Optimierung von Verbrennungsanlagen

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25 Praxiserfahrungen bei der Optimierung von Verbrennungsanlagen

– Praxiserfahrungen bei der Verbrennung von Abfällen, EBS und Biomassen – einfache Umsetzung – große Wirkung –

Sascha Krüger und Jörg Krüger

1. Veranlassung ...26

2. Brennstoffzuführung ...26

2.1. Schachtkühlung ...26

2.2. Dampf als Löschmedium ...27

3. Feuerung und Dampferzeuger ...28

3.1. Wassergekühlter Rost ...28

3.2. Dampfeindüsung anstelle von Sekundärluft...29

3.3. Spaltdampf ...31

3.4. Dampferzeugervorwärmung mit MD-Dampf ...32

3.5. Absenkung der Speisewassertemperatur ...35

3.6. Wasserlose Membranwände im Eco-Bereich ...36

3.7. Eco-Trickschaltung ...37

3.8. Kalk-Direkteindüsung ...39

4. Reinigung ...41

4.1. Online-Reinigung ...41

4.1.1. Dampferzeugerabklopfung ...41

4.1.2. Schwandorfer Online-Reinigungsverfahren ...42

4.2. Offline-Reinigung ...46

4.3. Sprühtrocknung von Reststoffen aus der nassen Offline-Reinigung ...48

5. SCR-Betrieb mit HD-Dampf anstelle von Erdgas ...49

6. Zusammenfassung ...52

7. Quellen ...52

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Für den Betreiber einfach umzusetzende Optimierungsmaßnahmen für Abfall-, EBS- und Bio masseverbrennungsanlagen können Einspareffekte und betriebliche Vorteile erzielen. Die vorgestellten Optimierungsmaßnahmen betreffen Bereiche von der Brenn- stoffaufgabe (z.B. atmosphärische Wasserkühlung an Brennstoffschächten) über die Feuerung/Abgasreinigung (Direkt-Kalkeindüsung in die Feuerung zur Unterstützung der Abgasreinigung bei HCl- und SO₂-Spitzen ) von energetischen Einspareffekten (Speisewassertemperaturabsenkung, Dampferzeugervorwärmung mit MD-Dampf) bis hin zu der Entsorgung von Reststoffen aus der nassen Offline-Dampferzeugerreinigung.

1. Veranlassung

Das MKW Schwandorf ist 1982 mit drei Dampferzeugern mit einer Nennleistung von 42,5 t/h Dampf in Betrieb gegangen. Da der Stand der Technik aus heutiger Sicht nicht ausreichend war, standen naturgemäß viele Möglichkeiten für Verbesserungen offen.

Auch die Nachrüstung einer vierten Ofenlinie im Jahr 1992 mit einer Nennleistung von 88 t/h Dampf ließ viele Möglichkeiten für weitere Optimierungen zu. Hierzu ist festzustellen, dass die Zusammenarbeit von den Mitarbeitern über die Betriebsleitung bis hin zu den Genehmigungsinstanzen über große Zeiträume die Optimierungen stark unterstützt hat. In Verbindung mit einer technischen Abteilung und den dazugehören- den gut ausgerüsteten Werkstätten, konnten die meisten Ideen und Vorschläge ohne Umstände schnell realisiert werden. Auch Anlagen- und Komponentenlieferanten standen bei der Umsetzung von Optimierungen zur Verfügung.

2. Brennstoffzuführung 2.1. Schachtkühlung

Bild 1 zeigt das Prinzip der naturumlaufgekühlten Abfallschachtkühlung im Vergleich zur Zwangskühlung.

Zusatzwasser

Dampfabzug und Wasser- überlauf

naturumlaufgekühlter Müllschacht Zusatzwasser

Wasser- überlauf Kühl- wasser

Umwälz- pumpe

zwangsgekühlter Müllschacht

Bild 1: Vergleich zwischen einem zwangsgekühlten und einem naturumlaufgekühlten Schacht

