damit zu Pmax = m ˙

ηmax =

Pmax gH . = ˙ cp T0 Q

(18.71)

S

In den Wirkungsgrad geht als einzige Anlagengr¨oße nur die Kaminh¨ohe H ein. Mit cp = 1 kJ/kgK f¨ ur Luft und T0 = 300 K folgt ηmax ≈ H 3,3 · 10−5 .

(18.72) a b c d

Luft (warm)

b

Lichtdurchl¨ assiges Dach Kamin Windturbine Generator

Licht

c a d

Luft (kalt)

Abbildung 18.21. Schema und Wirkungsweise eines Aufwindkraftwerkes

492

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

Kumulierte installierte Leistung in MW

18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 1990

1992

1994

1996

1998 Jahr

2000

2002

2004

Abbildung 18.22. Entwicklung der kumulierten installierten Leistung von Windenergieanlagen in Deutschland.

Bei einer technisch denkbaren Kaminh¨ ohe von 1 000 m ergibt sich ein auf die Turbinenleistung bezogener speziﬁscher Fl¨ achenbedarf a von a=

1 ηmax q˙S

≈ 30 m2 /kW.

(18.73)

F¨ ur ein Kraftwerk mit 100 MW Leistung w¨are eine Sammelﬂ¨ache von 3 · 106 m2 = 3 km2 erforderlich, was einem Kreis mit einem Durchmesser von 1,95 km entspricht. Der Durchmesser der Kaminr¨ohre w¨ urde bei einer Windgeschwindigkeit von 10 m/s ca. 88 m betragen. Diese Zahlen zeigen, daß die Anlagen zur Erzeugung k¨ unstlichen Windes riesige Bauwerke w¨aren. Bei einer in Manzanares/Spanien erstellten Pilotanlage hatte das Dach eine Fl¨ ache von 50 000 m2 und der Kamin bei 2 m Durchmesser eine H¨ohe von 200 m. Bei einer Sonneneinstrahlung von 800 W/m2 lag die Temperatur unter dem Dach um 20◦ C u ¨ber der Umgebungstemperatur und die Nennleistung der Windturbine betrug 100 kW. 18.4.6 Fazit Anlagen zur Nutzung der Windenergie sind im Leistungsbereich von einigen kW bis zu zwei MW technisch gut entwickelt und haben sich an vielen Standorten im Betrieb bew¨ ahrt. Der Nachteil der Windenergie ist das mit der dritten Potenz der Windgeschwindigkeit schwankende Energieangebot: bei einer Halbierung der Windgeschwindigkeit erzeugt ein Windrad nur noch ein Achtel des Stromes. Diese Abh¨ angigkeit macht ein jederzeit verf¨ ugbares St¨ utzsystem erforderlich. Mitte 2004 waren weltweit Windr¨ader mit einer Nennleistung von 34.000 MW installiert. Davon allein 16.543 Windanlagen in Deutschland mit einer Nennleistung von 16.630 MW, die im Jahr 2004 ca. 30,4·109 kWh Strom, das waren ca. 2% der gesamten Erzeugung, in das oﬀentliche Netz einspeisten; dies entsprach einer u ¨ ¨ber das Jahr gemittelten Leistung von 3.470 MW. Die mittlere Jahresleistung aller 16.543 Windanlagen

Literatur

493

in Deutschland entsprach damit in etwa der Leistung des mit Braunkohle betriebenen Kraftwerkstandorts Niederaußem. Die Windenergie hat sich in Deutschland zu einer Großtechnik mit einer starken Lobby entwickelt. Anlaß f¨ ur diese Entwicklung sind die massiven Subventionen auf der Grundlage des Erneuerbaren-Energien-Gesetzes. Durch die darin festgelegten Einspeiseverg¨ utungen kann an geeigneten Standorten viel Geld verdient werden. Eine sich auch volkswirtschaftlich rechnende Produktion von Strom mit Windkraft ist nicht abzusehen.

18.5 Folgerungen fu ¨ r die Nutzung regenerativer Energiequellen Es ist faszinierend, u opﬂiche Quellen zu verf¨ ugen bzw. etwas um¨ber unersch¨ sonst zu bekommen. So ist es nicht verwunderlich, daß auch in die regenerierbaren Energiequellen große Hoﬀnungen gesetzt werden. Diese Hoﬀnungen haben sich bisher insofern nicht erf¨ ullt, als sich die Erschließung dieser Quellen als technisch aufwendig und kostspielig erwiesen hat. Von den drei behandelten regenerativen Energieformen kann die Wasserkraft, deren Nutzung gut entwickelt ist, nur einen erg¨anzenden Beitrag liefern. Auch die Windenergie, f¨ ur deren Nutzung technische L¨osungen vorliegen, kann aufgrund ihres beschr¨ ankten Potentials andere Energiequellen nicht ersetzen. Es kommt hinzu, daß sie nach Anfall verbraucht werden muß. Um die Versorgung mit Energie sicherzustellen, sind daher jederzeit verf¨ ugbare St¨ utzsysteme erforderlich. Allein die Sonnenenergie ist in so großen Mengen verf¨ ugbar, daß theoretisch unser gesamter Energiebedarf daraus gedeckt werden k¨onnte. Wegen der geringen Energiedichte sind aber sehr große Fl¨ achen f¨ ur ihre Ernte erforderlich. Bei der derzeit verf¨ ugbaren Technik ist f¨ ur den Bau entsprechender Anlagen ein Energieaufwand erforderlich, der bei den in Mitteleuropa gegebenen Einstrahlverh¨ altnissen des Sonnenlichts in derselben Gr¨oßenordnung liegt wie die w¨ ahrend der Lebenszeit einer Anlage gewonnene Energie. Auch wenn außer Zweifel steht, daß noch ein erhebliches Potential f¨ ur technische Verbesserungen besteht, wird die Nutzung der Sonnenenergie f¨ ur die Bereitstellung von Elektrizit¨ at vergleichsweise teurer bleiben. Auch die Sonnenenergie erfordert St¨ utzsysteme, die auf jederzeit verf¨ ugbare Energiequellen zur¨ uckgreifen k¨ onnen und bei Nichtverf¨ ugbarkeit der Solarenergie die Versorgung u ¨bernehmen. Dies macht Doppelinvestitionen erforderlich.

Literatur 1. Bloss, Cortalan, Pﬁsterer: Stand und Perspektiven der Photovoltaik. Institut f¨ ur physikalische Elektronik, Universit¨ at Stuttgart, 1988

494

18 Nutzung erneuerbarer Energiequellen

2. Eversheim, W., G. Schweitzer, T. Albrecht: Energetische Bewertung eines zukunftsweisenden Produktionskonzepts f¨ ur Solarzellen. VDI Bericht Nr. 1457, 313 – 322, (1999) 3. Gieseke, J., Mosonyi, E.: Wasserkraftanlagen. Planung, Bau und Betrieb. Springer-Verlag, Heidelberg 2003 4. Gr¨ atzel, M.: Low cost and eﬃcient photovoltaic conversion by nanocristalline solar cells. Chemie Ingenieur Technik 67, 1 300–1 305 (1995) 5. Glaser, P.E.: Economic and environmental costs of satellite solar power. Mechanical Engineering 10, 32–37 (1978) 6. Hau, E.: Windenergieanlagen. Springer, Heidelberg 1996 7. Halacy, D.S.: The coming age of solar energy. Harper & Row, New York 1963 8. Kleemann, M., Meliß, M.: Regenerative Energiequellen, 2. Auflage. Springer, Berlin Heidelberg New York 1993 9. Lewerenz, H.-J., Jungblut, H.: Photovoltaik. Springer, Berlin Heidelberg New York 1995 10. Meriam, M.F.: Wind, waves and tides. Annual Review of Energy 2, 171–195 (1977) 11. Mitchell, R.L., Surek, T.: Photovoltaic research projects: A foundation of tomorrows‘s utility-scale electricity. Proc. 23rd IECEC-Conference, 107–117 (1987) 12. Molly, JP.: Windenergie. C.F. M¨ uller, Karlsruhe 1991 13. Morse, F.M., Simmons, M.K.: Solar energy. Annual Review of Energy 1, 131–158 (1976) 14. Parkinson, B. A.: An overview of the progress in photochemical energy conversion. J. Chem. Education 60, S. 338 ﬀ (1983) 15. Quantz, L., Meerwarth, K.: Wasserkraftmaschinen, 11. Auflage. Springer, Berlin Heidelberg 1963 16. Raabe, J.: Hydraulische Maschinen und Anlagen, Teil II: Wasserturbinen. VDI-Verlag, D¨ usseldorf 1970 17. Schlaich, J.: Aufwindkraftwerke – Das Prinzip, der Prototyp in Spanien, Zukunftsaussichten. VGB Kraftwerkstechnik 62, 926–929 (1982) 18. Schulze, R. W.: Strahlenklima der Erde. Steinkopf, Darmstadt 1970 19. Scudder, Thayer: The Future of Large Dams: Dealing with the Social, Environmental and Political Costs. Earthscan 2005 20. Troen, I., Petersen, E. L.: Europ¨ aischer Windatlas. Ris¨ o National Laboratory, Roskilde, Denmark 0. J. 21. VDI-W¨ armeatlas. 9. Auﬂage, Springer, Berlin Heidelberg 2002

