Simulering av NOx-bildning i rosterpanna hos Vasa värme Kalix

Mia Holappa

Civilingenjör, Hållbar energiteknik 2017

Luleå tekniska universitet Institutionen för teknikvetenskap och matematik

Förord

Den här rapporten är det slutgiltiga examinationssteget för min civilingenjörsexamen medinriktning mot hållbar energiteknik. Arbetet blev möjligt tack vare Vasa värmes önskanatt minska sina kväveoxidsemissioner på deras anläggning i Kalix. Arbetet omfattar 30hp och har utförts på anläggningen i Kalix och på Luleå tekniska universitet under VT2017.

Jag vill tacka min handledare på Vasa värme Eddie Johansson för allt stöd jag fått underarbetet, för alla frågor som besvarat angående NOx, förbränning och fjärrvärme. Samtligaanställda på anläggningen förtjänar ett tack för att de hjälpt mig med frågor, bränsle-prover och tålmodiga förklaringar över hur saker och ting hänger ihop, så tack MorganHedman, Johnny Åhl, Christoffer Lampa och Gustav Lakso. Min handledare Mikael Ris-berg på Luleå tekniska universitet förtjänar ett särskilt stort tack för all hjälp med CFDmodellen. Utan dig hade modellen aldrig blivit klar.

Sist men inte minst vill jag tacka min familj, mina barn och min make för allt stöd jagfått under dessa fem år. Utan er hade detta inte varit möjligt!

Mia HolappaLuleå tekniska universitet, 2 juni 2017.

Sammanfattning

Vasa värme är ett företag som producerar och levererar fjärrvärme. Anläggningen i Kalixomfattar bland annat en 10 MW rosterpanna, FBP2, som eldas med fuktigt biobränsleoch Vasa värme vill sänka sina NOx-emissioner från denna panna. Syftet och målet meddetta examensarbete är att förstår hur förbränning leder till NOx-bilning i FBP2 och geförslag på hur emissionerna kan minskas.

Arbetet studerar hur termisk-, bränsle- och prompt NOx bildas samt utvärderar reduce-rande åtgärder. Primära åtgärder i form av flerstegsförbränning, rökgasåterföring, rebur-ning och bäddformation har studerats tillsammans med de sekundära åtgärderna SCRoch SNCR.

För att kunna utvärdera hur väl de olika åtgärderna skulle fungera för FBP2 har mätdatasamlats in och en CFD modell skapats utifrån ett verklig driftfall. Modellens tempera-turprofil jämförs med fyra termoelement som finns utplacerade i FBP2 och i tre av fyrafall överensstämmer temperaturmätningarna med det modellen visar. I det fjärde fallet ärdet något osäkert om termoelementet ger ett korrekt resultat. Temperaturprofilen visaratt det finns områden som skulle gynna en reduktionsreaktion för SNCR men modelleninnehåller förenklingar i detta områden vilket innebär att den verkliga temperaturen ärlägre än det modellen visar. De simulerade NOx värdena överensstämmer med de somuppmätts och modellen visar att det bara bildas bränsle NOx.

Fyra fall med ändrar geometri simuleras; ett med fler tertiärlufthål, ett utan tertiärluft-hål, ett med fler sekundärlufthål och ett med halverad primärluft. Alla fall utom halveradprimärluft, som visade på en rejäl NOx sänkning, gav högre simulerade NOx värden.

I fortsättningen föreslås att det NOx-reducerande arbetet ska innefatta att minska pri-märluftmängden och undersöka möjligheten att installera SNCR. Modellen kan användasför fortsatt arbete men innan dess bör modellens geometri utökas, en del förenklingar börarbetas bort och modellen bör verifieras med rökgasanalyser och med fler temperaturmät-ningar.

Abstract

Vasa värme produces and supplies district heating. The plant in Kalix include a 10 MWgrate boiled, FBP2, combusted with biofuels. The company wants to reduce FBP2 NOx-emissions. The purpose and aim of this work is to understand how combustion in FBP2leads to NOx and suggest how to reduce it.

The work is studying how thermal-, fuel- and prompt NOx are formed and evaluates diffe-rent techniques of reduction, such as multistage combustion, flue gas recovery, reburning,bed formation, SCR and SNCR.

In order to evaluate how well the different techniques would work for FBP2 measurementdata was collected and a CFD model was created based on this values. The temperatureprofile of the model is compare with four thermocouples place in FBP2 and in three outof four cases the measurements matches the model. In one case it is uncertain if the ther-mocouple is working. The model shows that there are areas that would work for SNCR,but the model contains simplifications in this area which means that the actual tempe-rature is lower than the model shows. The simulated NOx values corresponds to thosemeasured and the model shows that only fuel NOx is formed.

Four new cases are simulated; one with more tertiary air inlets, one without tertiary airinlets, one with more secondary air inlets and one case where the primary air where redu-ced. Every case except the reduced primary air case yielded higher simulated NOx values.

It is proposed that the NOx reduction work should include reducing the primary air andinvestigating the possibility of installing SNCR. The model could be used for continuedwork, but before that, the geometry of the models should be expanded, some simplifica-tions should be eliminated and the models should be verified using flue gas analyzes andwith more temperature measurement points.

Innehållsförteckning

1 Inledning 11.1 Vasa Värme i Kalix . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11.2 Projektbeskrivning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.3 Mål och Syfte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.4 Avgränsningar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.5 Tidigare undersökningar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3

2 Teori 52.1 Förbränning i rosterpanna . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52.2 NOx-bildning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62.3 NOx-reducerande åtgärder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

2.3.1 Primära åtgärder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82.3.2 Sekundära åtgärder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

2.4 Flödesdynamik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112.4.1 Navier-Stokes ekvation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.4.2 Turbulens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132.4.3 k-ε modellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.5 CFD . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142.5.1 Simulera turbulens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142.5.2 Flöden i porösa medier . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

3 Metod 163.1 Testutförande på bränsleprover . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163.2 Mätutrustning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163.3 Verifieringsfall . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

4 CFD Modell 174.1 Geometrin och mesh . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 174.2 Randvillkor och andra inställningar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184.3 Simulerade fall . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

5 Resultat 205.1 CFD modellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 205.2 Utvärdering av NOx-reducerande åtgärder . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

6 Diskussion 23

7 Slutsatser 25

8 Förslag på fortsatt arbete 26

1 Inledning

All förbränning som involverar kväve och syre bidrar till utsläpp av kväveoxider, NOx.Det är sedan länge känt att NOx är skadligt för både miljö och människor, det orsakarbland annat surt regn, övergödning, marknära ozon och kan orsaka problem på luftvägar-na för människor. På grund av dess negativa effekter har olika myndigheter både inomSverige men också utomlands arbetat hårt för att minska utsläppen. 1992 infördes kväve-oxidavgiften som omfattar alla svenska förbränningsanläggningar som producerar mer än25 GWh per år (Naturvårdsverket, 2016).