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Bei der ursprünglich installierten Zwangskühlung wurden die Abfallschächte über einen Wasserkreislauf gekühlt. Dabei sollte die eintretende Wärme gleichmäßig über dem Schacht verteilt werden und den Abfall vorheizen. Eine Wärmesenke war nicht vorgesehen. In einem ersten Umbau wurde dann die eintretende Wärme aus dem Kühlwasser über Wärmetauscher auf einen luftgekühlten Glykolkreislauf an die Um- gebung abgeführt. Im Falle von Rückbränden und damit unzureichender Kühlung wurde zusätzlich Nutzwasser (gereinigtes Flusswasser) als Notkühlung zur Unterstützung des Kühlsystems eingesetzt. Extrem starke Korrosionen haben die Kühlkanäle verlegt und so die Wirkung des Kühlsystems deutlich verschlechtert. Auslöser für Änderungen war die Feststellung, dass der Wasserdruck der Notkühlung bei Rückbränden unter dem Dampfdruck der Abfallschachtkühlung lag und somit kein Notkühlwasser nach- gespeist werden konnte.

Wegen starker Korrosionsschäden war ein Neubau der Abfallschächte unumgänglich.

Bei diesem Neubau wurde ein offenes Kühlsystem gewählt, das bei Rückbränden durch Verdampfen von Wasser kühlen kann. Abschlämmwasser der Dampferzeuger wird über einen Niveauwächter bei Bedarf zugeführt. Da das Abschlämmwasser der Dampfer- zeuger entsprechend konditioniert und sauerstofffrei ist, traten nach der Umsetzung keine Korrosionsschäden mehr auf.

Es ist auch wichtig darauf hinzuweisen, dass bei dem Neubau die Abfallschächte zum Zuteiler hin erweitert wurden und damit weniger Abfallschachtstopfer und -brände resultierten.

2.2. Dampf als Löschmedium

Bild 2 zeigt einen Schnitt durch den Zuteilerbereich der Ofenlinien 1 bis 3, in denen eine Dampfeindüsung installiert wurde. Aufgrund von brennbaren Flüssigkeiten, die über das Hydrauliksystem oder mit dem Abfall aufgegeben wurden, entstanden Brände unter dem Zuteiler, die nur schlecht gelöscht werden konnten und schwere Schäden verursachten.

Tischstäbe

Rostzone Seitenwand- Mauerung

Kühlluft

Dampf 0,3 t/h bis Zuteiler

Bild 2:

Dampf als Löschmedium im Zuteiler-Bereich der Ofenlinien 1 bis 3

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Um die Brände schnell und mit geringen Folgeschäden zu löschen, wurde unterhalb des Zuteilertisches eine Niederdruckdampf-Eindüsung installiert. Dieser Nieder- druckdampf steht im Nahbereich zur Verfügung (Luftvorwärmer) und wird bei Alarm durch Übertemperatur von Hand eingeschaltet. Im Brennstoffschacht kann der Dampf ebenfalls vorteilhaft zur Löschung von Bränden eingesetzt werden, ohne dass danach ein schlechter Ausbrand des Abfalls über den hohen Löschwassereintrag resultiert.

Der Dampf wird bei Bedarf sowohl unter dem Zuteilertisch als auch in der Ebene des Zuteilers eingedüst.

3. Feuerung und Dampferzeuger 3.1. Wassergekühlter Rost

Im MKW Schwandorf wurden wesentliche Entwicklungen im Bereich von wasser- gekühlten Rostanlagen erfolgreich durchgeführt und damit die Standzeiten der Ver- brennungsroste optimiert [1]. Zur Optimierung gehört die Nutzung der Wärme (etwa ein Prozent der Dampferzeugerleistung) aus dem Rostbereich für die Speisewasser- vorwärmung. Hierfür wird das Kühlwasser unter dem Rost rezirkuliert, bis die Tem- peratur auf dem Sollwert von etwa 90 °C liegt (Bild 4). Danach wird das Kühlwasser auf einen Wärmetauscher geführt, der der Vorwärmung des Speisewassers dient. Der kältere Rücklauf dient damit der Kühlung des Rostes. Diese Steigerung des Dampfer- zeugerwirkungsgrades entspricht in etwa einer 10 K tieferen Abgastemperatur. Bild 3 zeigt die Wärmemengen, die über einen wassergekühlten Rost abgegeben werden.

