Potenziale der Kombination von IR-Thermographie und Fluidsimulation im Zuge der Flexibilisierung des Anlagenbetriebes von Altholz befeuerten Dampferzeugern

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Gefährliche AbfälleAltholz

Potenziale der Kombination von IR-Thermographie und Fluidsimulation im Zuge der Flexibilisierung des Anlagenbetriebes von Altholz befeuerten Dampferzeugern

Uwe Schneider, Martin Woite, Andreas Böffel, Christian Gierend und Marcus Vogeler

1. Biomasse Heizkraftwerk Ilmenau ...782

1.1. Technische Beschreibung der Feuerung ...783

1.1.1. Kessel ...783

1.1.2. Rost ...783

1.1.3. Verbrennungsluftkonzept ...784

1.1.4. Kamera-/Messkonzept ...784

1.2. Bestehende Feuerungsregelung ...785

1.3. Regelungstechnische Aspekte bei der Implementierung einer Feuerleistungsregelung ...786

2. Bildauswertung und Einsatz der IR-Temperaturdaten ...788

3. Einsatz von Kreuzkorrelationen bei der Regelungsauslegung ...789

3.1. Langzeitkorrelation ...789

3.2. Kurzfristige Vorhersagen ...790

4. Fluidsimulation zur Auslegung der Sekundärluftstufung ...791

5. Ergebnisse des Neudesigns der Feuerleistungsregelung ...793

6. Zusammenfassung und Ausblick ...794

7. Literatur ...794 Der starke Ausbau von Biomasse-Heizkraftwerken in Deutschland fand zu Beginn der Jahrtausendwende statt. Insbesondere die mit dem anspruchsvollen Brennstoff Altholz befeuerten Anlagen gingen größtenteils in den Jahren 2000 bis 2006 in Betrieb [7]. Die technischen Herausforderungen hinsichtlich Brennstofftransport und Ver- brennung (beispielsweise Hochtemperatur-Chlorkorrosion) mussten anfangs gelöst werden. Für eine Vielzahl dieser Anlagen beginnt somit das letzte Quantil der EEG- subventionierten Stromförderung, welche auf Grund der Fördermechanismen, die Grundlastfahrweise zur Nutzenmaximierung für die Anlagen als Optimum darstellt.

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Die Entwicklung von Betriebsfortführungskonzepten und -strategien ist nunmehr erforderlich. Die Flexibilisierung der Anlagenfahrweise stellt die Betreiber vor neue Herausforderungen, bietet aber auch zusätzliche Erlöspotenziale. Diese liegen vor dem Hintergrund des steigenden Bedarfs an Residuallast (u.a. [6]) in der Vermarktung von Regelenergie (als Sekundärregelleistung oder Minutenreserve) sowie in einer möglichen zukünftigen Rolle als lokal agierender Erzeuger und in der Erweiterung des Brennstoffspektrums als Entsorger. Dies erfordert eine Optimierung und Flexi- bilisierung des Anlagenbetriebes insbesondere der Feuerungstechnik. Vor diesem Hintergrund wurde eine Kooperation mit der Hochschule für Technik und Wirtschaft des Saarlandes, htw saar, und der STEAG New Energies GmbH als Betreiber von zwölf Biomasseheizkraftwerken in Deutschland gestartet. Dieser Beitrag soll die Möglich- keiten zur Verbesserung des Regelverhaltens von mit Biomasse, insbesondere mit Alt- holz befeuerten Dampferzeugern durch video- und infrarotbasierte Bildverarbeitung zur Flexibilisierung des Anlagenbetriebes am Beispiel des Biomasse-Heizkraftwerks Ilmenau beschreiben.

1. Biomasse-Heizkraftwerk Ilmenau

Die Biomasse-Heizkraftwerk Ilmenau GmbH (BHI) ist eine gemeinsame Gesellschaft der STEAG New Energies GmbH (50,1 Prozent ) und der Ilmenauer Wärmeversor- gung GmbH (49,9 Prozent ), die das Biomasse-Heizkraftwerk in Ilmenau betreibt. Seit der Inbetriebnahme im Jahr 2005 stellt die BHI die Wärmegrundlast für die Fernwärme- versorgung in der Stadt Ilmenau auf der Basis Erneuerbarer Energien bereit. Der im KWK-Prozess erzeugte Strom wird nach dem EEG in das Netz der öffentlichen Ver- sorgung eingespeist. Im Betriebsjahr 2016 wurden durch die Anlage unter Einsatz von etwa 44.000 t Biomasse (Altholz der Kategorie AI – AIII) etwa 32.800 MWh_elStrom erzeugt sowie etwa 60.000 MWh_th Wärme für die Fernwärmeversorgung in der Stadt Ilmenau bereitgestellt.