1.1 Vasa Värme i Kalix

Vasa Värme producerar och levererar fjärrvärme. I Kalix finns en anläggning med 3 fast-bränslepannor som har en total installerad effekt på 20 MW, årligen levereras 100 GWh.Den huvudsakliga produktionen sker i fastbränslepanna 2, FBP2 (10 MW), som är avrostertyp. Fastän märkeffekten på FBP2 är 10 MW eldas den ofta på 12 MW, ibland upptill 13 MW. FBP2 eldas med fuktigt biobränsle där bränslemixen består av grenar ochtoppar (GROT), flis, bark och vitt returträ (RT). De olika bränslesorterna anländer sepa-rat till anläggningen där operatörerna blandar ihop dem till önskad mix. Efter att mixenär färdig matas den till ett bränslelager inne på anläggningen. Därifrån matas bränsletkontinuerligt in i pannan. Enligt bränsleanalyser som är gjorda 2012-2014 är kvävehaltenrelativt lika för alla bränslen. Fukthaltmätningar som gjorts vid 7 olika tillfällen mellanperioderna 31 oktober-3 november samt 14–17 november 2016 visar att fukthalten van-ligtvis ligger mellan 33-46% (Burström & Holappa, 2017).

Figur 1: Principskiss över en rosterpanna med snedrost. Principskissen visar typiska pla-ceringar för primär-, sekundär- och tertiärluftintag. Rosten är uppdelad i fyra olika zoner.

1

Principskissen ovan visar en rosterpanna med snett galler. Figuren visar vart primär-,sekundär- och tertiärluften tillförs i FBP2 hos Vasa värme i Kalix. Primärluften delasupp i fyra olika delar och tillförs under respektive zon. FBP2 i Kalix är utrustad medrökgasåterföring och rökgaserna recirkuleras innan kondensatorn och återförs in i de fyraolika zonerna, parallellt med primärluften. Det finns fyra temperaturmätare inne i ugnensom markerats i bilden. Inuti pannan råder ett undertryck på ca 100 Pa för att förhindraflammorna från elden att nå fläktar, annan känslig utrustning eller utsidan av pannansamtidigt som det förhindrar rökgaserna att komma in i pannhallen. Efter gashalsen bör-jar värmen samlas upp.

Företaget har under en längre tid arbetat med att minska sina NOx-utsläpp då derasutsläpp legat över genomsnittet i Sverige, vilket innebär att företaget fått betala. Underhöstterminen 2016/2017 utförde studenter vid Luleå tekniska universitet ett arbete föratt med primära åtgärder reducera NOx-emissionerna i FBP2. Under arbetet undersökteshur lufttillförseln och mängden O2 i rökgaserna påverkade NOx-bildningen och en av destarkaste slutsatserna var att tertiärluften bidrog till NOx-bildning samtidigt som densänkte CO emissionerna (Burström & Holappa, 2017).

1.2 Projektbeskrivning

Det här examensarbetet är en fortsättning på det arbete som påbörjades under hösttermi-nen 2016/2017 (Burström & Holappa, 2017). Arbetet är uppdelat i två delar; den förstadelen omfattar en god förståelse för hur NOx bildas och därmed hur bildningen kan häm-mas. Den andra delen går ut på att bygga en modell av FBP2 i Kalix som kan simuleraNOx-bildningen och med hjälp av modellen och den teoretiska kunskapen undersöka ochföreslå NOx-reducerande åtgärder.

Arbete påbörjas med en litteraturstudie där ett flertal tekniker för NOx-reduktion under-söks. Därefter görs en CFD (computational fluid dynamic) simulering av FBP2 för attbland annat ta reda på hur temperaturprofilen inne i pannan ser ut. Tanken är att dennamodell ska vara till hjälp i valet av NOx-reducerande åtgärder då flera av dem är tem-peraturberoende. Modellen är även till för att undersöka om det är möjligt att modifierasekundär- eller tertiärluften och på så sätt minska NOx-emissionerna.

I slutskedet av arbetet uppskattas om de olika NOx-reducerande åtgärderna är applicer-bara i Kalix. Slutligen rekommenderas hur arbetet med NOx-reduktionen bör fortlöpa.

1.3 Mål och Syfte

Syftet med arbetet är att förstå hur förbränning leder till NOx-bildning och hur de kanmotverkas. Detta ska åstadkommas genom att kombinera litteraturstudier och CFD si-muleringar. Målet med arbetet är att utvärdera hur Vasa Värme i Kalix ska fortsätta medsitt NOx-reducerande arbete på FBP2.

1.4 Avgränsningar

Pannans effektivitet har inte blivit beaktad vid simuleringar eller när olika NOx-reducerandemetoder utvärderats. Ingen hänsyn har tagits till andra emissioner eller hur dessa skulle

2

påverkas vid eventuella förbränningstekniska förändringar.

CFD modellen innehåller förenklingar. Förbränningen sker enbart via de flyktiga ämnensom lämnar bränslebädden vid förgasning. Förbränningen av trä- och kolresterna försum-mas. Delen efter gashalsen utelämnar de rör som samlar upp värme. Så långt som möjligthar ANSYS förinställda värden på konstanter för de ekvationer som används kvarstått.Samtliga förändringar i Setup redovisas i Bilaga A.

1.5 Tidigare undersökningar

Arbetet med NOx-reduktion har pågått under lång tid och det finns en uppsjö av rappor-tera att hämta på nätet. När det gäller förbränningstekniska åtgärder, så kallade primäraåtgärder, visar L. Hjalmarsson & Rörgren (1998) undersökningar av två rosterpannor (6och 8 MW) att de fanns likheter och skillnader i vilka åtgärder som minimerar NOx-emissionerna. Likheterna var bland annat låg O2 och ökad primärluftsandel medan skill-nader uppstod i sänkt eldstadstemperatur. Det är med andra ord svårt att säga vilkaprimära åtgärder som fungerar innan dessa testat på en specifik panna. Primära åtgär-der i form av lufttillförsel har undersökts specifikt för FBP2 i Kalix under höstterminen16/17 och de största slutsatserna var att hög tertiärluft och hög O2-halt i rökgasernaökade NOx-halten (Burström & Holappa, 2017).