800 700 600 500 400 300 200 100 Leistung kW

20.01.14

0:00 20.01.14

12:00 21.01.14

0:00 21.01.14

12:00 22.01.14

0:00 0

Ofenlinie 1 Ofenlinie 2 Ofenlinie 3 Ofenlinie 4

Bild 3: Wärmeleistung der Rostkühlung bei den Ofenlinien 1 bis 4

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Leider können Schäden im Kühlkreislauf des Rostes nicht ausgeschlossen werden, da z.B. flexible Schläuche Verschleißteile sind und unter Umständen vorzeitig Leck- agen haben. Kann die Dampferzeugeranlage aus betrieblichen Gründen nicht sofort abgefahren werden, kann in den meisten Anlagen der defekte Kühlbereich abgestellt werden und somit der Rostschaden durch mangelhafte Kühlung auf diesen Bereich begrenzt werden.

Im MKW Schwandorf wurde ein System installiert, das bei Leckagen im Kühlsystem unter dem Begriff auf Verdampfung fahren erfolgreich genutzt wird (Bild 4). Hierbei wird der Vor- und Rücklauf der geschädigten Rostreihe angedrosselt, so dass eine geringe Wassermenge von beiden Seiten in Richtung der Leckage gefahren wird (Bild 4).

Diese geringe Wassermenge verdampft im Rostbereich und führt somit zu einer entsprechenden Kühlung. Die Anlage kann somit bis zur nächsten geplanten Abstellung betrieben werden, ohne dass am Rost größere Schäden durch zu geringe Kühlung zu erwarten sind.

Durch den Einbau des wassergekühlten Rostes in den thermisch hoch belasteten Be- reichen ist die Standzeit von etwa 7.000 h auf 50.000 h bis 80.000 h angehoben worden.

Austritt Not- kühlung

Druckhalte- System 5 bar

Kühlkreislauf 105 °C const.

< 105 °C

Nachspeise- system

Speisewasser- vorwärmung P

Notkühlung Rostkreislauf

T

T Rost

OL4 Rost

OL3 Rost

OL1 Rost

OL2

M M M M

P M M

> 60 °C

55–60 °C

Bild 4: Speisewasservorwärmung mit der Abwärme des wassergekühlten Rostes

3.2. Dampfeindüsung anstelle von Sekundärluft

Mit den diskutierten gesetzlichen Regelungen zur Emissionsbegrenzung war vor 1990 zunächst zu erwarten, dass die Ofenlinien 1 bis 3 zukünftig die Mindestverbrennungs- bedingungen von zwei Sekunden größer 850 °C einhalten mussten. Da bei den Anlagen wegen des vergleichsweise hohen Luftüberschusses und der Auslegung der Strahlungs- züge diese Mindestverbrennungsbedingungen nicht erreichen konnten, wurde anstelle von viel Sekundärluft zur Durchmischung der Abgase wenig Dampf mit höherem Druck eingesetzt. 1991 wurden die ersten Dampfdüsen in den Sekundärluftdüsen der OL 1 installiert (Bild 5, links). Die Versuche waren erfolgreich. Hierdurch konnte der

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Restsauerstoff bis auf den damalig gesetzlich vorgeschriebenen Mindestsauerstoff- gehalt von sechs Prozent abgesenkt und die adiabaten Verbrennungstemperaturen ohne Überschreitung der zulässigen CO-Konzentrationen entsprechend angehoben werden. Das Verfahren und die Vorrichtung (Bild 6) wurden unter den Nummern EP 0607210B, PCT/EP 92/02280, WO 93/07422 zum Patent angemeldet [7, 8, 10]. Nach- dem jedoch für Altanlagen die Mindestverweilzeit von zwei Sekunden größer 850 °C nicht mehr gesetzlich gefordert wurde, war diese zwischenzeitlich in den Ofenlinien 1 bis 3 installierte technische Lösung aus genehmigungsrechtlicher Sicht nicht mehr notwendig. Da sich jedoch gezeigt hat, dass das Verfahren gut geeignet war, die CO- Konzentrationen abzusenken, wurde es weiter benutzt.

Bild 5: Dampfeindüsung durch die Sekundärluftdüsen der Ofenlinien

Bei der Errichtung der Ofenlinie 4 wurde wegen der beengten Räumlichkeiten die Tiefe des 1. Zuges überdimensioniert, um die fehlende Dampferzeugerbreite zu kompen- sieren. Trotz der Nachrüstung einer stärkeren Zündnase war es nicht möglich, mit der Sekundärluft die Abgase im Eintrittsbereich des 1. Zuges ausreichend zu vermischen.