Teil IV

Zukunftsperspektiven

19 Status unserer Energieversorgung

Es ist die n¨ achste und im gewissen Sinne wichtigste Aufgabe unserer bewußten Naturerkenntnis, daß sie uns bef¨ ahige, zuk¨ unftige Erfahrungen vorauszusehen, um nach dieser Voraussicht unser gegenw¨ artiges Handeln einrichten zu k¨ onnen. Heinrich Hertz (1857–1894) Das Leben muß vorw¨ arts gehen, verstehen k¨ onnen wir es aber nur r¨ uckw¨ arts. S¨ oren Kierkegaard (1813–1855)

19.1 Gegenw¨ artiger Stand Die Kraftwerkstechnik zur Erzeugung von elektrischem Strom ist eine der großen Entwicklungen des vergangenen Jahrhunderts. Es ist oﬀensichtlich, daß die Nutzung der Elektrizit¨ at das t¨ agliche Leben in einer Weise ver¨andert und erleichtert hat, wie es vorher nicht vorauszusehen war. Im Jahr 2002 wurden weltweit 15,7·1012 kWh = 15.700 TWh Strom erzeugt und verbraucht, die installierte Leistung aller Kraftwerke betrug rd. 4,2·109 kW, vgl. Abb. 19.1. Trotz eines ungebrochenen Wachstums seit mehr als 100 Jahren nimmt der Stromverbrauch noch immer mit einer Rate von 3% pro Jahr zu. F¨ ur 2015 wird mit einem weltweiten Strombedarf von 21.500 GWh gerechnet; dabei liegen die Zuwachsraten in den Industriel¨ andern wie den USA und Westeuropa bei ca. 1% und in den sogenannten Schwellenl¨andern China, Indien und Indonesien eher bei 10% pro anno. F¨ ur die Einsatzenergien besteht ein Energiemix aus haupts¨achlich f¨ unf Energiearten: Kohle, Erdgas, Wasserkraft, Kernenergie und Erd¨ol, wobei regional allerdings sehr unterschiedliche Kombinationen vorzuﬁnden sind. W¨ahrend Norwegen seinen Strombedarf fast ausschließlich aus Wasserkraft deckt, wird in S¨ udafrika der Strom zu mehr als 90% mit kohlegefeuerten Dampfkraftwerken erzeugt. Der Beitrag des Erd¨ ols ist nur noch in den Golfstaaten dominierend (fast 100%), ist aber auch in L¨ andern wie Italien (65%) und Japan

19 Status unserer Energieversorgung

Stromverbrauch TWh

498

Abbildung 19.1. Weltweite Bruttostromerzeugung in Terawattstunden; nach www.eia.doe.gov und IEA. Die Darstellung zeigt die Dominanz der USA und die großen Zuwachsraten in den sich zu Industriegesllschaften entwickelnden L¨ andern Indien und VR China.

(30%) relativ hoch. Der Anteil des Erdgases erreicht in den Niederlanden 65%, Kernkraft erreicht in Frankreich (77%), in Ungarn (50%) und in Taiwan (39%). Weltweit werden etwa zwei Drittel des Stroms aus fossilen Brennstoffen gewonnen, der Anteil der Wasserkraft liegt bei 18% und der Anteil der Kernkraft bei 16%. Obwohl L¨ ander wie Island aber auch Guatemala einen Großteil ihres Strombedarfs aus geothermischer Energie gewinnen, liegt weltweit der Anteil des aus Windkraft, Solarenergie und geothermischer Energie gewonnen Stromes in der Summe unter 0,5% und ist damit unbedeutend. An dieser Verteilung wird sich auch in der nahen Zukunft nichts a¨ndern, denn die Anlagen, mit denen der f¨ ur 2015 gesch¨ atzte Mehrbedarf gedeckt werden soll, beﬁnden sich bereits im Bau- oder Planungsstadium. Wie der Stromverbrauch wird auch der Gesamtverbrauch an Prim¨arenergie, der im Jahr 2004 bei 14,2·109 tSKE lag und gegen¨ uber 2003 um 4,3% zugenommen hat, auf rd. 17·109 tSKE im Jahr 2015 ansteigen. Wie Abb. 1.3 zeigt, wird der Prim¨ arenergiebedarf zu rd. 85% durch Verbrennung fossiler Brennstoﬀe gedeckt.1 Die gesamte energiebedingte Emission von CO2 wird bis 2015 um ca. 20% auf rd. 30·109 t ansteigen. Aufgrund der in den vorhergehenden Kapiteln zusammengetragenen Fakten 1

Es gibt keine oﬃzielle Weltenergiestatistik. Die hier mitgeteilten Zahlenwerte f¨ ur den Energieverbrauch sind aus der BP Statistical Review of World Energy (www.BP.com) und aus dem International Energy Annual der Energy Information Administration des US-Department of Energy (www.eia.doe.gov) entnommen.

19.1 Gegenw¨ artiger Stand

499

werden die beiden n¨ achsten Generationen zur Sicherung ihrer Energieversorgung eine Aufgabe von besonderer Art zu l¨ osen haben, die sich aus einem Komplex historisch gewachsener Probleme zusammensetzt, die wie folgt charakterisiert werden k¨ onnen: 1. Wir stehen mitten in einer Bev¨ olkerungsexpolsion. 2. Warum verbrauchen moderne Gesellschaften soviel Energie? 3. Die bekannten Reserven der leicht zu f¨ ordernden fossilen Energietr¨ager Erd¨ ol und Erdgas gehen ihrer Ersch¨ opfung entgegen. 4. Die Emission der Treibhausgase muß vermindert werden. 5. K¨ onnen nichtfossile Energietr¨ ager die Kohle, das Erdgas und das Erd¨ol ersetzen? 19.1.1 Bev¨ olkerungsexplosion Durch ein mehr als exponentielles Wachstum im vergangenen Jahrhundert hat die Weltbev¨ olkerung von 1 Milliarde im Jahr 1840 u ¨ber 2 Milliarden 1930 auf gegenw¨ artig 6,4 Milliarden Menschen zugenommen. Nun, da das Tempo der Zunahme seit 1970 abgenommen hat, hoﬀen wir, daß es bald zum Stillstand kommen wird, und sich um 2050 ein neues Gleichgewicht bei nicht mehr als 9 Milliarden Menschen einstellen wird. Die Unterschiede in der Entwicklung des Wirtschaftens in den verschiedenen L¨ andern der Erde haben zum Resultat, daß einem Bewohner der reichen L¨ ander 4 arme Menschen in der sogenannten Dritten Welt gegen¨ uberstehen. Diese Menschen sehen fern und erleben Besucher aus den Industriel¨andern, und w¨ unschen sich eine Teilhabe an deren Reichtum. So wie die Menschen in S¨ udkorea und Taiwan es geschaﬀt haben, sich den Anschluß an den Lebensstandard der USA und der europ¨ aischen L¨ ander zu erarbeiten, werden auch die Bewohner anderer L¨ ander dies mit aller Macht anstreben und Niemand wird sie dabei aufhalten k¨ onnen. Die Aufgabe wird also sein, mehr Menschen Gelegenheit zum Erreichen eines h¨ oheren Lebensstandards zu geben, ohne ¨ gleichzeitig diesen Standard durch Uberbeanspruchung der Ressourcen unserer Erde zunichte zu machen.