Sekundära åtgärder i form av selective-non catalytic reduction, SNCR, och selective ca-talytic reduction, SCR, är välbeprövade idag och det finns ett flertal rapporter att läsakring ämnet. SNCR-systemet används bland annat av ENA Energis biobränsleeldade ros-terpanna (80 MW) med lyckat resultat, beroende på var i pannan reduktionsmedlet tillförs(Björk, 2008). En uppföljning av SNCR installationer som gjorts inom pappers- och mas-saindustrin visar att Frövifors Bruk (110 MW) reducerade sina NOx emissioner med 50%då de använde urealösning, Husums Fabrikat (70 MW) uppmätte en reduktion på 40%och Utansjö bruk (30 MW) reducerade sina utsläpp med 50% då de använde urealösningmed additiv som reduktionsmedel. Samtliga pannor är av rostertyp och eldas med mesta-dels bark och en del sedimentslam (A.-K. Hjalmarsson m. fl., 1997).Under 2008 testadesSNCR metoden på FBP2, då tillfördes ammoniumsulfat i redan tillgängliga inlopp. Un-der testveckan noterades goda resultat av NOx och CO (Nordenskjöld & Mattson, 2008).Driftpersonalens erfarenheter visar att NOx-reduktionen fungerade när pannan gick påfull effekt men vid lägre effekter uppstod problem med ammoniakslip.

En uppföljning av installerade SCR anläggningar visar att Kristinehedsverket i Halmstad(40 MW) med en rosterpanna som eldas med avfall är nöjda med tekniken och rapporteraremissioner på 50 mg NOx/Nm3. Sysav Energi i Malmö har också bra erfarenheter av SCR.Deras rosterpanna på 90 MW eldas med avfall och de rapporterar emissioner på 10-20NOx/Nm3 (Goldschmidt m. fl., 2010). Det har varit svårt att hitta relevant litteratur förrosterpannor som eldas med biobränslen i samma effektklass som i Kalix.

Det har gjorts CFD modeller över rosterpannor tidigare, bland annat har Dong & Blasiak(2001) skrivit om sina simuleringar. Ett av de största problemen med att skapa en modellav en rosterpanna är att hitta en bra representation av bränslebädden. Dong & Blasiak(2001) har gjort förenklingar där författaren har skapat väldefinierade bäddzoner ochförsummat komplicerade förbränningsförlopp som sker i bädden, så som förbränning av

3

kol med mera. Istället har författaren utgått ifrån en bränsleanalys samt en energi- ochmassbalans när randvillkoren för rostrets inlopp definierats i modellen och resultatenav simuleringar verkade stämma överens med de uppmätta värdena i pannan. Klason& Bai (2006) valde att inte ha med bränslebädd i sina simuleringar av en rosterpannaoch satte inloppet ovanför bäddens högsta punkt. Resultatet av simuleringen visade atttemperaturen gick att förutsäga med modellen medan NOx värdena varierade en aning.

4

2 Teori

Följande avsnitt börjar med en kort redogörelse för hur förbränning i en fastbränslepannaav rostertyp fungerar. Därefter presenterar den teori läsare behöver för att förstå vadNOx är, hur det bildas och hur det går att motverka eller reducera bildningen av ämnet.Avsnittet täcker också upp en del grundläggande flödesdynamik som ger förståelse förarbetet med CFD. Slutligen ges en del teori för hur olika modeller för flödesdynamikenanvänds inom CFD.

2.1 Förbränning i rosterpanna

Rosterpannor har funnits länge och tillåter många olika sorters fasta bränslen i olikastorlekar. I figur 2 ses en principskiss av en fastbränslepanna med snedrost.

Figur 2: Principskiss över en rosterpanna med snedrost.

Bränslet matas in till höger sett till figur 2 varefter bränslet rör sig igenom pannan pårostret, plattor med hål, se figur 3. Rostret kan vibrera, vara stationärt eller röra sigfram och tillbaka för att förflytta bränslet. Hålen i rosterplattorna tillåter primärluftenatt komma in i pannan.

5

Figur 3: Rosterplattor från FBP2 i Kalix. Olika zoner kan ha olika antal hål

Rostret delas ofta upp i tre- eller fyra olika zonera, i figur 2 finns fyra olika zoner, för attprimärluften ska kunna regleras olika för de olika zonerna och lämpliga åtgärder kan vidtasberoende på i vilken fas bränslebädden befinner sig i. Bränslet är fuktigt då det äntrarpannan och får torka via värmestrålning och primärluften (och eventuell rökgasåterföring)från den första rosterzonen. När bränslet är torrt påbörjas förgasning av bränslet ochflyktiga ämnen, till exempel lätta kolväten, rör sig uppåt i panna. Därefter förbrännsbränslet och när bränslet når askstupet, till vänster i figur 2, återstår bara aska. Förutomprimärluften tillförs sekundär- och ibland tertiärluft vars främsta uppgift är att förse deflyktiga ämnena som lämnar bränslebädden med syre. Rökgasåterföring används iblandoch då är det vanligast att återföringen görs under bädden, parallellt men separat frånprimärluften (Solutions, 2016).

2.2 NOx-bildning

När syre och kväve är närvarande vid en förbränningsprocess bildas kväveoxider. Kväve-oxider går under samlingsnamnet NOx där 90-95% utgörs av NO och resterande bestårav NO2. Det kan förekomma andra kväveoxider, så som N2O, N2O3, N2O4 och N2O5 mendessa brukar anses försumbara (Bauer, 1993).

För att kunna reducera NOx-utsläppen är det viktigt att ha en grundläggande förståelseför hur de bildas. NOx-bildningen brukar delas upp i tre grupper beroende på förbrän-ningsmekanism; prompt NOx, bränsle NOx och termisk NOx.

Prompt NOx bildas till följd av att kvävet i luften reagerar med oförbrända kolväten därreaktionen bland annat kan beskrivas genom

CH +N2 → HCN +N. (1)

6

Efter reaktion 1 följer en rad kemiska reaktioner som slutligen leder till bildandet av NOxenligt

N +O2 → NO2. (2)

I flammans finns många kolväteradikaler som reagerar med kvävet och genom kedjebä-rande reaktioner bildar NOx, enligt reaktion 1 och 2. Det sker vid låga temperaturer,bränslerika miljöer och med kort uppehållstid. Reaktionshastigheten beror till stor del påkolväteradikal- och kvävekoncentrationen och oftast går oxidationen av bränslet snabbtvilket medför att bränsleradikalernas koncentration är så låg att denna del av NOx bild-ningen är försumbar (Aspen, 2016).

Termisk NOx bildas då luftens kväve och syre reagerar med varandra enligt

O2 +N2 → 2NO (3)

och

2O2 +N2 → 2NO2. (4)

För att detta ska ske krävs lång uppehållstid och höga temperaturer. Reaktionen ägerinte rum i någon större utsträckning då temperaturen är under 1200◦C men ökar därefterexponentiellt. En ökad syrehalt, för en given temperatur, ökar bildningen av NOx fram tillsett visst luftöverskott då det istället hämmar förbränningen (Aspen, 2016). Sambandenmellan temperatur, luftöverskott och NOx-bildning kan ses i figur(4).

Figur 4: Till vänster ses sambandet mellan temperaturökning och NOx-bildning. Till högerses sambandet mellan luftöverskott i förbränningen och NOx-bildningen (Aspen, 2016).