Der Lieferant sah sich gezwungen, vor der Übergabe der Anlage die Leistung von 88 t/h auf 72 t/h Dampf abzusenken.

Bild 6:

Skizze aus der Patentanmeldung

Quelle: Krüger, J.: Verfahren zur Verbrennung von Feststoffen, Patent EP000000607210, Priorität 08.10.1991 DE 4133239 (Dampfeindüsung).

Anschluss der Dampfleitung an den Sekundärluftdüsen der OL 1

Anschluss der Dampfleitung an den Sekundärluftdüsen der OL 4

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Nach der formalen Übernahme der Anlage durch den Betreiber, wurden vom Betrieb die patentierten Dampfdüsen installiert und die Leistung des Dampferzeugers wieder auf 88 t/h angehoben. Der Dampferzeuger läuft seit diesem Zeitpunkt ohne spezielle Probleme mit der Strömung im 1. Zug.

Die Dampfeindüsung hat somit den großen Vorteil, dass ein sicheres Erreichen der Mindestverbrennungsbedingungen auch bei Altanlagen (durch Absenken des Luftüber- schusses und somit der Abgasmenge) eingehalten werden kann. Zudem trägt sie durch die verbesserte Durchmischung mit wenig Zusatzluft zur Verminderung der CO und NO_x Konzentrationen sowie zur tiefern Abgastemperatur vor dem konvektiven Zug bei.

3.3. Spaltdampf

Bei älteren Verbrennungsanlagen (gerade Zwei-Zug-Anlagen wie z.B. den Ofenlinien 1 bis 3) erfolgt die Trichterentaschung des 2. Zuges in die Dampferzeugerentaschung (Bild 7).

Sekundärluft- impuls

CO aus Verbrennung

Asche und Staub

CO

Spalt zur Asche- und Staub- abführung

Bild 7:

Skizze des 1. und 2. Zuges der Ofenlinien 1 bis 3 mit der Posi- tion des Spaltes

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Es konnte an Hand von Strömungssimulationen (Bild 9) und Messungen nachgewiesen werden, dass Abgas aus dem Ausbrandbereich des Rostes über den Impuls der Sekundär- luft durch den Aschespalt nach oben gefördert wurde und somit je nach Lage der Feuerung auf dem Rost zu unzulässig hohen CO-Konzentrationen im Abgas geführt hat (Bild 7). Um diese Aufwärtsströmung des Gases zu verhindern, wurde im Bereich des Spaltes eine Niederdruckdampfleitung mit nach unten gerichteten Bohrungen installiert, die eine Abwärtsströmung sicherstellt (Bild 8). Die Dampfleistung beträgt etwa 0,4 t/h.

Es konnte gezeigt werden, dass die CO-Konzentration im Reingas mit steigender Dampfeindüsung abfällt. Die Asche- und Staubmenge, die aus dem konvektiven Bereich abgefördert wird, hat sich ebenfalls mit der Dampfeindüsung von 92 auf 36 kg/h ver- ringert. Die Belastung der Heizflächen im konvektiven Zug mit Dampferzeugerstäuben ist entsprechend gefallen.

Dampfeindüsung

3.4. Dampferzeugervorwärmung mit MD-Dampf

Die Ofenlinien 1 bis 3 waren zur Vorwärmung mit Dampf zum Aufheizen nach Stillständen ursprünglich im Bereich der unteren Sammler am 4,5 bar Niederdruckdampfsystem angeschlossen. Da im Dampferzeuger ein Wasserstand von etwa zwanzig Metern vorlag, erfolgt das Einströmen des Dampfes zu langsam und das Aufheizen dauerte zu lange.

Der Überdruck bei einer Siedewassertemperatur von über 100 °C reduzierte zusätzlich die Dampfmenge. Um dem abzuhelfen, wurde Mitteldruckdampf (27 bar) von den an- Bild 8: Darstellung der Spaltdampf-

Eindüsung Bild 9: Strömungssimulation von 1987

ohne Dampfeindüsung

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Inserat

TBF

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Inserat E.ON.