19.1.2 Warum verbrauchen moderne Gesellschaften soviel Energie? Um zu existieren, ben¨ otigen alle Lebewesen den stetigen Zuﬂuß geordneter Energie mit niedriger Entropie, sogenannter freier Energie, um den Ordnungszustand in ihrem K¨ orper und in ihrer Umgebung aufrecht zu halten. Die Zufuhr freier Energie ist u ur einen erwachsenen ¨ber die Nahrung m¨oglich; f¨ Menschen sind etwa 2400 Kilokalorien oder 10 Megajoule pro Tag erforderlich. Dies ergibt einen mittleren Energieﬂuss von ca. 120 Watt. Dieser Zuﬂuß

500

19 Status unserer Energieversorgung

an freier Energie gen¨ ugt, um uns gerade am Leben zu halten. Wird k¨orperliche Arbeit verrichtet, nimmt der Nahrungsbedarf entsprechend zu. Etwa ein Sechstel der zugef¨ uhrten Energie verbraucht das menschliche Gehirn. Es verarbeitet freie Energie mit einer Dichte von 20 W/(1,35 kg), d.h. mit 15 W/kg.2 Daneben verlangt unser K¨ orper aber auch nach der richtigen Temperatur, der richtigen Feuchtigkeit etc. in seinen H¨ausern und Wohnungen. Das Schaﬀen dieses Mikroklimas, das dem Klima in der urspr¨ unglichen Heimat des Menschen, dem subtropischen Afrika entspricht, kostet viel Energie. Dasselbe gilt f¨ ur andere Aktivit¨ aten, die wir f¨ ur ein bequemes Leben als notwendig erachten. Allerdings ist der Energieverbrauch in den einzelnen Staatengruppen extrem unterschiedlich, je nach technischer und wirtschaftlicher Entwicklung schwankt er zwischen rd. 40 kgSKE pro Kopf und Jahr in den armen L¨andern Afrikas und rd. 11.487 kgSKE in Nordamerika. Was rechtfertigt nun die Bereitstellung eines solch ungeheueren Energiestroms in den Industriel¨andern? Es ist der geltend gemachte Bedarf ! Damit ist nat¨ urlich die Frage nach der Legitimation des Energiebedarfs nicht beantwortet, die Frage gewinnt vielmehr noch an provokativem Charakter. Viele werden mit ihr die Vorstellung von einer ihrem unwiderruﬂichen Untergang zutreibenden uners¨ attlichen Konsumgesellschaft verbinden. Dieser Sachverhalt macht auf ein ernstes Problem aufmerksam: Es geht um die unabl¨ assig expandierende menschliche Bed¨ urfniswelt. Der moderne Mensch hat sich in seiner Freiheit, mit seiner Vernunft und seinen W¨ unschen diese Bed¨ urfniswelt in seiner Selbstinszenierung als ein oﬀenes System geschaﬀen, Grenzen ergeben sich dabei allenfalls aus der Beschr¨ankung der M¨ oglichkeiten der menschlichen Produktivit¨at und der verf¨ ugbaren Ressourcen. Nach einem solchen Verst¨ andnis ist die moderne Wirtschaft eine Innovativwirtschaft. Sie unterscheidet sich von traditionellen Formen des Wirtschaftens durch die systematische Anwendung und Ausweitung technisch rationaler Mittel zur Beschaﬀung, Herstellung und zum Transport von G¨ utern, die den menschlichen Bed¨ urfnissen entsprechen sollen. Diese Art des Wirtschaftens ist aber nur dann aufrecht zu erhalten, wenn ein ausreichender Energiestrom zur Verf¨ ugung steht. Im Laufe ihrer Geschichte haben die Menschen in den Industriel¨ andern kontinuierlich mehr Energie verbraucht. Dies lag zum einen an der Zunahme der Bev¨ olkerung selbst, vor allem aber an dem von Kulturstufe zu Kulturstufe zunehmenden Pro-Kopf-Verbrauch dieser wachsenden Bev¨olkerung. Bis zum Jahr 1700 wurde der Energiebedarf vollst¨andig durch Nutzung regenerativer Energiequellen gedeckt. Billig und reichlich vorhanden hat die Kohle im 19. Jahrhundert den nachwachsenden Energierohstoﬀ Holz abgel¨ost. Sie hat die erste industrielle Revolution angetrieben und war ab 1900 die dominierende kommerzielle Energiequelle. Erst die große Flutwelle des billigen 2

Im Vergleich zu unserer Sonne, die nukleare Energie in thermische und elektromagnetische Strahlung umwandelt und eine Energiedichte von ca. 0,2 Milliwatt/kg aufweist, ist die Energiedichte in unserem Gehirn um den Faktor 100.000 gr¨ oßer.

19.1 Gegenw¨ artiger Stand

501

Erd¨ ols, die ab 1950 vom Nahen Osten, Venezuela und den Vereinigten Staaten ausging und die Weltm¨ arkte u ¨berschwemmte, hat der Kohle ihre Stellung ¨ war streitig gemacht und die Kohle als wichtigste Energiequelle verdr¨angt. Ol einfacher zu f¨ ordern, zu transportieren und zu veredeln und wurde billiger als Kohle auf den M¨arkten angeboten, was sich als entscheidender Vorteil erwies. Die niedrigen Preise f¨ uhrten seit 1900 zu einem beispiellosen Anstieg des Energiekonsums in den USA und Europa: Er nahm um den Faktor 16 zu. Parallel mit der Zunahme des Energieverbrauches wurden trotz der billigen Energiepreise die Techniken zur Energienutzung fortlaufend verbessert: 1913 waren bei der BASF noch 100 GJ erforderlich um eine Tonne Ammoniak herzustellen, heute ben¨ otigen wir daf¨ ur nur noch 26 GJ pro Tonne Ammoniak. Beeindruckend ist auch die Wirkungsgradsteigerung der Dampfkraftwerke von ca. 5% im Jahr 1900 auf heute 46% bei Kohlekraftwerken und 57% bei Gas- und Dampfturbinen Kraftwerken. Durch die Steigerung der Energieeﬃzienz hat die tats¨ achliche Verf¨ ugbarkeit von Energie noch weit st¨arker zugenommen als der Prim¨ arenergieverbrauch, realistisch d¨ urfte der Faktor 25 sein. In diesem Zusammenhang stellt sich unweigerlich die Frage nach den M¨oglichkeiten f¨ ur unsere Energieversorgung; dies insbesondere auch deshalb, weil der H¨ ohepunkt des weltweiten Energieverbrauchs noch vor uns liegt: Sp¨atestens im Jahr 2020 wird bei einer auf ca. 8 Milliarden Menschen angewachsenen Weltbev¨ olkerung mit einer Verdoppelung des Prim¨arenergieverbrauches zu rechnen sein. Die Sicherstellung einer nachhaltigen Energieversorgung ist damit zum Kernproblem der modernen Gesellschaft geworden. Nachhaltige Entwicklung bedeutet: Eine Balance zwischen ¨ okonomischen, ¨ okologischen und gesellschaftlichen Zielen bezogen auf die heutige und kommende Generationen. 19.1.3 Die fossilen Energiequellen gehen ihrer Ersch¨ opfung entgegen Trotz jahrzehntelanger, intensiver Bem¨ uhungen, Ersatz f¨ ur die fossilen Energietr¨ ager zu ﬁnden, decken diese immer noch rd. 85% des Prim¨arenergiebedarfs. Selbst Vertreter der Energieindustrie weisen in ¨oﬀentlichen Stellungnahmen immer wieder darauf hin, daß die leicht und mit bekannter Technik zu gewinnenden Gas- und Erd¨ olreserven, die als konventionelle Energiereserven bezeichnet werden, nur noch f¨ ur wenige Jahrzehnte reichen 3 . Damit ist ¨ und Gas aus dem Erdinnern aufaber nicht gesagt, daß dann das gesamte Ol gebraucht ist. Allerdings sind die Reserven, die dann noch vorhanden sind, schwerer zug¨ anglich und st¨ arker verunreinigt, was h¨ohere Kosten f¨ ur F¨orderung und Weiterverarbeitung mit sich bringen wird. Man bezeichnet sie deshalb als nichtkonventionelle Reserven. 3

The World has 40 years of oil and 60 years of gas; the challenge is to use it wisely. Zitat aus einer Rede von P. Sutherland, Chairmen der BP Inc., auf der Welt-Energiekonferenz 2003.