Bild 1:

Außenansicht des Biomasse- Heizkraftwerks Ilmenau

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1.1. Technische Beschreibung der Feuerung

1.1.1. Kessel Der auf dem Naturumlaufprinzip basierende Dampferzeuger des österreichischen Kesselherstellers Bertsch besteht aus einem Dreizug-Vertikal-Wasserrohrkessel, wobei der zweite Zug als Leerzug fungiert. Im dritten Zug befinden sich die Überhitzer. Die Economiser (Ecos) sind in einem separaten Zug nachgeschaltet. Das Kesselkonzept ist als Mittelstromfeuerung ausgeführt. Die Anlage hat eine Feuerungswärmeleistung von 20 MW_FWL und erzeugt maximal 23,5 t/h Frischdampf mit den Parametern p_FD 47 bar_abs.

und T_FD 430 °C. Bild 2 zeigt einen vertikalen Schnitt durch die Kesselanlage. Insbe- sondere sind der Brennstoffeinschub, der Verbrennungsrost sowie der Strahlungs- und Konvektionsteil des Dampferzeugers dargestellt.

1. Primärluft 2. Sekundärluft 3. Rezirkulation 4. Kameraposition

Bild 2:

Kesselzeichnung des Biomasse- Heizkraftwerks Ilmenau

1.1.2. Rost Bei dem Verbrennungsrost handelt es sich um einen Wasser-Luftgekühlten Treppen- vorschubrost des belgischen Herstellers Vyncke N.V. Der Rost kann auf einer Fläche von etwa 27,4 m² (Breite: 3.056 mm x Länge: 8.965 mm) eine Leistung von 22,3 MW bereitstellen. Dies entspricht einer durchschnittlichen Rostflächenbelastung von etwa 815 kW/m². Somit verfügt der Rost gegenüber der Auslegung der Kesselanlage über eine Leistungsreserve in Höhe von etwa zehn Prozent.

Der als Einbahnsystem ausgeführte und hydraulisch angetriebene Vorschubrost ist in fünf Verbrennungszonen gegliedert. In Bild 3 ist der beschriebene Verbrennungsrost des Biomasse-Heizkraftwerks Ilmenau dargestellt.

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Bild 3:

Darstellung des Vorschubrostes des Biomasse-Heizkraftwerks Ilmenau

Nach der Brennstoffaufgabe (von links beginnend) folgt der wassergekühlte Schrägrost, auf welchem die Verbrennungsphasen Trocknung, Entgasung/Pyrolyse sowie der erste Abschnitt der Hauptverbrennung stattfinden. Die Kühlung der Verbrennungszonen erfolgt dabei mittels Wasserdurchströmung der waagerechten Rostbalken und somit indirekter Kühlung der aufliegenden Roststäbe. Die bei der Rostkühlung anfallende Wärme wird über einen Luftvorwärmer (LuVo) dem Verbrennungsprozess wieder zugeführt. Der anschließende Horizontalrost deckt die übrige Ausbrandzone sowie den Ascheabwurf ab.

1.1.3. Verbrennungsluftkonzept

Die Zuführung der Primärluft erfolgt über Luftkanäle unterhalb des Verbrennungs- rostes in allen fünf Rostzonen (Bild 2 Nr. 1). Das bestehende Primärluftgebläse stellt einen maximalen Volumenstrom von 23.000 m³_i.N.tr./h zur Verfügung. Zur Verbren- nung feuchter Brennstoffe sind zwei Luftvorwärmer vorhanden, wovon einer mittels zuvor genannter Rostkühlung und der zweite mittels Wärmeauskopplung aus der Speisewasservorwärmung betrieben wird. Die Sekundärluftaufgabe erfolgt oberhalb des Rostes im Bereich der Einschnürung vor Eintritt in den ersten Zug (Bild 2 Nr. 2).

Über das vorhandene Sekundärluftgebläse kann ein maximaler Volumenstrom von 25.000 m³_i.N.tr./h bereitgestellt werden. Die Einbringung der Rezirkulationsluft erfolgt zum einen unterhalb des Rostes im Bereich des Schrägrostes (Verbrennungszone 2 und 3) sowie unterhalb der Sekundärlufteindüsung im ersten Zug (Bild 2 Nr. 3). In Summe kann ein maximaler Volumenstrom von 25.000 m³_i.N.tr./h über das Rezirkula- tionsgebläse bereitgestellt werden. Das Verbrennungsluftkonzept der Feuerungsanlage sieht eine maximale Zuführung von 39.500 m³_i.N.tr./h Verbrennungsluft vor. Die Variation der einzelnen zuvor genannten Teilvolumenströme (Primär-, Sekundär- und Rezirku- lationsluft) obliegt dem Feuerungsregelungskonzept der Anlage.