Anlagenservice

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deren Dampferzeugern bzw. Turbinen verwendet. Damit kann der Dampferzeuger deutlich schneller auf etwa 200 °C aufgeheizt werden. In einer vergleichbaren Anlage wurde eine Fremddampfbeheizung mit dem HD-Dampf der NachbarDampferzeuger erfolgreich installiert. Diese Optimierung wurde in Schwandorf noch nicht vorgenommen.

Der Vorteil des schnellen Aufheizens ohne Heizöl und Erdgas ist offensichtlich. Da die Stützbrenner bei Membranwandtemperaturen über 200 °C gezündet werden, kann insbesondere frisch zugestellte Feuerfestzustellung optimal aufgeheizt werden. Eine vergleichbare Anlage wird mit HD-Dampf auf annähernd 280 °C beheizt. Der Abgasweg und die Abgasreinigung werden in der Anfahrphase nicht mit feuchten Feuerungsgasen belastet, was Taupunktsunterschreitungen verhindert.

3.5. Absenkung der Speisewassertemperatur

Bei Grundlagenuntersuchungen zur Absenkung der Speisewassertemperatur wurde an Hand der Sulfatkonzentration in den Belägen im konvektiven Bereich erkannt, dass die SO₃ Konzentration über den Abgasweg insbesondere im Endbereich des Economisers abnimmt (Bild 10, [5]).

Bild 10: Sulfat/Chlorid-Konzentration über den konvektiven Teil

Quelle: Kargl, St.: Untersuchungen zum Säuretaupunkt der Abgase des Müllkraftwerks Schwandorf, Diplomarbeit der Fach- hochschule Regensburg, Fachbereich Maschinenbau, Labore Wärmetechnik und Energietechnik, Sept. 2000.

Es wurde im Abgasweg nach dem Economiser der OL 3 und 4 jeweils ein Versuchs- economiser installiert, in denen Wasser von 80 auf 103 °C erwärmt wurde (Bild 11, Bild 12). Im Versuchszeitraum von über zwei Jahren wurden keine Schäden festgestellt, die auf Unterschreitungen des Säuretaupunktes zurückzuführen waren.

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Nach diesen positiven Ergebnissen wurde die Speisewasservorwärmung schrittweise von 135 °C auf 103 °C abgesenkt. Dabei wurden bei allen Abstellungen die gefährdeten Bereiche des Economisers auf Säuretaupunktsunterschreitungen untersucht. Es wurden keine entsprechenden Schäden festgestellt. Seit mehr als zehn Jahren werden alle Dampferzeuger im MKW Schwandorf mit der Speisewassertemperatur von etwa 103 °C betrieben. Bilanztechnisch führt die Absenkung der Speisewassertemperatur um 30 K bei gleicher Abgastemperatur zu einer fünf prozentigen Erhöhung der Verbrennungs- leistung. Die Abgastemperatur der daraus resultierenden höheren Abgasmenge fällt nur um 14 K, etwas weniger, als auf Grund der etwa 30 °C tieferen Speisewasser- temperatur zu erwarten ist.

Achtung: Bei Nutzung des SNCR Verfahrens kann Ammoniakschlupf bei abgesenkter Speisewassertemperatur im Bereich des Economisers zu Korrosionen durch Ammonium- salze führen.

T

M Müllschachtkühlung

Zwischenkühlung

ECO

ECO Rohrschlange (+14,5 bzw. +30,5 m)

Versuchsbehälter (+21,0 bzw. +38,0 m)

Bild 11:

Schaltung des Versuchs- economisers

Versuchs-Economiser, Detailansicht Versuchs-Economiser

Bild 12: Versuchs-Economiser für die Ofenlinien 3 und 4

3.6. Wasserlose Membranwände im Eco-Bereich

Es wurde festgestellt, dass die Abgastemperatur im hinteren Economiserbereich unter der Siedewassertemperatur lag. Um eine unnötige Wärmeabgabe von den Membran- wänden an das Abgas zu verhindern, wurden die Membranwände in den entsprechenden Bereichen trocken gelegt. Hierdurch konnte die Abgastemperatur weiter gesenkt werden.