Bränsle NOx bildas då kvävet i bränslet reagerar med syret i luften. Bränslet i kvävetomvandlas huvudsakligen till HCN och NH3 och vidare till NOx. Bindningarna i bräns-lekväve är svagare än de i luften vilket gör att bränsle NOx bildas fortare och vid lägretemperaturer än termisk NOx (Aspen, 2016).

7

2.3 NOx-reducerande åtgärder

NOx reducerande åtgärder delas ofta upp i primära och sekundära åtgärder. Primäraåtgärder handlar om hur förbränningen i pannan fungerar och fokus brukar ligga på attförhindra NOx-bildningen. Sekundära åtgärder sker efter förbränningen och handlar omatt reducera de reda bildade NOx molekylerna.

2.3.1 Primära åtgärder

Primära åtgärder innefattar de åtgärder som utgår ifrån förbränningsprocessen. Utifrånde förbränningsmekanismer som presenterats i avsnitt 2.2 visas att temperatur och till-gång till syre är två viktiga faktorer att ta hänsyn till. Andra viktiga faktorer är fördelningav förbränningsluft, bränslets uppehållstid i eldstaden, eldningsmetod och andelen kvävei bränslet (Bauer, 1993). Nedan presenteras ett flertal primära åtgärder som adresserardessa faktorer.

Flerstegsförbränning innebär att förbränningsluften tillförs stegvis. I det första steget försprimärluften in under rosten och det sker understökiometriskt, man tillför mindre syreän de som teoretiskt behövs för fullständig förbränning. På så vis bildas en reducerandemiljö som hämmar bildningen av bränsle NOx till fördel för bildningen av N2. Det går attdela upp primärluften i flera delar då olika delar av bädden kräver olika mycket luft. Iandra steget introduceras sekundärluften för att förbränner de gaser som lämnat bädden.Det sker med ett överskott av syre då ett stökiometriskt förhållande skulle riskera attlämna oförbrända delar i gasen till följa av dålig omblandning. Det är även möjligt atttillföra luft i ett tredje steg, så kallad tertiärluft. Genom att låta förbränningen ske i flerasteg sänks temperaturen (Jernkontoret, 2016). Förhållandet mellan primär-, sekundär-och tertiärluft är svår att avgöra på förhand och beror bland annat på bränslets fukthalt.Med stigande fukthalt krävs mer primärluft (Solutions, 2016).

Rökgasåterföring utnyttjar det faktum att rökgasen är reaktionströg i förhållande till luf-ten. När rökgasen recirkuleras in i pannan absorberar gasen värm utan att själv bidratill förbränningen då den är syrefattig och inte kan bidra med exoterma reaktioner. Detvanligaste sättet att recirkulera rökgaserna är att föra in det under rostrena i sambandmed primärluften men det är också möjlig att återföringen sker direkt in i förbrännings-rummet (Jernkontoret, 2016). Försök i Mjölby-Svartådalens Energiver på deras 12 MWrostpanna som eldas med torv visar att den effektivaste NOx-reduktionen, på deras panna,gavs genom att tillföra rökgas till tertiärluften. Rökgasåterföring till hela rosten gav ensämre sänkning medan återföring till sekundärluften inte gav någon sänkning alls. Pannani fråga har sitt sekundärluftsintag i gashalsen, ovanför tertiärluften (Schuster, 1994).

Bäddformation beror till stor del på bränslet och hur de rör sig genom pannan. Grova bitarkräver längre tid för fullständig förbränning och kan orsaka problem vid inmatningen avbränslet. Finkorniga bitar riskerar däremot att följa med gaserna uppåt i pannan och kanorsaka genomblåsningar i bädden. Primärluften som tillsätts under bädden kommer ledasig fram till den del av bädden där motståndet är minst. Ojämnheter i bädden leder medandra ord till att primärluften koncentreras till vissa zoner där bädden är tunn eller porösoch dessa delar brinner ut snabbar än de mer kompakta zonerna. När zonen är utbrunnensker en genomblåsning och den ökade syrehalten kan leda till en intensiv förbränning meden lokal temperaturhöjning och termisk NOx som följd (Furberg, 2004). Hastigheterna på

8

rostren bör anpassas efter vilken typ av bränsle som bränns för en effektiv förbränningoch en jämn bäddstruktur.

Reburning innebär att ett sekundärt, kolväterikt, bränsle används som reduktionsmedel.Bränslet introduceras efter, ovanför, den primära förbränningszonen. Den primära för-bränningszonen förväntas vara överstökiometrisk, det tillförs mer luft än det som behövsför fullständig förbränning, medan den sekundära zonen är understökiometrisk, det till-förs mindre luft än det som behövs för fullständig förbränning. Understökiometrin tillåterstora delar av den NOx som bildats i den primära zonen att reagera med kolvätena ochreduceras till bland annat N2. I ett tredje steg, efter den sekundär förbränningszonen, till-sätts luft för att slutförbränna de bränsle som finns kvar. Naturgas är ett av de vanligastebränslena vid reburning men det har visat sig att även träbränslen fungerar bra (Harding& Adams, 2000).

2.3.2 Sekundära åtgärder

Sekundära åtgärder innefattar de åtgärder som vidtas för att rena bort den NOx sombildats under förbränningen. De två vanligaste är Selective Catalytic Reduction, SCR, ochSelective-Non-Catalytic Reduction, SNCR. Båda teknikerna går ut på att ett reducerandemedel blandas ut i rökgaserna, oftast i form av ammoniak eller urea. Nedan ges informa-tion om reduktionsmedlets egenskaper följt av en mer detaljerad beskrivning av respektiveteknik.

När ammoniak används som reduktionsmedel blir reaktionerna

2NO2 + 4NH3 +O2 → 3N2 + 6H2O (5)

och

4NO + 4NH3 +O2 → 4N2 + 6H2O. (6)

Reaktionerna har specifika temperaturintervall där NOx reduktionen gynnas. Vid högretemperaturer börjar NH3 reagera med syret och kan då bilda N2O vilket är problematisktdå det är en växthusgas och bidrar till nedbrytningen av ozonskiktet (Baxter, 2005). Vidlägre temperaturer sänks reaktionshastigheten och en del NH3 tar sig igenom systemetmed rökgaserna (Sorrels, 2015).

Ammoniak kan tillföras i en vattenblandning eller som en gas. Torr ammoniak är en gasvid normalt lufttryck och kräver därför att den transporteras och förvaras i trycksattakärl vilket innebär ökade kostnader men också vissa risker. När man doserar ut reduk-tionsmedlet i pannan tillförs ibland mer NH3 än det som krävs rent stökiometriskt ochdå kan en del av reduktionsmedlet följa med rökgaserna ut utan att reagera. All orea-gerad NH3 kallas NH3-slip. Höga slip har ett flertal negativa konsekvenser. Vid 5 ppmluktar ammoniak väldigt starkt och vid 35 ppm kan det vara hälsoskadligt. Innehållerbränslet klorföreningar kan ammoniumklorid bildas som kan ge utfällningar inuti pannan.Innehåller bränslet svavel kan ammoniumsulfater bildas vilket bland annat kan orsakakorrosionsskador. Höga NH3 halter i rökgaserna påverkar även flygaskan och hur dennaska hanteras när den väl samlats in.