1.1.4. Kamera-/Messkonzept

Im bisherigen Anlagenbetrieb stehen dem Betriebspersonal zur Beurteilung der Feuerlage eine optische Feuerraumkamera (Bild 2 Nr. 4) sowie diverse Temperaturmessungen in den verschiedenen Zügen des Dampferzeugers über das Prozessleitsystem zur Verfügung.

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1.2. Bestehende Feuerungsregelung

Bild 4 zeigt das Feuerungsleistungsdiagramm des Dampferzeugers des Biomasse- Heizkraftwerkes Ilmenau (dunkelblaue Fläche), erweitert um den Betriebsbereich des Verbrennungsrostes (dunkelorange Fläche). Die theoretisch möglichen Bereiche der Optimierung respektive Flexibilisierung der Feuerungsregelung (u.a. [4]) sind jeweils hell hinterlegt dargestellt.

25 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10

Brennstoffwärmeleistung MW

Brennstoffmenge t/h

3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

11.240 kJ/kg 10.900 kJ/kg 10.400 kJ/kg

9.400 kJ/kg 15.700 kJ/kg 15.540 kJ/kg 11.400 kJ/kg

110 % Rost 110 % Kessel 100 % Rost 100 % Kessel

90 % Kessel

60 % 70 %

110 % Rost

110 % Kessel

100 % Rost

100 % Kessel

90 % Kessel

60 % Rost

70 % Rost

Bild 4: Feuerungsleistungsdiagramm des Biomasse-Heizkraftwerks Ilmenau

Die Aussagefähigkeit dieses Diagramms, insbesondere seine Interpretationsgrenzen, wurden bereits von Aleßio in [1] beschrieben. Auf der Ordinatenachse ist die Brenn- stoffwärmeleistung der Feuerungsanlage dargestellt. Diese ist ablesbar über den auf der Abszisse aufgetragenen Brennstoffdurchsatz m_BS in (t/h) sowie über die als im Diagramm diagonal verlaufenden Geraden, welche die unterschiedlichen Heizwerte H_i in (kJ/kg) darstellen. In Bild 4 ist der durch den Anlagenhersteller garantierte Leis- tungsbereich hinsichtlich des Brennstoffdurchsatzes, des Heizwertspektrums sowie der thermischen Belastbarkeit des Dampferzeugers des Biomasse-Heizkraftwerks Ilmenau dunkelblau dargestellt. Das Brennstoffspektrum zwischen H_{i, min.} 11.240 kJ/kg und H_{i, max.} 15.540 kJ/kg erfordert eine hohe Flexibilität der Feuerleistungsrege- lung. Die Betriebserfahrungen vor der Optimierung zeigten, dass die vorhandene Regelung nicht in der Lage war, eine konstante Dampfproduktion zu regeln.

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Die Regelgüte vor der Optimierung ist in folgendem Diagramm in Bild 5 dargestellt.

Über einen Betriebszeitraum von zwölf Stunden wurde ein konstanter Soll-Wert für die Frischdampfproduktion des Dampferzeugers in Höhe von 23,5 t/h vorgegeben. Innerhalb der Betriebszeit schwankt die Frischdampfproduktion im Bereich von 5 Prozent bzw.

10 Prozent auf Grund des divergierenden Heizwertangebotes.

FD-Produktion t/h

26 25 24 23 22 21 20 19 18

16:00 18:00 20:00 22:00 00:00 02:00 04:00

Zeit h

-10 % - 5 % FD-Menge Sollwert + 5 % + 10 % FD-Menge Istwert

Bild 5: Frischdampfproduktion des Biomasse-Heizkraftwerkes Ilmenau vor der Regelungs- optimierung

Daher wurde die bestehende Feuerleistungsregelung optimiert, um Über- und Unter- schwinger zu reduzieren und die Frischdampfproduktion in einem engen Band zu fahren.

1.3. Regelungstechnische Aspekte bei der Implementierung einer Feuerleistungsregelung

Die Feuerung eines Dampferzeugers hat nach Effenberger [2] folgende theoretische Freiheitsgrade:

• Brennstoffmassenstrom,

• Rostgeschwindigkeit/-vertrimmung sowie Hublänge,

• Verbrennungsluftmassenstrom, insb. das Primär-/Sekundärluftverhältnis.

Diese Variablen haben eine unterschiedliche Reaktionsgeschwindigkeit als Stellgrö- ßen/Aktoren im Regelungskonzept der Feuerung. Diese ist rein qualitativ wie folgt zu bewerten (Tabelle 1).