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3.7. Eco- Trickschaltung

Beim Anfahren eines kalten Dampferzeugers mit Gas- oder Öleinsatz kann es durch Taupunktsunterschreitungen im Bereich der trockenen und quasitrockenen Abgasreini- gung zu Betriebsstörungen kommen. Insbesondere im Bereich der Gewebefilter treten dadurch massive Druckverluste auf, die sich durch Abpulsen nur bedingt verringern lassen. Diese Taupunktunterschreitung im Bereich des Gewebefilters ist beispielsweise durch den Bypassbetrieb zu umgehen. Dies war mit Zustimmung der Genehmigungs- behörden zulässig, solange kein Abfall verbrannt wurde. Zunächst wurde nicht erkannt, dass auch bei reinem Stützbrennerbetrieb durch die Temperaturerhöhung bei niedriger HCl-Konzentration in den Dampferzeugerstäuben abgelagerte Dioxinverbindungen freigesetzt werden. Diese Dioxinfrachten aus dem Dampferzeugerbereich haben sich auf dem Abgasweg nach dem Gewebefilter – z.B. auch in der SCR Anlage – abgelagert und sind später bei Betrieb freigesetzt worden. Dieser Effekt wurde unter dem Begriff Anfahrdioxin bekannt.

Im MKW Schwandorf wurde erfolgreich ein System zur Vermeidung von Taupunkts- unterschreitungen im Bereich der Abgasreinigung während des Anfahrvorganges installiert. Die Aufheizung des Abgases erfolgt hierzu in dem bereits vorgeheizten Economiser. Hierzu wird das Speisewasser über den Economiser in die Speisewasser- entgasung zurückgeführt und das Abgas im Bereich des Economisers aufgeheizt (Bild 14 [9]). Dieses Verfahren wird in Schwandorf auch als Eco-Trickschaltung bezeichnet.

Das Verfahren wird auch nach der Absenkung der Speisewassertemperatur von etwa 135 °C auf 103 °C erfolgreich durchgeführt.

Bild 13: Wasserlose Membranwände

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Diese Schaltung kann auch bei normalem Betrieb genutzt werden, um das Abgas vor dem Austritt aus dem Economiser besser zu kühlen (Bild 15). Hierfür wird der Dampf- erzeuger mit deutlich höherer Speisewassermenge beschickt, als für die angestrebte Dampfmenge benötigt wird. Das überschüssige Speisewasser wird mit der Temperatur nach Economiser (220 bis 240 °C) in den Entgaser zurückgeführt und wird dort in einem hierfür speziell ausgelegten Entspannungssystem entspannt (Bild 15). Im Ent- gaser kann die zur üblichen Beheizung zugeführte Niederdruckdampfmenge bei der Speisewasserrückführung reduziert werden.

Bild 14: Eco-Trickschaltung während des Anfahrvorgangs

Bild 15: Eco-Trickschaltung während des Betriebs

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Bilanztechnisch führt die Nutzung dieses Verfahrens dazu, dass bei Nenndampfleistung mehr Abfall zu verbrennen ist und damit das Abgasvolumen ansteigt. Damit fällt die Abgastemperatur trotz höherer Speisewassermenge nur geringfügig. Das Verfahren wurde unter der Nummer EP 0618404, [9] patentiert.

Somit beinhaltet die Eco-Trickschaltung drei wesentliche Optimierungsmaßnahmen:

• Beim Anfahren wird die Taupunktunterschreitung in der Abgasreinigung ohne Bypassbetrieb vermieden. Mit diesem Verfahren wird Anfahrdioxin sicher abge- schieden.

• Beim Betrieb kann dem Dampferzeuger mehr Leistung bei geringerer Abgas- temperatur entnommen werden.

• Durch die tiefere Abgastemperatur nach dem Dampferzeuger wird weniger Kühl- wasser in der Abgasreinigung benötigt.

3.8. Kalk-Direkteindüsung

Steigt die Schadstoffkonzentration insbesondere von SO₂ im Rohgas brennstoffbedingt sehr schnell an, muss die Beladung des im Kreislauf befindlichen Rezirkulates in der quasitrockenen Abgasreinigung durch Zugabe von Frischkalk entsprechend schnell gesenkt, bzw. die Frischkalkkonzentration schnell angehoben werden. Dies ist in der Praxis wegen der vorliegenden Mengenverhältnisse nicht immer ausreichend schnell mög- lich. Um die Emissionswerte sicher einzuhalten, musste die Schadstoffkonzentration des Rezirkulats und damit der zu entsorgenden Reststoffe dauerhaft geringer ein- gestellt werden, als für die Abscheidung der üblichen Rohgasbeladungen notwendig ist.