9

Urea förvaras vanligtvis som en vattenlösning med en koncentration av 50%. Högre kon-centrationer finns tillgängliga men fryspunkten för urea ligger på 180C vilket kan krävaatt lösningen cirkuleras för att förhindra frysning. En högre koncentration kräver merenergi för att förhindra frysning men minskar transportkostnaderna. Urea är, till skillnadfrån ammoniak, en giftfri mindre flyktig vätska och är därför säkrare att hantera vid an-läggningar. Vid injektion in i pannan kan ureadropparna tränga längre in i rökgasernavilket vanligtvis är ett problem för större pannor. Det finns studier som visar att urea geren lägre NOx reduktion jämfört med ammoniak samtidigt som urea bidrar till ett störreutsläpp av N2O (Sorrels, 2015).

SCR innebär att ett reducerande medel blandas in i rökgaserna och får reagera med NOxöver en katalysator. NOx reduktionen kan variera men brukar ligga mellan 70-90% (Muziom. fl., 2002). Det ideala temperaturintervallet för reaktion 5 och 6 är 300-4000C. Kommer-siella katalysatorers aktiva del består vanligtvis av vanadinpentaoxid, V2O5 på tiandioxid,TiO2 (Zheng m. fl., 2004). Vart katalysatorn placeras varierar. Placeras den direkt efterkonvektionsdelen ligger rökgaserna i rätt temperaturintervall och positionen benämns of-ta som ”high dust” positionen då rökgaserna innehåller mycket stoft. För att undvika deproblem stoftet medför kan katalysatorn placeras i den så kallade ”low dust” positionenefter rökgasreningen. Nackdelen i det fallet är att rökgastemperaturen understiger denideala reaktionstemperaturen och någon form av återuppvärmning blir nödvändig (Muziom. fl., 2002).

En nackdel med systemet är att katalysatorn avaktiveras med tiden. Det finns ett flertalmekanismer som leder till avaktiveringen och de vanligaste är förgiftning, nedsmutsning-/igensättning och sintring. Igensättningen kan bero på flygaska och att ammoniak bildarsalt om inloppstemperaturen är under 2400C vilket inte brukar vara ett problem om sy-stemet är välutformat. Med omsorgsfullt utvalda dimensioner för katalysatorcellerna kanrisken för igensättning minimeras. Förgiftning innebär att ett ämne reagerar så starktmed katalysatorn så att den avaktiveras. Kalium är ett av de ämnen som tros ha störstpåverkar på avaktiveringen och återfinns i många biobränslen. Studier som gjort medförbränning av halm och träbränslen visar att en katalysator kan förlora hälften av sinaktivitet efter 1100 timmar (Zheng m. fl., 2004).

SNCR utgår precis som SCR ifrån reaktion 5 och 6 men tillskillnad från SCR användsingen katalysator. Istället krävs en högre temperatur, 870-11000C för ammoniak och 900-11500C för urea i kombination med en tillräckligt lång uppehållstid. Vid de lägre tempe-raturerna krävs längre uppehållstid för att den kemiska reaktionen ska hinna fullföljas.Tiden kan variera mellan 0,001-10 sekunder men generellt gäller över 0,5 sekunder (Sor-rels, 2015). Det är möjligt att tillsätta ett additiv för att sänka temperaturintervallet. Devanligaste additiven är H2, CO och kolväten. H2 är det absolut vanligaste men användsbara ihop med ammoniak (Muzio m. fl., 2002).

NOx reduktionen för SNCR systemet är inte lika effektivt som för SCR. Variationer före-kommer men brukar vanligtvis ligga mellan 25-40%. NOx nivåerna före SNCR påverkarhur effektiv reduktionen blir. Låga ursprungsvärden sänker SNCR systemets effektivitetmen detta brukar inte vara ett märkbart problem innan ursprungsnivåerna ligger på 100ppm (Muzio m. fl., 2002).

10

2.4 Flödesdynamik

Nedan ges en kort sammanfattning om de delar av flödesdynamiken som används inomCFD.

Den flödesdynamik som används i CFD utgår ifrån tre övergripande ekvationer:

• Kontinuitetsekvationen

• Newtons andra lag

• Termodynamikens första huvudsats

Massans bevarande i tre dimensioner uttrycks som

∂ρ

∂t+∂(ρu)

∂x+∂(ρv)

∂y+∂(ρw)

∂z= 0 (7)

där ρ står för densiteten och u, v samt w är hastighetsvektorer i x, y respektive z led.Den första termen i ekvation 7 står för förändringarna i densiteten över tiden, ekvationenär alltså anpassad för en kompressible fluid. För inkompressibla fluider försvinner dennaterm. Den andra termen beskriver förändringen av massflödet ut ur kontrollvolymen ochkan förkortas till div(ρu).

Förändringen i rörelsemängden i x-led ges av

ρDu

Dt=∂(−p+ τxx)

∂x+∂τyx∂y

+∂τzx∂z

+ SMx (8)

där p står för tryck, τ för viskös spänning och SMx är en term för krafter som påverkarkroppen, så som gravitation. Detsamma gäller för y- och z-led.

När man beaktar det arbete som görs per volymenhet på en partikel i fluiden är trycketen viktig komponent. Innan denna tas med i energiekvationen skrivs tryck-komponentenom i ett kompakt format enligt följande

− ∂(up)∂x

− ∂(vp)∂y

− ∂(wp)∂z

= −div(pu). (9)

På samma sätt kan det totala värmeflödet som tillsätts fluiden per volymenhet skrivassom

− ∂qx∂x− ∂qy∂y− ∂qz∂z

= −div(q). (10)

Fouriers lag om värmeöverföring,

qi = −k∂T

∂i, i = x, y, z, (11)

skrivs om till vektorform: q = −kgradT . Med ekvation 10 och 11 kan förändringen avvärmen i en partikel i fluiden på grund av konduktivitet skrivas som

− divq = div(kgradT ). (12)

11

Energiekvationen kan nu skrivas som

ρDE

Dt= −div(pu) + ∂(uτxx)

∂x+∂(uτyx)

∂y+∂(uτzx)

∂z+∂(vτxy)

∂x+∂(vτyy)

∂y+

∂(vτzy)

∂z+∂(wτxz)

∂x+∂(wτyz)

∂y+∂(wτzz)

∂z+ div(kgradT ) + SE

(13)

Okända variabler i ekvation 7 och 13 kan bestämmas genom tillståndsekvationerna. Fören ideal gas ges dessa av pV = nRT och i = CvT , där R är den allämna gaskonstantenoch Cv är värmekapaciteten vid konstant volym (Versteeg & Malalasekera, 1995).