Die Regelung der langfristigen Dampfleistung erfolgt über die Geschwindigkeitseinstel- lung der hydraulischen Aufgabeschieber und somit über den Masseeintrag an Brennstoff in den Feuerraum. Eine ausreichende Menge nicht verbrannten Brennstoffs ist Voraus- setzung für das Funktionieren einer Leistungsregelung über Primärluft oder Schürung.

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Auf Grund der Trägheit des Verbrennungsprozesses muss vor der Hauptverbrennungs- zone immer eine ausreichende Menge Biomasse auf dem Rost vorhanden sein.

Die Sauerstoffkonzentration im Abgas wird als Messgröße zur Regelung der Gesamtluft- zufuhr benutzt. Meist werden diese Regeldifferenzen durch die Zufuhr von Primärluft beglichen. In Fällen mit kurzzeitiger Abweichung von der Sollwertvorgabe erfolgt der Ausgleich über die Sekundärluft.

Im Normalfall sollten von einer gut funktionierenden Feuerleistungsregelung die Vor- gaben für CO, O₂ und anderer Emissionswerte eingehalten werden. Allerdings besteht die Möglichkeit, dass wegen der Inhomogenität des Brennstoffes Biomasse oder durch Transportschwierigkeiten sowie andere Störungen des Anlagenbetriebs größere Schwan- kungen auftreten. Zur Einhaltung der gesetzlichen Vorgaben müssen solche Schwankun- gen durch Einleitung von Sekundärmaßnahmen behoben werden. In Tabelle 1 ist eine Übersicht über die Stellgrößen üblicher Regelsysteme zur Einstellung der Dampfleistung enthalten [5].

Tabelle 1: Regelungskonzepte für Vorschubrostfeuerungen Regelungsgrößen Stellgrößen

Dampfleistung (langfristig) Aufgabeschieberbewegung Gesamtluft – Primärluft (langfristig) O₂-Abgaskonzentration Sekundärluftmenge (kurzfristig)

ggf. Reduktion der Dampfleistung

CO-Spitzen Stützbrenner (bei längerer Überschreitung des Grenzwertes)

TAbgas < Tzul. Stützbrenner

TAbgas > Tzul. Reduktion der Dampfleistung

Primärluftmenge Dampfleistung (kurzfristig) Primärluftvordruck

Rostkippbewegung Rost- und Aufgabeschieber (Ein/Aus)

Feuerlage Rostvorschub Primärluftverteilung Brennbetttemperatur O₂-Konzentration

CO-Minderung Reduktion der Dampfleistung

Verschiebung von O₂ aus PL in Rezirkulation

Erhöhung der Feuerraumtemperatur Reduktion Sekundärluft oder Erhöhung der Rauchgasrezirkulationsmenge

Bei Änderungen an der Auslegung der Feuerleistungsregelung gibt es beim Entwurf eines neuen Regelkonzeptes die Möglichkeit der Nutzung einer infrarotbasierten Bildverarbei- tung bei der Findung eines flexiblen Konzeptes zur Anlagenfahrweise. Die Nutzung von Infrarotfeuerraumkameras (IR-Kameras) zur dauerhaften Feuerleistungsregelung über Infrarotdaten ist bei großen Rostfeuerungen Stand der Technik. Diese ist aus wirtschaftli- chen Gründen selten bei Biomassefeuerungen dauerhaft ausgeführt. Die Idee der Nutzung eines mobilen Systems führt zu einem breiten Einsatzbereich und zu vielen verschiedenen Einsatzmöglichkeiten bei der Konzeption der Prozessführung. Insbesondere bei einem größeren Anlagenportfolio ist der Einsatz einer mobilen Lösung erstrebenswert.

Generell bietet der Einsatz von IR-Detektoren verschiedener Bauart viele Vorteile, insbesondere der Wellenlängenbereich von 3,8 bis 4,2 µm ist von großer Bedeutung

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bei der Auslegung von Regelkonzepten für Verbrennungsreaktionen [3]. Die schnelle Bestätigung, Bestimmung und Nutzung von den der Regelstrecke zugrundeliegenden teilweise differentiellen Größen, wie

• Brennstoffeintrag über die Aufgabe,

• Brennbettbedeckung,

• Vorschubbewegung des Rostes und Transportgeschwindigkeit,

• Lage der Hauptverbrennungszone,

• Energieaustrag aus dem Brennstoff,

• Verweildauer des Brennstoffes im Feuerraum,

• Temperatur des Brennstoffbettes, der Feuerraumwände und der Zünddecke, sind bei der effektiven Findung von Regelparametern und zur Überwindung der Tot- zeiten durch Schaffung einer prädiktiven Basis essentiell.