502

19 Status unserer Energieversorgung

¨ Von vielen Okonomen wird angef¨ uhrt, daß bei steigenden Preisen ein glei¨ tender Ubergang von den kosteng¨ unstigen, konventionellen, zu den teueren nichtkonventionellen Energiereserven stattﬁnden wird, und daß dieser Wechsel nur von den ¨ okonomischen Randbedingungen abh¨angig sei. Diese Sichtweise ber¨ ucksichtigt nicht, daß dazu neue Techniken erforderlich sind, die erst noch entwickelt werden m¨ ussen. Im Unterschied zu Erd¨ ol und Gas sind die Kohlevorr¨ate gr¨oßer, sie reichen bei gegenw¨ artiger F¨ orderung noch ca. 240 Jahre. Kohle ist aber schwieriger ¨ oder Gas, dazu schmutziger in der Handhabung und aufzu f¨ ordern als Ol wendiger in der Verarbeitung. Das Problem ist nicht nur, daß die konventionellen fossilen Energiequellen mittelfristig ersch¨opft sein werden, das noch gr¨oßere Problem sind die mit der wachsenden Nutzung fossiler Energiequellen einhergehenden Umweltver¨anderungen. Viele Erkenntnisse sprechen daf¨ ur, daß der Treibhauseﬀekt aufgrund der CO2 -Emissionen eine Tatsache ist. Nach Meinung maßgeblicher Experten muß die dadurch verursachte Erh¨ ohung der Temperatur unserer Atmosph¨are auf 2◦ C beschr¨ ankt werden, um dadurch verursachte nachteilige Ver¨anderungen in unserer Umwelt in Grenzen zu halten. Dazu ist es notwendig, den are bei rd. 450 ppm zu stabilisieren. Das wird nur CO2 –Anteil in der Atmosph¨ gelingen, wenn insbesondere die Industriel¨ ander, die rd. die H¨alfte des gesamten CO2 –Ausstoßes verursachen, ihre Emmissionen drastisch reduzieren. 19.1.4 Gibt es Ersatz f¨ ur die fossilen Energiequellen? Die Potentiale der regenerierbaren Energiequellen, wie Sonnen-, Windenergie, Biomasse etc., sind nur schwer abzusch¨ atzen. Gemeinsam ist den regenerativen Energiequellen die geringe Leistungsdichte pro Fl¨ache, das h¨auﬁg ung¨ unstige Verh¨ altnis zwischen Aufwand und Ertrag und die Abh¨angigkeit von Tagesund Jahreszeiten sowie den klimatischen Verh¨ altnissen. Im Unterschied zu den mengenbegrenzten hochkonzentrierten fossilen und nuklearen4 Energiequellen sind sie leistungsbegrenzt. Wasserkraft: Am weitesten entwickelt ist die Nutzung der Wasserkraft. Hierbei wird die potentielle Energie fallenden Wassers mittels Turbinen in mechanische bzw. elektrische Energie umgewandelt. Weltweit gibt es z.Zt. rd. 45.000 D¨ amme mit einer H¨ ohe von mehr als 10 m, mit denen das Wasser von Flußl¨ aufen aufgestaut und zur Stromerzeugung verwendet wird. Die Leistung dieser Anlagen reicht von wenigen Kilowatt bis zu 12.600 MW der derzeit gr¨ oßten Anlage Itaipu im S¨ uden von Brasilien. Die Wasserkraft deckt weltweit ca. 2 % des Energiebedarfs; ihr Potential ist in den Industriel¨andern weitgehend ausgesch¨ opft. Nutzbare Reserven f¨ ur Wasserkraftwerke beﬁnden sich allenfalls noch in Afrika, Asien und S¨ udamerika. Windenergie: Etwa 2 % der auf die Erde eingestrahlten Sonnenenergie werden st¨ andig in Str¨ omungsenergie der Atmosph¨are umgesetzt. Daraus resultiert ein denkbares weltweites Potential an Windenergie von ca. 3·106 GW. 4

Bei Nutzung in unseren heutigen Leichtwasserreaktoren.

19.1 Gegenw¨ artiger Stand

503

Aus Gr¨ unden des Materialaufwandes und der Baustabilit¨at werden Anlagen zur Nutzung der Windenergie auf ca. 100 m Bauh¨ohe beschr¨ankt sein. Dabei muss in Kauf genommen werden, daß unter dem Einﬂuß der bodennahen Reibung der Luftmassen die Windgeschwindigkeit zum Boden hin stark abnimmt. Unter Ber¨ ucksichtigung dieser beiden Randbedingungen betr¨agt das technisch realisierbare Potential bestenfalls 2% der Gesamtenergie des Windes oder 60·103 GW, die global mit Windturbinen aus der Atmosph¨are entnommen werden k¨ onnten. Die im Wind enthaltene Energiedichte pro Fl¨acheneinheit ver¨ andert sich mit der dritten Potenz seiner Geschwindigkeit. Bei einer mittleren Geschwindigkeit von 10 m/s (36 km/h) ergibt sich eine Energieache. Dieses Energieangebot wird von dichte von 600 Watt pro m2 Windradﬂ¨ einer guten Windturbine bestenfalls zu 40% genutzt, im Idealfall zu 60%. Die Leistungsausbeute pro m2 Windradﬂ¨ ache betr¨agt damit ca. 0,25 kW; ein Windrad mit 100 m Durchmesser hat dann eine Leistungsabgabe von etwa 2 MW. Mittlere Windgeschwindigkeiten von 10 m/s kommen in Europa nur in K¨ ustenregionen und einigen Gebirgslagen vor; schon bei 6 m/s (21,6 km/h) vermindert sich die speziﬁsche Leistungsausbeute auf 0,05 kW pro m2 und die Leistung des 100 m Rades von 2 MW auf 400 kW. Im u ¨brigen sind die Probleme, die mit der Nutzung der Windenergie verbunden sind, gut bekannt: Der Wind ist seiner Natur nach chaotisch, praktisch unberechenbar, in seiner Energiedichte stark schwankend und seine Energie ist nicht direkt speicherbar. Sonnenenergie: Auch bei der Nutzung der Sonnenenergie besteht das Hauptproblem darin, aus einem diﬀusen, schwankenden Angebot zuverl¨assige Nutzenergie zu extrahieren. In Mitteleuropa werden von der Sonne im Jahresmittel etwa 1000 kWh pro m2 eingestrahlt5 . Auf den ersten Blick scheint es deshalb vielversprechend, die kostenlose Solarenergie f¨ ur Heizzwecke zu verwenden. Die Sonne ist in unseren Breiten aber die unzuverl¨assigste aller Energiequellen. Enorme Schwankungen sind die Regel. An einem sonnigen Junitag wird im Vergleich zu einem bedeckten Tag im Januar etwa die f¨ unfzigfache Energiemenge eingestrahlt. Aber gerade in den Wintermonaten ist der Bedarf an Energie f¨ ur Heizung und Warmwasser am gr¨oßten. F¨ ur eine Direktnutzung der Sonne f¨ ur Heizzwecke ben¨ otigt man also Langzeitspeicher f¨ ur den Sommer/Winter-Ausgleich. Trotz intensiver Bem¨ uhungen sind aber solche Speicher nicht verf¨ ugbar, und niemand weiß, ob es sie jemals geben wird. Alle Sammeleinrichtungen f¨ ur Sonnenenergie, dabei besonders die Solarzellen und die Spiegelsysteme von photovoltaischen bzw. thermischen Solarkraftwerken, sind wegen ihrer großen ﬂ¨ achenhaften Ausdehnung und notwendigerweise exponierten Bauweise vollst¨ andig der Witterung ausgesetzt - Schmutz, Regen, Schnee und St¨ urme setzen ihnen zu und setzen sie h¨auﬁg außer Betrieb. Es ist also unerl¨ aßlich, ein zus¨ atzliches Energiesystem vorzusehen, wenn man auf 5

Zum Vergleich: Der Jahresbedarf an Energie f¨ ur Heizung und Warmwasserbeache betr¨ agt reitung eines gut isolierten Einfamilienhauses mit 140 m2 Wohnﬂ¨ rd. 35.000 kWh.