2.4.1 Navier-Stokes ekvation

En okänd variabel i de ekvationer som presenterats i ovanstående stycke är den viskösspänning τij. För att angripa detta ansätts att fluiden är isotropisk vilket stämmer förde flesta gaser och vätskor. Farten för den linjära deformationen av fluiden har då 9komponenter i tre dimensioner. Det är tre linjära töjningsdefomationer

exx =∂u

∂x, eyy =

∂v

∂y, ezz =

∂w

∂z(14)

samt sex linjära skjuvspänningar

exy = eyx =1

2

[∂u

∂y+∂v

∂x

], exz = ezx =

1

2

[∂u

∂z+∂w

∂x

], eyz = ezy =

1

2

[∂v

∂z+∂w

∂y

](15)

Den volymetriska deformeringen skriv som

∂u

∂x+∂v

∂y+∂w

∂z= div u (16)

För en Newtonsk fluid är den viskösa spänningen proportionell mot deformationen. Detfinns nio komponenter som tas upp i detalj i Versteeg & Malalasekera (1995). När dessabeaktats tillsammans med ekvation 14 -16 kan Navier-Stokes ekvation, för rörelsemängdeni x-led, skrivas som

ρDu

Dt= −∂p

∂x+

∂

∂x

[2µ∂u

∂x+ λ div u

]+

∂

∂y

[µ

(∂u

∂y+∂v

∂x

)]+

∂

∂z

[µ

(∂u

∂z+∂w

∂x

)]+ SMx

(17)

där µ är den dynamiska viskositeten som relaterar till linjär deformation och λ den dy-namiska viskositeten som relaterar till volymetriska deformeringen. För gaser kan sägasatt λ = −2

3µ. Liknande ekvationer kan skrivas i y-, och z-led. Genom att införa en källa,

SM , för de viskösa spänningarna och en del algebra kan Navier-Stokes ekvationen, i x-led,skrivas som

ρDu

Dt= −∂p

∂x+ div u + SMx (18)

och på motsvarande sätt i y- och z-led (Versteeg & Malalasekera, 1995).

12

2.4.2 Turbulens

Turbulens är en omfattande del av flödesdynamiken och liksom tidigare ges bara en över-blick av ämnet.

Reynoldstal ger information om en del viktiga egenskaper för flödet. Talet ges av

Re =V L

ν=ρV L

µ(19)

där V står för hastighet, L för karakteristisk längd, ν för kinematisk viskositet och µ fördynamisk viskositet. Värdet av Re anger om flödet är laminärt eller turbulent. Är flödetturbulent ändrar flödet sin karaktär, blir slumpartat och det uppstår roterande tredimen-sionella virvlar av varierande storlek. De stora virvlarna domineras av tröghetseffektenmedan den viskösa effekten har större betydelse för de små. Den kinetiska energin från destora virvlarna går ner till de små. De minsta virvlarna kan ha en längd på 0,1-0,001 mmoch en frekvens på 10kHz (Versteeg & Malalasekera, 1995).

Det finns ett flertal modeller som beskriver turbulenta flöden. En av de vanligaste är k-�modellen. I k-ε modellen införs två nya variabler, en för turbulent kinetisk energi k ochen för den turbulenta effektförlusten ε (Versteeg & Malalasekera, 1995).

Den momentana kinetiska energin k(t) beskrivs som en del av medelvärdet för den kine-tiska energin och en del för den turbulenta kinetiska energin enlig följande

k(t) = K + k =1

2(U2 + V 2 +W 2) +

1

2(ū′2 + v̄′2 + w̄′2). (20)

Detsamma kan göras för deformationens sönderfall eij(t). Med utgång från Navier-Stokesekvationerna som presenteras i avsnitt 2.4.1 och med hänsyn till de fluktuerande hastig-hetskomponenterna ges ekvationen för den turbulenta kinetiska energin som

∂(ρk)

∂t+ div(ρkU) = div(−p′u′ + 2µu′e′ij − ρ

1

2u′i · u′iu′j)− 2µe′ij · e′ij − ρu′iu′j · Eij (21)

där vänsterledets första term står för förändringen av k och den andra för transporten avk på grund av konvektion. Högerledets första term beskriver transporten av k till följd avtryck, den andra för transport till följd av viskösa spänningar, den tredje för transport tillföljd av Reynolds spänningar, de fjärde för skingrandet av k och den sista för turbulensen.En mer ingående förklaring finns att finna hos Versteeg & Malalasekera (1995).

Upplösning av k, givet i m2/s3 ges av

ε = 2νe′ij · e′ij. (22)

2.4.3 k-ε modellen

Ekvationerna i avsnitt 2.4.2 innehåller okända variabler. Ekvation 22 innehåller därtillvariabler som är mycket svåra eller omöjliga att mäta och därför skapas modeller som,efter bästa förmåga, försöker beskriva händelseförloppet. k − ε modellen använder k ochε för att definiera hastighestskalären ϑ och längdskalären ` enligt

13

ϑ = k12 ` =

k32

ε. (23)

Viskositeten för virvlarna ges av

µt = Cρϑ` = ρCµk2

ε(24)

där Cµ är en dimensionslös konstant. Modellen beskriver transporten för k och ε som

∂(ρk)

∂t+ div(ρεU) = div

[µtσkgrad k

]+ 2µtEij · Eij − C2ερ

ε2

k(25)

och

∂ρε

∂t+ div(ρεU) = div

[µtσεgrad ε

]+ Clε

ε

k2µtEij · Eij − C2ερ

ε2

k. (26)

Ekvation 25 och 26 innehåller fem konstanter; Cµ = 0, 09, σk = 1, 00, σε = 1, , 30, Clε =1, 44 och C2ε = 1, 92 (Versteeg & Malalasekera, 1995).

2.5 CFD

CFD står för computational fluid dynamics. Programvaran för detta arbeta är ANSYSversion 17.2. All programvara som bygger på CFD strävar efter användarvänlighet ochhar oftast välutvecklade gränssnitt som tillåter visuella resultat. Programvaran för CFDbestår av tre delar: en pre-processor, en solver och en post-processor.

I pre-processorn definieras geometrin för problemet. Här skapas också en mesh för dengemoetri som ska undersökas. Därefter väljs de fysikaliska och kemiska fenomen, inklusivefluidernas egenskaper och lämpliga begynnelsevillkor, som behövs för modellen.

I solvern löser programvaran numeriska algoritmer. ANSYS använder finita volymmeto-den.

I post-processorn finns lösningarna för problemet som analyseras. Koden är oftast väl-utvecklade och ger ett visuellt resultat med bland annat vektorplottar, konturkurvor,partikelrörelser med mera.