2. Bildauswertung und Einsatz der IR-Temperaturdaten

Ergänzend zu den zuvor beschriebenen regelungstechnischen Aspekten können Er- kenntnisse über den Zustand des Feuerraumes und der Anlagenteile bei der direkten Bildauswertung gewonnen werden. Die Verschmutzungen bzw. Abnutzung an Aktoren durch das Anfahren verschiedener Betriebspunkte bei der Einstellung der Regelung oder durch die normale Belastung über die Reisezeit der Anlage werden entdeckt und deren Einflüsse auf das Regelverhalten können berücksichtigt werden. Dies bietet bei Veränderungen am System die Möglichkeit, eine um diese Störgrößen bereinigte Beurteilung der Regelgüte zu gewährleisten.

1.117,6917,6717,6517,6317,6

Bild 6: Darstellung zeitlich synchronisierter Bildauswertung

Bild 6 zeigt die Gegenüberstellung der zeitlich synchronisierten Bilder des Verbrennungs- prozesses, wie sie durch die beiden bildgebenden Beurteilungsverfahren erzeugt werden.

Der Vergleich der beiden Bilder in der Darstellung zeigt, dass das Erfassen der Feuerlage im Feuerraum visuell schneller möglich ist und somit deren Einfluss auf die Regelstrecke früher erkannt wird. Es erschließen sich somit neue Freiheitsgrade zur Einstellung der

Temperatur °C

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optimalen Feuerlage, Feuerlänge und Feuerintensität, durch die schnellere Beurteilung durch den Regelungstechniker sowie durch die gekoppelte Bildauswertung mit mathe- matischer Aufbereitung und Wichtung der Einflussparameter.

3. Einsatz von Kreuzkorrelationen bei der Regelungsauslegung

Bei der Auslegung von Regelparametern ist der Einsatz von Korrelationen zwischen verschiedenen Messgrößen hilfreich [9]. Im Folgenden werden durch Kreuzkorrelation die prädiktiven Anteile von gemessenen Temperaturen exemplarisch ermittelt. Zwischen den Zeitreihen für Frischdampf und den mit der Kamera gemessenen Temperaturen im Feuerraum (als gleitende Minutenmittelwerte) wurde eine Kreuzkorrelationsrechnung durchgeführt. Die Ergebnisse dieser sind in Tabelle 2 dargestellt, dabei ist die Totzeit zwischen den Signalen (positive Werte bedeuten voreilendes Temperatursignal) und R der Korrelationskoeffizient.

Tabelle 2: Korrelationskoeffizienten für unterschiedliche Totzeiten zwischen Temperatur und FD-Menge

Δt min -2 -1 -0 +1 +2 +3 +4 +5 +6 +7 +8 +9 R 0,28 0,39 0,49 0,59 0,66 0,71 0,73 0,71 0,67 0,61 0,52 0,42

3.1. Langzeitkorrelation

Langzeitkorrelationen in der Kraftwerkstechnik können auf Grund von großen Totzei- ten der Regelstrecke Intervalle von bis zu 30 Minuten aufweisen. Die höchste Korrela- tion tritt in der vorliegenden Betrachtung bei einer Totzeit von plus vier Minuten auf.

Temperatur

°C 1.200 1.000 800 600 400 200 0

FD-Menge t/h 30 25 20 15 10 5 0 Uhrzeit

09:07 09:36 10:04 10:33 11:02 11:31 12:00

Temperatur FD-Menge

Bild 7: Überlagerung von Temperatur und FD-Menge bei einer Totzeit von plus vier Minuten

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Bild 7 zeigt eine Überlagerung von Temperatur und Frischdampfmenge, wobei das Temperatursignal um vier Minuten nach vorne geschoben wurde. Aus dem Korre- lationskoeffizient von 0,73 ergibt sich ein Bestimmtheitsmaß von 53,0 Prozent. Das bedeutet, dass etwa die Hälfte der Schwankungen in der FD-Menge durch die Tempera- turänderungen erklärt werden können. Unberücksichtigt bleibt hierbei, dass markante Extremstellen bei den Signalen nicht deckungsgleich sind. Die für eine Zeitverschiebung von plus vier Minuten errechnete Korrelation kann also nur einen Hinweis auf die bestmögliche Korrelation zwischen Temperatur und FD-Menge liefern, wenn beide über einen längeren Zeitraum betrachtet werden.

3.2. Kurzfristige Vorhersagen

Bringt man die lokalen Extremstellen von Temperatur und Frischdampfmenge in Übereinstimmung, ist zu erkennen, dass ein starker Wechsel des Temperaturgradienten direkten Einfluss auf die Frischdampfmenge hat (Bild 8). Die beste Übereinstimmung ergibt sich dabei für eine Totzeit von drei Minuten. Aus Tabelle 2 erschließt sich ein Korrelationskoeffizient von 0,71 für diesen Zeitraum. Über eine lange Zeit sind damit 50,3 Prozent der Änderungen der Frischdampfmenge auf eine kurzfristige Änderung der Temperatur zurückzuführen. Dies verdeutlicht den Einfluss weiterer Prozessgrößen, die die übrige Hälfte der Änderungen der Frischdampfmenge verursachen, was auch aus der Kreuzkorrelation ersichtlich ist.