504

19 Status unserer Energieversorgung

die Zuverl¨ assigkeit der Energieversorgung nicht verzichten will. In den von der Sonne benachteiligten n¨ ordlichen Industriel¨ andern scheidet wegen des hohen Anteils diﬀuser Strahlung an unserem Sonnenlicht die Nutzung der Solarstrahlung mittels Spiegelsystemen praktisch aus. Dies gilt auch f¨ ur die Nutzung der Photovoltaik, denn wegen des hohen Aufwandes f¨ ur die Fertigung der Solarzellen-Anlagen ist der Energieeinsatz f¨ ur die Herstellung dieser Systeme von gleicher Gr¨ oßenordnung wie die w¨ ahrend der Betriebszeit geerntete Energiemenge, vgl. Kapitel 18.3. Biomasse: Die Biomasse entspricht dem Anteil der Sonnenenergie, der global von den Pﬂanzen biologisch ﬁxiert wird. Von dieser Biomasse, die einer Menge von 160 Mrd. t Trockenmasse entspricht, lebt alles was kreucht und ﬂeucht. Von der Produktion der Landﬂ¨ ache beansprucht der heutige Mensch zusammen mit den von ihm gehaltenen Haustieren gut 40%. Mit dem verbliebenen Anteil m¨ ussen sich die vom Menschen unabh¨angigen Lebewesen begn¨ ugen, darunter etwa 3 Millionen Tierarten. Nennenswerte Reserven gibt es nicht, es ist vielmehr ein Leben von der Hand in den Mund. Es ist unwahrscheinlich, daß wir unseren Anteil an der Nutzung der Biomasse noch wesentlich erh¨ohen k¨ onnen. Und zwar auch dann nicht, wenn die Bev¨olkerung bis Mitte des Jahrhunderts auf dann 9 Milliarden Menschen anwachsen sollte. Wir m¨ ussen uns fragen, ob es u ur unsere Gesellschaft w¨are, wenn wir ¨berhaupt von Vorteil f¨ nach der Inanspruchnahme des Erbes der fossilen Brennstoﬀe nun auch noch den mit uns die Erde bev¨ olkernden Lebewesen ihren Anteil vom energetischen Einkommen der Erde streitig machen w¨ urden. Fazit: Es spricht nat¨ urlich nichts dagegen, Holzabf¨alle, Stroh, Kl¨arschlamm und M¨ ull energetisch zu nutzen und Wind- und Sonnenenergie zu ernten, wenn immer das ¨ okologisch vertretbar und technisch m¨oglich ist. Das Nutzungspotential der regenerativen Ernergiequellen ist aber bescheiden und wird uns nicht aus einer Energieklemme helfen. Selbst bei einer optimalen Nutzung werden wir immer auf St¨ utzsysteme angewiesen sein. Atomenergie–Kernspaltung und Kernfusion: Zu den nichtfossilen Energietr¨ agern geh¨ ort auch die Atomenergie, auf die in den 60er Jahren des vergangenen Jahrhunderts große Hoﬀnungen gesetzt wurde. Das Versprechen war, daß Strom aus Kernkraftwerken billig und f¨ ur alle Zeiten verf¨ ugbar sein wird. Obwohl weltweit 433 Reaktoren mit einer Gesamtleistung von rd. 400 GW in Betrieb sind, die rd. 16% des Strombedarfs decken, hat die Kernenergie die in sie gesetzten Hoﬀnungen nur zum Teil erf¨ ullt. Nicht zuletzt deshalb, weil die mit der Nutzung der Kernspaltung verbundenen unerw¨ unschten Nebeneﬀekte schwerwiegender waren, als vorhergesehen. Das Hauptproblem f¨ ur die Weiterentwicklung der Kernkraftwerke sind aber nicht diese Nebeneﬀekte, denen im Prinzip mit technischen Mitteln begegnet werden kann, sondern die Versorgung mit Kernbrennstoﬀen. Dem k¨ onnte nur abgeholfen werden, wenn die Entwicklung der Br¨ utertechnologie wieder aufgenommen w¨ urde. Nur mit den Br¨ utern sind wir in der Lage, das in großen Mengen vorhandene Uranisotop 238 in f¨ ur unsere Reaktoren nutzbare Kernbrennstoﬀe umzuwandeln. Neben den bisher nur schwer beherrschbaren Problemen der Sicherheit f¨ ur

19.2 M¨ ogliche Entwicklungen

505

den Br¨ uter, f¨ ur die noch keine befriedigenden L¨osungen erprobt sind, k¨onnen dann aber auch die Fragen der Endlagerung des radioaktiven Abfalls und der Proliferation waﬀenf¨ ahigen Plutoniums nicht l¨anger unbeantwortet bleiben. Zur Zeit wird nur in Japan an der L¨ osung dieser Aufgaben gearbeitet. In dieser Situation setzen viele ihre Hoﬀnungen auf die Kernfusion, die schon lange ein Schwerpunkt der Forschung ist. Zur Einleitung einer Fusion von zwei Deuteriumkernen zu Helium in einem k¨ unftigen Kraftwerk wird ein Gas auf sehr hohe Temperaturen erhitzt und in einem Magnetfeldk¨aﬁg eingeschlossen. Zur Z¨ undung muß das Produkt aus Temperatur, Teilchenzahl und Einschlußzeit einen Wert von 2·1022 u ¨berschreiten. Obwohl in den vergangenen 50 Jahren der Fusionsforschung große Fortschritte gemacht wurden, muß bei dem erreichten Entwicklungsstand immer noch mehr Energie aufgewendet werden, um die Fusionsreaktion zu z¨ unden, als durch die Fusionsleistung in den bestehenden Versuchsreaktoren freisetzt wird. Der Durchbruch zur Herstellung eines kommerziellen Fusionsreaktors, der mindestens 10 mal mehr Energie liefert als er f¨ ur seinen Betrieb braucht, soll der internationale Testreaktor ITER bringen, der zur Zeit in S¨ udfrankreich gebaut wird.

19.2 M¨ ogliche Entwicklungen Unsere Welt ist ein so komplexes System, daß es uns unm¨oglich ist, ihr Verhalten gedanklich zu erfassen. Wohl erstmals f¨ ur die Erstellung des Berichts an den Club of Rome “Die Grenzen des Wachstums“, der im Jahr 1970 ver¨oﬀentlicht wurde und großes Aufsehen erregte, wurden Rechner zu Hilfe genommen, um unsere komplexe Welt zu verstehen und zuk¨ unftige Entwicklungen zu simulieren [1]. Zu diesem Zweck wurde die Welt, d.h. die Menschen, ihre Umwelt, ihre Technik, ihre Sozialordnung, ihre Erwartungen u.s.w. in vereinfachter Form mittels Gleichungen abgebildet und zu einem mathematischen Modell des Systems Welt zusammengef¨ ugt. Nach Festlegung der Modellparameter durch Vergleich der errechneten L¨ osungen mit dem bekannten Verhalten in der Vergangenheit, konnte das Verhalten des Systems Welt in der Zukunft simuliert werden. Dabei wurde gefunden, daß bei einem andauernden Wachstum von Wirtschaft und Bev¨ olkerung mit den Gradienten der 70er Jahre die Ressourcen schon zur Jahrhundertwende ersch¨opft sein werden und bereits eine Generation sp¨ ater unter der Last der weiter wachsenden Bev¨olkerung zu einem Kollaps der Weltwirtschaft kommen w¨ urde. Die Jahrhundertwende liegt nun hinter uns und es ist nichts dramatisches passiert. Worin haben sich die Autoren des Berichts “Die Grenzen des Wachstums“ geirrt oder was haben sie nicht ber¨ ucksichtigt? Oﬀenbar hatten sie u ¨bersehen, daß das “System Welt“ nichtlinear ist und zudem in der realen Welt so v¨ ollig unerwartete Ver¨ anderungen auftraten, die zu großen technischen, wirtschaftlichen und auch politischen Umw¨ alzungen f¨ uhrten, und durch die das dem Bericht zugrunde gelegte Weltmodell obsolet wurde, vgl. hierzu [2], [3].