2.5.1 Simulera turbulens

Det finns ett flertal sätt att behandla turbulens inom CFD men att av de vanligaste sättenär k-ε modellen. Den har visat sig ge rimliga resultat i ett flertal olika sammanhang utanatt behöva anpassa konstanterna som krävs i ekvationerna från fall till fall. Modellenhar validerats för ett flertal industriella fall, den är väletablerad och relativt enkelt dåden enbart kräver randvillkor. Nackdelen är att den fungerar dåligt i vissa givna fall;tätt instängda flöden, böjda gränsskikt och virvlande eller roterande flöden (Versteeg &Malalasekera, 1995).

14

2.5.2 Flöden i porösa medier

Porösa medier modellen kan användas för ett antal olika problemområden, så som flödengenom pappersfilter, perforerade plattor och packade bäddar. Modellen simulerar det po-rösa mediet genom att lägga till en rörelsemängdskälla. Källan består av två delar; enviskös förlustterm, förste delen i ekvation 27, och en tröghetsförlustterm, andra delen iekvation 27, och skrivs som

Si = −

[3∑j=1

Dijµvj +3∑j=1

Cij1

2ρ | v |

](27)

där | v | är storleken på hastigheten. Den viskösa förlustkoefficienten Dij = 1α beräknasgenom

α =D2p150

�3

(1− �)2(28)

där Dp är medeldiametern och � är en tomrumsfraktion, definierad som volymen av tom-rummet dividerat med den totala volymen av mediet. Tröghetsförlustkoefficienten Cij kanberäknas på olika sätt. För att simulera flöde genom en tät bädd beräknas den genom

Cij =3, 5

Dp

(1− �)�3

. (29)

För flöden genom perforerade plattor gäller

Cij =1

C2(Ap/Af )

2 − 1t

(30)

där Ap står för hela plattans storlek, Af är hålens storlek, t är plattans tjocklek ochC = 0, 98 för Re > 4000 (“ANSYS Fluent User’s Guide”, 2013).

15

3 Metod

Nedan följer en kort beskrivning av de tester som gjort, hur mätutrustningen fungeraroch en beskrivning av verifieringsfallet som CFD modellen avser simulera.

3.1 Testutförande på bränsleprover

Den färdiga bränslemixen mellanlagras inomhus innan den matas in till förbränningsug-nen. Från detta mellanlager hämtades bränsleprov vid fem separata tillfällen.

För att ta reda på bränslets porositet, se avsnitt2.5.2, antogs att den plats tomrummet tarupp kan ersättas med vatten. Ett kärls på 7 liter fylls med bränslet varpå vatten fylls påtills vattenytan når 7-liters markeringen och mängden vatten som krävs för det noteras.Sammanlagt utförs testet 10 gånger.

För att ta reda på hur mycket flyktiga ämnen som lämnar bädden under förgasning skic-kas ett bränsleprov till BELAB AB. De utför testet enligt SS-EN 15402:2011 norm somvisar att flykthalten är 81,1%.

3.2 Mätutrustning

Flödesmätarna är från Micatrone och sonden är av typen MFS, en mätson för mätningav hastighet eller flöden i luft och andra gaser. Sonden mäter medelvärde för kanalareanshastighetsprofil. Genom att ta differensen mellan det totala tycker och ett flödespåverkattryck beräknas hastigheten och med hjälp av det fås flödet. Mätfelet är

4 CFD Modell

Detta avsnitt beskriver CFD modellen och de inställningar som gjorts.

4.1 Geometrin och mesh

Geometrin för FBP2 är skapad i ANSYS egen Design Modeler. Eftersom panna är sym-metrisk kan modellen halveras vilket sparar beräkningstid under simuleringarna. I figur 5ses höger halva av modellen.

Figur 5: Geometrin för CFD modellen. Den rosaaktiga delen längst till höger represen-terar torkzonen, delen i mitten representerar förgasningszonen medan den sista delen äraskzonen.

Pannans utlopp ses längst upp i figur 5 och är förlängt för att undvika problem medreversed flow. Tertiärluftinloppet kan ses vid gashalsen och sekundärluftinloppen på väg-gen. Bränslebädden är uppdelad i tre olika delar och kan på så vis simulera torkning avfuktigt biobränsle, förgasning och slutförbränning. Den platta delen längst ner till högerföreställer den första rosterzonen, R1, därefter följer rosterzon 2-4 som förkortas R2, R3och R4.

17

Figur 6: Mesh för CFD-modellen.

Meshen är skapar med ANSYS egen programvara och kan ses i figur 6. Size function ärvald till proximity and curvature. Antalet noder är 49 347 och antalet element 193 870.

4.2 Randvillkor och andra inställningar

I setup delen aktiveras energiekvationerna. Flödet antas vara turbulent och k-ε model-len aktiveras tillsammans med Scalable Wall Function. Species transport aktiveras för attsimulera hur flyktiga ämnen lämnar en träbädd och förbränns. Övriga val inom speciestransport för reaktionen är volumetric, och turbulenskemisk interaktion väljs till Eddy-Dissipation.

NOx Model aktiveras. Pathways Thermal NOx och Fuel NOx väljs.

För att simulera en bränslebädd används funktionen Porous Zone. Samtliga delar i bäddenfår en porosity factor på 0.7 som tagits fram via experiment, se avsnitt3.1. Source Termaktiveras och torkzonen, se avsnitt 4.1, släpper igenom 0,12 kg

m3sH2O, förgasningszonen

släpper ut 0,03 kgm3s

flyktiga ämnen och askzonen släpper igenom 0,04 kgm3s

flyktiga ämnen.Ett undertryck på -100Pa ställs in via cellzone conditions.

För att simulera rostret används funktionen Porous Zone. Rosterzon 1 ges en faktor på0,009 medan zon 2-4 ges faktorerna 0,029, 0,041 respektive 0,127.

Randvillkoren för inloppen sätts enligt tabell 1.

18

Tabell 1: Luftflöden för olika simulerade fall. Fallen beskrivs näramer i avsnitt 4.3. Ob-servera att det totala luftflöder till sekundärluftsdelen, Sek, delas på antal sekundärlufts-inlopp. Detsamma gäller för tertiärluften, förkortat Tert i tabellen.