Temperatur

°C 1.400

1.200 1.000

800 600

400 200

0

FD-Menge t/h 35 30

25 20

15 10

5 0

Uhrzeit

09:07 09:36 10:04 10:33 11:02 11:31 12:00

Temperatur FD-Menge

Bild 8: Temperatur und FD-Menge bei einer Totzeit von plus drei Minuten

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Betrachtet man Vorhersagezeiträume von zehn bzw. fünf Minuten ergeben sich die in Tabelle 3 für einige markante Stellen berechneten Korrelationskoeffizienten. Sowohl für einen Zeithorizont von zehn Minuten, als auch für einen Zeithorizont von fünf Minuten ist die Korrelation sehr hoch. Es können 67 Prozent bis 98 Prozent der Änderungen der Frischdampfmenge aus den Änderungen der Temperatur an diesen markanten Punkten hergeleitet werden. Für jeden einzelnen Temperaturwert ergeben sich bei einem Zeithorizont von fünf Minuten in 50 Prozent der Fälle Korrelationskoeffizienten von über 0,86 bei einem Mittelwert von 0,60. Die Auswertung belegt, dass auch andere Einflussfaktoren eine Rolle spielen, auch wenn sie nicht immer in gleicher Stärke in Erscheinung treten. Kurzfristige Vorhersagen der Tendenz der Frischdampfmenge für einen Zeitraum von fünf Minuten lassen sich allerdings aus der Temperaturmessung zuverlässig ableiten.

Tabelle 3: Korrelationen mit unterschiedlichem Zeitfenster für eine Totzeit von drei Minuten

Uhrzeit 9:29 10:17 10:48 11:07 11:55

10-Minuten-Korrelation 0,9612 0,9336 0,8251 0,9776 0,9831 5-Minuten-Korrelation 0,8857 0,9002 0,9194 0,9266 0,9958

4. Fluidsimulation zur Auslegung der Sekundärluftstufung

Auf Grund des neu erarbeiteten Konzeptes zur Feuerleistungsregelung hat sich he- rausgestellt, dass das Primär-/Sekundärluftverhältnis angepasst werden muss [8].

Teile der Sekundärluft sollen in die Primärluft verlagert werden. Zur Bestimmung der Anforderungen an die neue Luftverteilung ist eine Computational Fluid Dynamics (CFD)-Betrachtung durchgeführt worden. Die Ergebnisse der Simulation zur Neu- ausrichtung des Primär-/Sekundärluftverhältnisses sind in Bild 9 gegenübergestellt.

Auf diese Weise ist die Qualität und Quantität des Sekundärausbrandes sichergestellt.

7.000e+001 6.549e+001 6.098e+001 5.647e+001 5.196e+001

m/s m/s

0 0.500

1.000 (m)

7.000e+001 5.250e+001 3.500e+001 1.750e+001 0.000e+000

0 0.500

1.000 1.500

2.000 (m)

Geschwindigkeit Geschwindigkeit

Bild 9: Simulation der Sekundärluftstufung alt und neu

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Wie bei alter Sekundärluftstufung (links) zu erkennen ist, ist das Verhältnis der Eindringtiefe der eingeblasenen Luft ungleichmäßig. Der Luftüberschuss der Düsen an der Stirnseite, im Vergleich zu den Düsen an der Rückseite des Kessels, erzeugt unterschiedliche Eindringtiefen in den Abgasstrom, hier dargestellt durch die rot eingefärbten Sekundärluftfahnen. Der daraus resultierende Drehimpuls erzeugt eine Schieflage der Kernströmung, die einen Horizontalwirbel ausbildet. Dieser Wirbel, in der Bild 9 grau hinterlegt, hat eine starke Ausprägung, die negativen Einfluss auf die Abgasführung, die Wärmeauskopplung und den gleichmäßigen Gasausbrand hat.

Eine Reduktion der Sekundärluft zu Gunsten der Primärluft, wie sie aus regelungs- technischer Sicht angedacht ist, birgt neben der Behebung des im Vorfeld beschrieben Ungleichgewichtes weitere Herausforderungen. Die Herausforderungen sind zum einen die ausreichende Durchmischung und Durchdringung der brennbaren Rohga- se mit Sauerstoff und zum anderen die richtige Führung der Sekundärverbrennung.

Die durch die Simulation errechnete neue Luftstufung ist in Bild 9 rechts dargestellt.