506

19 Status unserer Energieversorgung

Wer h¨ atte 1970 auch den Zusammenbruch der Sowjetunion oder das Internet vorhersehen k¨ onnen. Der Mißerfolg des Berichts “Die Grenzen des Wachstums“ befreit uns aber nicht davon, Vorsorge f¨ ur den Energienachschub f¨ ur die Zukunft zu treﬀen, denn die technischen und wirtschaftlichen Entwicklungen auf dem Gebiet der Energiebereitstellung ben¨ otigen Vorlaufzeiten von Jahrzehnten, wenn wir bis zum Jahr 2025 etwas ver¨ andern wollen, m¨ ussen wir praktisch jetzt damit beginnen. Um den Entscheidungstr¨ agern in der Energiewirtschaft und der Politik belastbare Grundlagen f¨ ur deren Handlungen zu schaﬀen, wurden von verschiedenen Institutionen sogenannte Energie-Szenarien entwickelt, vgl. z.B. [4]. Vereinfachend k¨ onnen zwei Gruppen von Ratschl¨agen unterschieden werden: – Szenarium “Weiter so“ – Alternativszenario Weiter so: Die Bef¨ urworter dieses Szenarios setzen voraus, daß es uns gelingt, die CO2 Sequestrierung umzusetzen, den Fusionsreaktor zu entwickeln und zu betreiben, die Probleme des schnellen Br¨ uters zu l¨osen und Satelliten im Weltraum zu stationieren, mit denen wir Sonnenenergie im großtechnischen Maßstab nutzbar machen k¨ onnen. Mit diesen Maßnahmen gelingt es nach Meinung dieser Autoren, das Prim¨ arenergieangebot bis 2050 auf 30 GtSKE und bis 2100 auf 46 GtSKE zu steigern6 . Vertreter dieser Gruppe sind z.B. Hoﬀert und Kollegen [5]. Die Schw¨ ache der in [5] entworfenen Vision ist es, daß gegenw¨ artig die technischen M¨ oglichkeiten zur großtechnischen Nutzung von CO2 Sequestrierung, Kernfusion, Br¨ utertechnologie usw. noch vollst¨andig oﬀen sind; es wird deshalb auch auf die Forschungsanstrengungen verwiesen, die f¨ ur die Realisierung derartiger Techniken erforderlich sind. Sollte die Umsetzung des skizzierten Programms gelingen, so h¨atten wir das Energieproblem f¨ ur die Erde gel¨ ost. Die Bewohner der reichen L¨ander br¨ auchten sich keine Gedanken um Energieeinsparungen machen und es w¨are gen¨ ugend Energie verf¨ ugbar, um den Bewohnern armer L¨ander den Anstieg ihres Lebensstandards zu erm¨ oglichen. Alternativszenario: Dieses Szenario stellt Aspekte der ¨okologisch nachhaltigen Entwicklung sowie den Ausgleich zwischen den reichen L¨andern im Norden und den L¨ andern im S¨ uden in den Vordergrund, vgl. [6] und auch [3], [7], [8]. Als Annahme liegt zu Grunde, daß der Energieverbrauch in den armen L¨ andern nur in dem Maße zunimmt, wie er in den reichen L¨andern reduziert wird; ferner ist festgelegt, daß der pro Kopf Verbrauch an Prim¨arenergie sich angleicht auf mittelfristig 2,5 tSKE bzw. 3 tSKE. Dies setzt voraus, daß in den entwickelten L¨ andern der Energieverbrauch drastisch zu vermindern ist – in Deutschland z.B. auf ein Drittel. Um das Einsparziel zu erreichen und 6

Dieses Energieangebot entspricht den Vorgaben des Scenarios “ business as usual“ des IPCC (Intergovernmental Panel on Climatic Change) und auch dem sogenannten Scenario B der WEC (World Energy Conference).

19.2 M¨ ogliche Entwicklungen

507

gleichzeitig den Komfort zu halten, m¨ ußte z.B. der Bezinverbrauch eines Mittelklassewagens, der heute bei einer Fahrstrecke von 20.000 km rund 2.000 Liter betr¨ agt, auf 3,3 Liter pro 100 km reduziert werden. Eine Reduzierung des Prim¨ arenergieverbrauchs auf 3 tSKE pro Kopf ist ohne eine drastische Ver¨ anderung unser Lebensweise nicht m¨oglich. Die Wohlstandshoﬀnungen vieler Menschen w¨ urden sich dann nicht mehr realisieren lassen. Fazit: Das Studium dieser Extremszenarien l¨ aßt uns erkennen, daß wir vor einer schwierigen Aufgabe stehen, f¨ ur die es keine elegante und bequeme L¨osung gibt. Schon der Blick in die L¨ ander der Dritten Welt lehrt uns, daß wir allein von der Natur nicht leben k¨ onnen. Wir werden auch in Zukunft auf die von uns durch den Einsatz von Energie geschaﬀene Umwelt angewiesen sein. Was sollen wir also tun, wenn uns die nat¨ urlichen Energiequellen nicht ausreichen und die leicht erschließbaren ersch¨ opft sind oder nicht eingesetzt werden d¨ urfen? 1. Wir werden zur Sicherung unserer Energieversorgung, d.h. zur Sicherung unserer Lebensm¨ oglichkeiten, auf alle zug¨ anglichern Energietr¨ager zugreifen. 2. Es ist unsere Aufgabe sicherzustellen, daß wir nicht als Nebenfolge der Energiegewinnung und Energieverwendung die Stoﬀ- und Energiekreisl¨aufe der Natur destabilisieren. 3. Wir werden pr¨ ufen, ob der jeweils angestrebte Zweck den Energieeinsatz rechtfertigt, denn Energie wird nie mehr so reichlich verf¨ ugbar und billig ¨ sein wie zur Zeit des billigen“ Ols. ” 4. Als Ingenieure haben wir die Aufgabe, eﬀektive Prozesse zur Wandlung, zum Transport und f¨ ur den Einsatz von Energie zu entwickeln und zu optimieren. 5. Wir werden versuchen, Vorteile aus einem sich z. B. ergebenden Treibhauseﬀekt zu nutzen und die sich ergebenden Nachteile zu mildern. 6. Als Weltgemeinschaft d¨ urfen wir uns keinen großen Fehler erlauben, denn es wird Niemand da sein, der einen solchen korrigiert. M¨ oglicherweise sind wir als Weltgemeinschaft in eine ¨ahnliche Situation geraten wie Captain MacWhirr in der Erz¨ ahlung “Taifun“ von Josef Conrad. Captain MacWhirr bef¨ ahrt mit seinem neuen Schiﬀ das S¨ udchinesische Meer und kommt dabei in einen Sturm. Trotz eines extrem fallenden Barometers und anderer Anzeichen f¨ ur einen Taifun fehlt ihm die Fantasie, um sich die Gewalt eines Wirbelsturms, der sein Schiﬀ zerst¨ oren k¨ onnte, vorzustellen. MacWhirr h¨ alt starr an seinem Kurs fest und murmelt nur gelegentlich in seinen Bart: verdammt schlechtes Wetter heute; zwar hat er noch Gl¨ uck und kann sein Schiﬀ mit letzter Kraft in den Hafen bringen – die Sch¨onheit des Schiﬀes ist aber dahin.

508

19 Status unserer Energieversorgung

Literatur 1. Meadows, Donella u.a.: Die Grenzen des Wachstums. Bericht des Club of Rom zur Lage der Menschheit. DVA, Stuttgart (1972) 2. Meadows, Donella u.a.: Die neuen Grenzen des Wachstums. DVA, Stuttgart (1992) 3. Erbrich, P.: Grenzen des Wachstums im Widerstreit der Meinungen. Kohlhammer, Stuttgart (2004) 4. Nakicenovic, N., A. Gr¨ ubler: Global Energy Perspectives. Cambridge University Press (1998) 5. Hoﬀert, Martin, I., u.a.: Advanced Technology Paths to Global Climate Stability: Energy for a Greenhouse Planet. Nature 298, 981 – 987, (2002) 6. Herrera, A. O., H. D. Scolnik: Grenzen des Elends. Das Bariloche-Modell. S. Fischer-Verlag, Frankfurt a. M., (1977) 7. Lovins, A. B.: Weniger Energie – mehr Gewinn. Spektrum d. Wissenschaft, 10, 44 - 53, (2005) 8. Ehrlich, P. und Ehrlich, A.: One with Niniveh: Politics, Consumption and the Human Future. Island Press, Washington (2004)

Der Himmel hat seine Beweggr¨ unde, die Erde ihre Hilfsquellen, der Mensch seine politische Ordnung und bildet so mit den beiden erstgenannten eine Dreiheit. Doch er begeht einen Fehler, wenn er die Grundlagen dieser Dreiheit mißachtet, indem er auf die beiden anderen u ¨bergreift. Xuan Quang Xunxi (3. Jahrhundert v. Chr.)

A Anhang

510

Anhang

A.1 h,s-Diagramm fu ¨ r Wasser

3200

Pa 60.0 M

Pa 40.0 M

3400

Pa 50.0 M

D

am pf

0

0 .2

1 .0 0 .8 0 .6 0 .5 0 .4 0 .3

2 .0 1 .5

10. 0 8 .0 6 .0 5 .0 4 .0 3 .0

15.