Kurz: Um nicht vorhersehbare Emissionsspitzen abzufangen, musste mehr Kalkhydrat zugeführt werden als stöchiometrisch notwendig war, was einen entsprechenden Mehr- verbrauch an Kalkhydrat und eine unnötig hohe Menge an Reststoff zur Folge hatte.

Ausführungsbeispiel Installationsort

Bild 16: Kalk-Direkteindüsung in den Feuerraum, Installationsort und Durchführungsbeispiel Es wurde durch Versuche nachgewiesen, dass bei erhöhten Schadstoffkonzentrationen von beispielsweise SO₂ im Rohgas durch Eindüsen von Kalkhydrat in die Feuerung (Bild 16 und Bild 17) innerhalb weniger Minuten die SO₂ Konzentration im Rohgas stark abfällt (Bild 18). Die Kalkhydrateindüsung in die Abgasreinigung muss damit

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Da bekannt war, dass durch zu tiefe SO₂/SO₃ Konzentrationen im Bereich der Feuerung Korrosionsschäden in den Strahlungszügen auftreten können, wird die Kalkhydrat- eindüsung in die Feuerung nur betrieben, wenn die SO₂ oder HCl Rohgaskonzentration zu überhöhten Emissionen führen.

Das Verfahren hat sich bewährt, so dass bei mittleren Chloridgehalten von 23 bis 24 Prozent im entsorgten Reststoff die Emissionsdaten in der über zwanzig Jahre alten CDAS Anlage sicher eingehalten werden können. Trotz mehrjährigen Betriebs der Eindüsung wurden keinerlei Korrosionsschäden in den betreffenden Dampferzeuger- bereichen festgestellt.

4. Reinigung

Bei der Reinigung sind die Online- und die Offline-Reinigung üblich. Alle Beläge, die bei der Online-Reinigung nicht entfernt werden, müssen nach der Abstellung mit unverhältnismäßigem Arbeitsaufwand abgereinigt und entsorgt werden. Es liegt daher im Interesse des Anlagenbetreibers und speziell der Gerüstbauer, die unter sehr un- günstigen Bedingungen arbeiten müssen, dass der Dampferzeuger nach der Abstellung möglichst geringe Beläge aufweist.

4.1. Online-Reinigung

4.1.1. Dampferzeugerabklopfung Da die Verfügbarkeiten mit Reisezeiten von etwa 2.000 Stunden deutlich unter den Erwartungen lagen, wurde nach Möglichkeiten gesucht, die Reisezeiten zu verlängern.

Betriebszeit nach Revision mit Reinigung h OL2 ohne Lastwechsel

bei der Abreinigung OL1 mit massivem Lastwechsel

bei der Abreinigung

OL3 mit Online-Abreinigung ohne Lastwechsel

Abgastemperatur vor Überhitzer

°C

0 500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500 5.000 700

650

600

550

500

450

400

Bild 19: Abgastemperaturen vor dem Überhitzer in Abhängigkeit von den Reisezeiten und der Reinigungsmethoden

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Vorwort

4

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

Karl J. Thomé-Kozmiensky, Michael Beckmann (Hrsg.):

Energie aus Abfall, Band 12

ISBN 978-3-944310-18-3 TK Verlag Karl Thomé-Kozmiensky

Verlag: TK Verlag Karl Thomé-Kozmiensky • Neuruppin 2015

Redaktion und Lektorat: Professor Dr.-Ing. habil. Dr. h. c. Karl J. Thomé-Kozmiensky, M.Sc. Elisabeth Thomé-Kozmiensky, Dr.-Ing. Stephanie Thiel

Erfassung und Layout: Ginette Teske, Sandra Peters, Berenice Gellhorn, Cordula Müller, Carolin Bienert, Janin Burbott

Druck: Mediengruppe Universal Grafische Betriebe München GmbH, München

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