Gegenüber der ursprünglichen Auslegung stellt sich hier durch das Finden des rich- tigen Impulseintrages eine optimale Durchmischung im Gleichgewicht zwischen den Luftmengen der Stirn- und Rückseite ein. Eine optimierte Sekundärverbrennung ist dadurch gewährleistet. Die durch die Simulation gefundenen Alternativen setzten die Potenziale an Verbrennungsluft frei, die auf der Primärluftseite zur Verfügung gestellt werden. Die Verbesserung und Homogenisierung der Strömung im Kessel zeigt Bild 10. Die bessere Beherrschbarkeit der Sekundärverbrennung und Strömungs- führung im Vergleich zu der angelegten Hauptströmung an der Rückwand (Bild 10 links) ist deutlich zu erkennen. In Bild 10 rechts ist die neue Luftstufung signifikant verbessert und mittig zentriert.

Geschwindigkeit

4.843e+001 4.588e+001 4.333e+001 4.078e+001 3.824e+001 3.569e+001 3.314e+001 3.059e+001 2.804e+001 2.549e+001 2.294e+001 2.039e+001 1.784e+001 1.529e+001 1.275e+001 1.020e+001 7.647e+000 5.098e+000 2.549e+000 0.000e+000

m/s

Geschwindigkeit

m/s

4.961e+001 4.685e+001 4.409e+001 4.134e+001 3.858e+001 3.583e+001 3.307e+001 3.031e+001 2.756e+001 2.480e+001 2.205e+001 1.929e+001 1.654e+001 1.378e+001 1.102e+001 8.268e+000 5.512e+000 2.756e+000 0.000e+000

0

4.000

8.000 (m) 0

2.250 4.500

6.750 9.000 (m) x

y

z x

y z

Bild 10: Vergleich der alten Luftstufung mit der neuen Luftstufung

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5. Ergebnisse des Neudesigns der Feuerleistungsregelung

Nach Umsetzung der in den vorangegangenen Kapiteln beschriebenen Maßnahmen sind die erworbenen Erkenntnisse in Zusammenarbeit mit dem Steuerungsherstel- ler umgesetzt worden. Durch die vorausschauende Betrachtung und die Ableitung von Kenngrößen zur Regelung ist eine Glättung der Dampfleistung eingetreten.

Die Über- und Unterschwinger der Dampfleistung im Normalbetrieb vor dem Neu- design der Regelung, wie in Bild 5 dargestellt, sind verschwunden. Während die alte Regelung eine hohe Hysterese von ± 10 Prozent aufweist, liegt die neue Regelung signifikant unter der Hälfte der alten Bandbreite bei ± 2,5 Prozent im Mittel, wie in Bild 11 dargestellt ist.

FD-Produktion t/h

26 25 24 23 22 21 20 19 18

- 10 %

FD-Menge Sollwert + 2,5 %

- 5 %

FD-Menge Istwert + 5,0 %

- 2,5 % + 10,0 % Uhrzeit

16:00 18:00 20:00 22:00 00:00

Bild 11: Frischdampfproduktion des Biomasse-Heizkraftwerkes Ilmenau nach der Regelungs- optimierung

Ein weiterer Indikator der Regelgüte nach Umstellung der Parameter ist die Korre- lation zwischen der Temperatur und der Frischdampfmenge. Die messbare Verbes- serung der Feuerleistung bestätigt sich darin, dass der der Korrelationskoeffizient R gegenüber der Korrelation in Tabelle 2 wesentlich kleiner geworden ist. Tabelle 4 zeigt, dass sich nur noch eine geringe Übereinstimmung der gemessenen Temperatur mit der Dampfleistung einstellt, was den schnellen Eingriffen der Regelung geschuldet ist. Das neue Konzept hat zu einer Verbesserung der Prozessführung geführt, die in vielen Aspekten zur Flexibilisierung des Anlagenbetriebes beiträgt.

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6. Zusammenfassung und Ausblick

Der Einsatz der Infrarotkamera und der Simulation brachte neue Einsichten in das Führungsübertragungsverhalten der Feuerung des Biomasse-Heizkraftwerks Ilmenau.

Die numerische Auswertung der gesammelten Daten, zusammen mit der qualitati- ven Echtzeitbetrachtung, haben zur Reglerauslegung beigetragen. Generell sind die Ergebnisse bei der IR-Detektion positiv zu bewerten. Der Einsatz der IR-Kamera bietet weiteren Nutzen. So wurden beispielsweise durch den Kameraeinsatz und die Echtzeit-Betrachtung des Rostes im Betrieb Potenziale für eine weitere Optimierung des Primärluftgebläses erkannt. Es zeigte sich hierbei, dass die Luftstufung weiter zu flexibilisieren ist, um alle Freiheitgrade der Feuerung voll ausschöpfen zu können.