3600

Pa 30.0 M

dr uc

k

h [kJ/kg]

Pa 20.0 M

3800 600 580 560 540 520 500 480 460 440 420 400 380 360 340 320 300 280 260 240 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40◦ C

3000

2800 x=1 .0 x= 0.9

Dam pfge halt

x= 0.7

2400 x= 0. 6

2000

0 01 08 0. 0.0 .00605 4 0 0.0 .00 003 2 0 0. 00 0.

5 0. x=

2200

0 0. .100 0 0 80 0. .06 0. 05 0 04 0 0. 0 03 0 0. 02 0

x= 0.8

5.5

Dampftemperatur

2600

Pa

1 00

M

0.

6

6.5

7

7.5

8

8.5

9

s [kJ/kg K]

A.2 h,p-Diagramm f¨ ur Wasser

511

A.2 h,p-Diagramm fu ¨ r Wasser

h [kJ/kg] 600 ◦C 580 560 540 520 500 ◦C 480 460 440 420

3500

3000 24 ◦26 ◦28 ◦ 30 ◦ 32 ◦ 34 ◦ 36 ◦ 0 0 0 0 C 0 C 0 C 0 C C C C

2500

40 0◦ C

18.70 MPa

14.61 MPa

11.30 MPa

8.60 MPa

6.43 MPa

4.75 MPa

3.37 MPa 2.35 MPa 1.56 MPa

2000

x= 1. x=0 0 .9 x=0.8 x=0.7 x=0.6 x=0.5 x=0.4 x=0.3 .2 x=0 0.1 x= .0 0 x=

380 360

340 1500

320 300◦ C 280 260 240 220 200◦ C 180 160 140 120 100◦ C 80 60 40◦ C

1000

500

0

0

5

10

15

20

25

p [MPa]

30

512

Anhang

A.3 T ,s-Diagramm fu ¨ r Wasser

0.06

0.04 p[MPa] 0.02

0.01

0.002 0.001

0.006

s[kJ/kgK] 9

20

kg

0.4 0.6 1

2250

50

0.2

10

00 k J/

0.1

8

5

h= 20

2 2

4 6

1 0.5

0.1

20

50 27

30 40

0.0

2

60 v= 0.00 5 m3 /kg

0.0

00 25

0.9

6

0.8

15 00

0.0 5

7 0

0.2

175

10

x=

1

0.7

5 12 50

0.6 0.5

0.4

10 00

4

0.3

0.2

3

0. 1

0 60

2 400

1

200

600

500

400

300

200

100

T [◦ C]

0

0

A.5 Physikalische Konstanten

513

A.4 Dezimalfaktoren Bezeichnug: kilo (k) Mega (M) Giga (G) Tera (T) Peta (P)

Faktor: 1 000 103 6 1 000 000 10 109 1 000 000 000 1 000 000 000 000 1012 1 000 000 000 000 000 1015

A.5 Physikalische Konstanten Avogadro’sche oder Loschmidt’sche Zahl Boltzmann-Konstante Elementarladung Faraday’sche Konstante Induktionskonstante Planck’sche Konstante Erdbeschleunigung Solarkonstante Strahlungszahl Molvolumen bei Normalbedingungen Universelle Gaskonstante Lichtgeschwindigkeit Atomare Masseneinheit Ruhemasse eines Elektrons Ruhemasse eines Neutrons Ruhemasse eines Protons

NA = 6,022 · 1023 mol−1 k = 1,381 · 10−23 J/K e = 1,602 · 10−19 C F = 9,649 · 104 C/mol µ0 = 1,2566 · 10−6 N/A2 h = 6,626 · 10−34 Js g = 9,807 m/s2 (Mittelwert) S = 1 372 W/m2 (Mittelwert) σS = 5,67·10−8 W/m2 K4 Vm = 22,414 · 10−3 m3 /mol R = 8,3144 J/molK c = 2,9979 · 108 m/s u = 1,6598 · 10−27 kg me = 9,1096 · 10−31 kg = 0,0005486 u mn = 1,6749 · 10−27 kg = 1,0086654 u mp = 1,6726 · 10−27 kg = 1,0072766 u

514

Anhang

A.6 Einheiten A.6.1 Basiseinheiten L¨ ange Masse Zeit Temperatur Stromst¨ arke Stoﬀmenge Lichtst¨ arke

1 1 1 1 1 1 1

Meter Kilogramm Sekunde Kelvin Ampere Mol Candela

=1 =1 =1 =1 =1 =1 =1

m kg s K A mol cd

A.6.2 Abgeleitete Einheiten Ladung Spannung Widerstand Magnetischer Fluß Magn. Feldst¨ arke Kraft Druck Energie

Leistung

1 1 1 1 1 1 1

Coulomb Volt Ohm Weber Tesla Newton Pascal

= 1 C = 1 As = 1 V = 1 W/A = 1 Ω = 1 V/A = 1 Wb = 1 Vs = 1 T = 1 Wb/m2 = 1 N = 1 kgm/s2 = 1 Pa = 1 N/m2 = 10−5 bar 1 Joule = 1 J = 1 Nm = 1 Ws 1 Elektronenvolt = 1 eV = 1,602 · 10−19 J 1 Kilowattstunde = 1 kWh = 3,6 · 106 J 1 kg Steinkohleneinheit = 1 kg SKE = 29,3 · 106 J ¨ aquivalent 1 kg Ol¨ = 1 kg OE = 41,869 · 106 J 1 Terawattjahr = 1 TWa = 8,76 · 1012 kWh = 1,0565 · 109 t SKE 1 Watt 1 Kilowatt 1 Megawatt

= 1 W = 1 J/s = 1 kW = 103 W = 1,341 PS = 1 MW = 106 W

Sachverzeichnis

Abgasverlust, 183, 227 Abhitzekessel, 339 Abscheideﬂasche, 199, 209 Abscheidegrad, 300 Absorber, 464 Abw¨ arme, 46 Ackeret-Keller-Prozeß, 91 Albedo, 13, 459 Ammoniakschlupf, 309 Anergie, 66 Anstauverhalten, 325 Anzapfdampf, 79 AP-thermische Tr¨ agheit, 321 Atombombe, 398 Ausbrandluft, 153 Auslastung, 27 Austrittsverlust, 267 Becquerel, 394 Bennet-Gleichung, 437 Biﬂux, 219 Biomasse, 57 Blanket, 439 Braunkohle arten, 37 Entw¨ asserung, 143 Trocknung, 143 Breitengrad, 458 Brennelement, 414 Brenner, 151 Br¨ uden-, 158

Drall-, 154 Schwenk-, 219 Strahl-, 152 Wirbel, 154 Z¨ und-, 157 Brennstoﬀzelle, 368 –Wirkungsgrad, 372 Brennwert, 35 Burnout, 201 Bypass HD-, 274 ND-, 274 Carnotisierung, 79 Cheng-Prozeß, 354 CO2 –Abscheidung, 332 CO2 –Sequestrierung, 332 CO2 -Abfall, 149 Dampfdruckmodell, 324 Dampferzeuger Einzug-, 221 Verluste, 226 Zweizug-, 221 Dampfstrommodell, 320 Dehnwechselversuch, 246, 247 Deklination, 458 DeNOx-Anlage, siehe Rauchgasentstickungsanlage diatherm, 463 diﬀuse Himmelstrahlung, 459

Direkteinstrahlung, 459 Dryout, 202 D¨ unnschichtzelle, 478 Eigenbedarf, 104 Einfallwinkel, 458 Einspritzk¨ uhler, 218 Einstein’sche Gleichung, 475 Elektroﬁlter, 303 Elektrolyt Feststoﬀ-, 376 geschmolzene Salze, 377 saurer, 375 Elektronenvolt, 395 Elementaranalyse, 36 Energie, 3 Enthitzer, 295 Entnahmeverhalten, 325 Entropie, 6 Entw¨ asserung mechanischthermische, 143 Erd¨ ol, konventionelles, 501 Erd¨ ol, nichtkonventionelles, 501 Erntefaktor, 22 Euler’sche Turbinengleichung, 261 Exergie, 66

516

Sachverzeichnis

verlust, 67 Fahrprogramm, 25 Farmkraftwerk, 471 Festdruckbetrieb, 268 Feuerung Schmelz-, 158 Tangential-, 153 Trocken-, 158 Feuerungsverlust, 183 Flammentemperatur, 111 Flammhalter, 181 Fliehkraftentstauber, 300 Fl¨ uchtige Bestandteile, 36 Flugstaubrezirkulation, 136 Francisturbine, 450 Gas- und Dampfturbinenprozeß, 349 Gashydrat, 42 Gasturbinenprozeß geschlossener, 92 mit Wassereinspritzung, 354 oﬀener, 85 GAU, siehe Unfall, gr¨ oßter anzunehmender GegendruckDampfkraftprozeß, 84 Generator Faraday-, 381 Hall-, 382 Geschwindigkeitsdreieck, 258 Gewebeﬁlter, 302 Gleitdruckbetrieb, 268 Globalstrahlung, 459 Gr¨ adigkeit, 350 grauer K¨ orper, 462 Grundlast, 25 GuD-Prozeß, siehe Gasund Dampfturbinenprozeß G¨ urtelbelastung, 162

Halbwertszeit, 394 Hardgrove-Index, 40 Heizﬂ¨ achenbelastung u ¨berkritische, 201 Heizwert, 35 Heliostat, 470 ideales Gasgesetz, 86 Immediatanalyse, 36 IR-Strahlung, siehe Strahlung, infrarote Isentropengleichung, 86 Isotop, 392 Jahresbelastung, 25 Kaltgaswirkungsgrad, 343 Kaplanturbine, 451 Kegelgesetz, 267 Kernbrennstoﬀ schwacher, 396 starker, 395 Kernladungszahl, 392 Kernspaltung kontrollierte, 47, 394 k¨ unstliche, 394 spontane, 394 Kessel, 185 druckaufgeladener, 340 Kesseldynamik externe, 313 interne, 313 Kesseltrommel, 187 Kettenreaktion, 397 Kirchhoﬀsches Gesetz, 462 K¨ orper grauer, 13 schwarzer, 13 Kohlevergasung, 340 Kombiprozeß, 349 Kompaktlager, 49 Kondensatk¨ uhler, 295 Kondensator luftgek¨ uhlt, 284 wassergek¨ uhlt, 283 Konventionelles Erdol, 40 Konversionsrate, 408

Konzentrationsfaktor, 468 Koronaentladung, 303 Korrosion Hochtemperatur-, 180 Tieftemperatur-, 180 Kreisprozeß, 63 K¨ uhlturm, 285 Hybrid, 288 Naß-, 285 Naturzug-, 285 Trocken-, 287 K¨ uhlung Ablauf-, 285 Frischwasser-, 281 R¨ uck-, 281 Kyoto-Protokoll, 18 Last abwurf, 274 kommando, 231 Lawson-Kriterium, 434 Leistungsbeiwert, 487 Licht sichtbares, 12, 457 Lorentz-Kraft, 381 Luftvorw¨ armer, siehe Luvo Luftvorw¨ armung, 146 Luvo, 133 Regenerativ-, 146 R¨ ohren-, 150 Rotor-, 147 Stator-, 147 Mahlbarkeit, 39 Mahltrocknung, 141 Masse kritische, 398 Massenzahl, 392 MEA-W¨ asche, 333 Methanhydrat, 42 Migrationsgeschwindigkeit, 304 Mittellast, 25 Moderator, 397 MTE-Verfahren, siehe Entw¨ asserung,

Sachverzeichnis mechanischthermische M¨ uhle Schlagrad-, 141 Sch¨ ussel-, 144 M¨ ullverbrennung, 137, 138 Myon, 432 Nettoprim¨ arproduktion, 57 Neutron freies, 395 promptes, 397 thermisches, 397 verz¨ ogertes, 397 nicht-konventionelles Erd¨ ol, 40 NOx Bildungsmechanismen, 160 Brennstoﬀ-, 161 promptes, 161 thermisches, 160 Nukleon, 392 Nutzarbeit, 65 ¨ OE: Oleinheit, 32 Ordnungszahl, 392 Oxyfuel combustion, 334 Peltonturbine, 450 Photosynthese, 57 Planck’sches Strahlungsgesetz, 462 Plasma, 435 Prim¨ arluft, 133, 151 Proﬁlverlust, 267 Proton freies, 395 Prozeß irreversibler, 6 reversibler, 6 Pumpspeicherwerk, 449 Querschnittsbelastung, 135, 162 Radioaktivit¨ at, 393

Radreibung, 266 Rauchgas entschwefelungsanlage, 299 entstickungsanlage, 299 rezirkulation, 219 REA, siehe Rauchgasentschwefelungsanlage Reaktionsgrad, 256 Reaktivit¨ at, 403 Reaktor Leichtwasser-, 411 thermischer, 397 Reaktorperiode, 404 Receiver, 470 Redundanz, 428 diversit¨ are, 428 Regel rad, 268 stufe, 268 Reisezeit, 185 Rohkohle, 36 Rußbl¨ aser, 213 Saatmaterial, 386 Schnellaufzahl, 487 schwarzer K¨ orper, 462 SCR-Prozeß, siehe selective catalytic reduction Sekund¨ arluft, 134, 151 selective catalytic reduction, 308 Shockley’sche Diodengleichung, 474 Siedekrise erster Art, 201 zweiter Art, 201 SKE: Steinkohleneinheit, 32 Solarkonstante, 457 Spaltungsquerschnitt, 399 makroskopischer, 412 Spaltverluste, 266 Speicher f¨ ahigkeit, 324

517

kapazit¨ at, 323 verhalten, 320 Speisewassereinspritzung, 219 speziﬁsche Radarbeit, 261 Spitzenlast, 25 Spr¨ uhabsorption, 305 Spr¨ uhelektrode, 303 Stack, 379 Stefan=Boltzmann’sches Gesetz, 463 Steuerstab, 406 Strahlraum, 163 Strahltriebwerk, 92 Strahlung α-, 393 β-, 393 γ-, 393 infrarote, 12, 457 ultraviolette, 12, 457 Stromgestehungskosten, 27 Stufenluft, 155 Stundenwinkel, 458 Substanz wasser und aschefreie, 36 Temperaturdiﬀerenz mittlere logarithmische, 282 Thermische Solarzellen, 464 Tokamak, 438 Topfpumpe, 296 Totzeitparameter, 322 Treibhaus eﬀekt, 15 gase, 14 Trenndruck, 77 Triﬂux, 219 Trommel, siehe Kesseltrommel Turbine Einwellenmaschine, 345 Entnahmekondensations, 271

518

Sachverzeichnis

Gegendruck-, 271 Gleichdruck-, 256 Kondensations-, 271 mehrﬂutig, 271 ¨ Uberdruck-, 256 Wasser-, 449 Turbinenhauptgleichung, 262 Turmkraftwerk, 470 Umw¨ alzzahl, 194 Unfall gr¨ oßter anzunehmender, 428 UV-Strahlung, siehe Strahlung, ultraviolette Ventilationsverlust, 266 Verbrennung, 111 Stufen-, 153 Verbundblock, 356 Verf¨ ugbarkeit, 27, 186 Vergasung Festbett-, 342 Flugstrom-, 344 Wirbelbett-, 343 Verteilstabilit¨ at, 200

Vier-Faktoren-Formel, 403 Volumenbelastung, 135, 162 Vorschubrost, 137

Wurfbeschickung, 136

W¨ armeaustausch innerer, 88 prozeßinterner, 79 W¨ armeverbrauch speziﬁscher, 27, 105 waf, siehe Substanz, wasser und aschefreie Wanderrost, 133 Warmstreckgrenze, 239 Wasserstoﬀbombe, 441 Wiederaufarbeitung, 49 Wirbelschichtfeuerung station¨ are, 171 zirkulierende, 173 Wirbelschichttrocknung, 144 Wirkungsquerschnitt, 399 WTA-Verfahren, siehe Wirbelschichttrocknung

Zeitdehngrenze, 239 Zeitstandfestigkeit, 239 Zeitstandversuch, 246 Zellenpaket, 379 Zerfall α-, 393 β-, 393 Zerst¨ auber Dampfdruck-, 181 Druck-, 180 R¨ ucklauf-Druck-, 181 Z¨ undtemperatur, 111 Zwischenerhitzung, 90 Zwischenk¨ uhlung, 90 Zwischen¨ uberhitzung, 75 Zyklon, 169, 300 R¨ uckf¨ uhr-, 173 Zyklus Thorium-Uran-, 408 Uran-Plutonium-, 408 Zykluszeit, 403

Yellow cake, 50

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Kraftwerkstechnik: zur Nutzung fossiler, nuklearer und regenerativer Energiequellen, 5. Auflage

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