Durch den mobilen Aufbau des Kamerasystems sind nach Abschluss der Arbeiten eine schnelle Rückkehr zum Normalbetrieb und der zügige Einsatz des Systems an anderen Anlagen gewährleistet.

Die Optimierungsmaßnahmen kombiniert mit computergestützter Modellbildung und Simulationen führten zu einem guten Ergebnis. Die Computational Fluid Dynamics (CFD)-Betrachtung der Abgasführung und Luftverteilung hat in Kombination mit der IR-Datenerfassung Möglichkeiten offenbart, die zu einem stabileren Anlagenbetrieb und damit einer Entlastung des Betriebspersonals beitragen. Das gezielte Anfahren von Arbeitspunkten bis hin zur Bereitstellung von Regelenergie wird dadurch ermöglicht.

Im Rahmen einer kontinuierlichen Verbesserung des Anlagenbetriebes sollen Maß- nahmen zur Erweiterung des Brennstoffspektrums, der Ausbau der Primärluftreserven sowie die Regelenergiebereitstellung untersucht werden.

7. Literatur

[1] Aleßio, H.-P.: Feuerungsleistungsdiagramm – Möglichkeiten und Grenzen bei der Abfallver- brennung, In: Energie aus Abfall - Band 9, Neuruppin, TK Verlag Karl Thomé-Kozmiensky, 2013, S. 22.

[2] Effenberger, H.: Dampferzeugung, Dresden: Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2000.

[3] Gierend, C.; Schneider, U. P. He; Georg, S.: Optimierungspotential bei der Kombination von video- und infrarot-kamera-basierten Kenngrößenberechnungen für die Feuerleistungsregelung, In: Energie aus Abfall Band 8, Berlin, TK Verlag, 2011, S. 93-108

[4] Gosten, A.; Hauser, R.; Rintel, B.; Hensel, J.: Errichtung der Linie A und teilweise Erneuerung der Infrastruktur im laufenden Betrieb der Abfallverbrennungsanlage Berlin Ruhleben, In: Energie aus Abfall - Band 10, Neuruppin, TK Verlag Karl Thomé-Kozmiensky, 2013, S. 125-186 [5] Kaltschmitt, M.; Hartmann, H.; Hofbauer, H.: Energie aus Biomasse, Heidelberg Dordrecht

London NewYork: Springer – Verlag, 2009

Tabelle 4: Korrelation nach Neudesign der Feuerleistungsregelung

Δt min -2 -1 -0 +1 +2 +3 +4 +5 +6 +7 +8 +9 R 0,26 0,30 0,32 0,30 0,27 0,21 0,15 0,09 0,03 negativ

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Gefährliche AbfälleAltholz [6] Kirchner, A.; Koziel, S.; Mayer, N.; Kunz, C.: Metaanalyse – Flexibilität durch Kopplung von

Strom, Wärme & Verkehr, Agentur für Erneuerbare Energien e.V., Berlin, 2016

[7] Scheftelowitz, M.; Daniel-Gromke, J.; Rensberg, N.; Denysenko, V.; Hillebrand, K.; Naumann, K.;

Ziegler, D.; Witt, J.: Stromerzeugung aus Biomasse, Zwischenbericht Juni 2014, DBFZ Deutsches Biomasseforschungszentrum gemeinnützige GmbH, Leipzig, 2014

[8] Schneider, U.; Woite, M.; Dengel, A.; Gierend, C. ; Vogeler, M.: Verbesserung des Regelverhaltens von mit Biomasse befeuerten Dampferzeugern durch video- und infrarotbasierte Bildverar- beitung zur Flexibilisierung des Anlagenbetriebes, In: 49. Kraftwerktechnisches Kolloquium, Dresden, 2017

[9] VDI/VDE, Industrie 4.0 CPS-basierte Automation, Düsseldorf, 2014

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

Stephanie Thiel, Elisabeth Thomé-Kozmiensky, Peter Quicker, Alexander Gosten (Hrsg.):

Energie aus Abfall, Band 15

ISBN 978-3-944310-39-8 Thomé-Kozmiensky Verlag GmbH

Verlag: Thomé-Kozmiensky Verlag GmbH • Neuruppin 2018

Redaktion und Lektorat: Dr.-Ing. Stephanie Thiel, Elisabeth Thomé-Kozmiensky, M.Sc., Dr.-Ing. Olaf Holm

Erfassung und Layout: Ginette Teske, Sandra Peters, Janin Burbott-Seidel,

Claudia Naumann-Deppe, Cordula Müller, Anne Kuhlo, Gabi Spiegel Druck: Universal Medien GmbH, München

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