Simulerat fall R1 [kg/s] R2 [kg/s] R3 [kg/s] R4 [kg/s] Sek [kg/s] Tert [kg/s]Verifieringsfall 0,0996 0,0804 0,9114 0,0888 0,144 0,066Fler tertiärlufthål 0,0996 0,0804 0,9114 0,0888 0,144 0,0446Ingen tertiärluft 0,0996 0,0804 0,9114 0,0888 0,2556 -Fler sekundärlufthål 0,0996 0,0804 0,9114 0,0888 0,08 0,066Halverad primärluft 0,0498 0,0402 0,455 0,044 0,194 0,0709

Därtill specifieras att O2-halten i samtliga inlopp ligger på 0,2095. Utloppet sätts somett pressure outlet. Väggarna i modellen vid rostret antas ha en konstant temperaturpå 973K, ugnen och gashalsens väggar sätts till 1073K och delen efter gashalsen 1173K.Väggtemperaturerna har valts genom ett flertal simuleringar. Dels ska väggtemperaturenvara något lägre än temperaturen inne i pannan och dels beror på det på värmeförlusternavia pannans vägg. Om temperaturen på väggen är för låg blir värmeförlusten väldigt hög.Med dessa temperaturer är värmeförlusterna via väggen 0,96%.

Alla inställningar som avviker från ANSYS förinställda alternativ redovisas i Bilaga A.

4.3 Simulerade fall

Verifieringsfallet är tänkt att efterlikna ett verkligt driftfall på FBP2 från den 1 november2016, se avsnitt 3.3. Modellen är bygd efter de ritningar som finns för FBP2 och harbland annat 17st tertiärluftinlopp placerade med jämna mellanrum runt gashalsen och10st sekundärluftsinlopp, fem på vardera sida. Både sekundär- och tertiärluftsinloppen ärcirkulära med en radie på 60 mm.

Utöver originalfallet har fyra olika fall skapats och simulerats. Samtliga simuleringar an-vänder samma totala luftmängd men luftmängden i de olika inloppen kan variera, se tabell1. De andra fallen som är simulerade beskrivs nedan.

Fler tertiärlufthål : Geometrin för modellen ändras så att antalet tertiärlufthål blir 25stoch radien på hålen minskar till 40mm.

Ingen tertiärluft : Tertiärluftinloppet tas bort ur geometrin.

Fler sekundärluftshål : Antalet sekundärluftshål ökar till 18st i geometrin, nio på varderasida. Radien förblir oförändrad.

Halverad primärluft : Geometrin förblir densamma som i Originalfallet men primärluftenhalveras vid samtliga rosterzoner.

19

5 Resultat

Följande avsnitt redovisar resultatet från CFD simuleringarna och utvärderar de stude-rade NOx-reducerande åtgärderna.

5.1 CFD modellen

Temperaturprofilen för ett plan närmare modellens mitt kan ses i figur 7 som visar ettplan nära modellens vägg. Bakom detta plan skymtas symmetriplanet.

Figur 7: Temperaturprofilen med markerade platser för termoelementen och gråa rutorsom täcker upp modellens temperaturintervall. Temperaturskalan är i Kelvin.

Placeringen för termoelement TI13 ses i figur 8. Den gråa rutan visar temperaturintervalletför modellen som redovisas i tabell 2.

20

Figur 8: Temperaturprofilen för ett plan mellan modellens vägg och symmetriplanet. Tem-peraturskalan är i Kelvin.

Temperaturerna nedanför gashalsen är relativt låga. Observera att temperaturskalan ifiguren anges i Kelvin. Jämförelsen mellan de uppmätta temperaturerna och modellensberäknade temperaturer kan ses i tabell 2. I tre av fyra fall täcker modellens tempera-turintervall in de uppmätta temperaturerna.

Tabell 2: Jämförelse mellan uppmätta och beräknade temperaturer i FBP2.

Utmarkerat område Uppmätt [◦C] Modell [◦C]TI14 1056 1017-1147TI16 341 639-827TI15 612 575-1147TI13 973 383-1017

Figurerna nedan visar var och i vilken hastighet bränsle- respektive termisk NOx utvecklasi modellen.

Figur 9: Reaktionshastighet för bränsle NOxangett i kgmol/m3-s.

Figur 10: Reaktionshastighet för termiskNOx angett i kgmol/m3-s.

21

Som kan ses i figur 9 och figur 10 utvecklas ingen termisk NOx. All NOx-utveckling verkarhärstamma från bränsle NOx. De simulerade NOx värdena redovisas i tabell 3. ModellensNOx beräkningar gjordes vid pannans utlopp längst ut till höger i figur 7.

Tabell 3: Resulterande NOx värden för de olika fallen som simulerats.

Simulerat fall NOx [ppm]Originalfall 189Fler tertiärlufthål 195Ingen tertiärluft 195Fler sekundärlufthål 265Halverad primärluft 85

Som kan ses i tabell 3 gav förändringarna i tertiärluftens inlopp en något ökad NOx-bildning. Fler sekundärluftsinlopp gav ett mycket högre NOx värde. Det enda som redu-cerade NOx mängden var att halvera primärluftmängden.

5.2 Utvärdering av NOx-reducerande åtgärder

De uppmätta temperaturerna visar att risken för termisk NOx är väldigt liten. Dettabekräftas av modellen. Därmed är alla NOx reducerande åtgärder som avser att sänkatemperaturen inuti pannan overksamma för FBP2.

Så som FBP2 är utformad idag, se figur 5 skulle det vara svårt att få plats med denutrustning som krävs för reburning. Detta gäller även för SCR. Båda teknikerna kräverdessutom relativt stora investeringar.

Inga resultat angående bäddformationen har gått att få fram under detta examensarbete.

Flerstegsförbränningen med fokus på att skapa en understökiometrisk primärzon verkarge en bra NOx-reduktion, enligt modellen. Detta stämmer överens med teorin.

Enligt modellen kan det kanske finnas områden i FBP2 som tillåter SNCR. Tekniken harprövats tidigare vilket innebär att delar av utrustningen redan finns på plats.

22

6 Diskussion

De uppmätta värdena för termoelementen TI14, TI15 och TI13 tycks stämma överensmed det modellen visar, se figur 7. Termoelement TI16 visar en uppmätt temperatur somär mycket lägre än den modellen tagit fram. I höstas ifrågasattes TI16 mätvärden och viden närmare undersökning visade det sig att TI16 låg inbäddad i aska vilket leder till atttemperaturmätningen bli opålitlig. Det har visat sig att TI16 har återkommande problemmed just askan och det skulle betyda att modellen kan stämma även i detta område.

De temperaturer som modellen visar längre upp efter gashalsen är något osäkra. Dennadel i FBP2 är utrustad med rör som samlar upp värme men dessa har inte tagits med imodellen. Temperaturmätningar här skulle antagligen visa på lägre temperaturer än demodellen förutser. Denna förenkling borde inte påverka NOx resultatet då det gått attutesluta all termisk NOx-bildning.

Att beräkna NOx mängden vid modellens utlopp överensstämmer inte med den verkligamätpunkten för FBP2 och det förlängda utloppet skulle kunna påverka resultatet. Figur9 visar dock att utvecklingen av bränsle NOx till största del sker längst upp i modellenoch att utvecklingen avtar i förlängningen av utloppet och de tycks upphöra helt innanslutet av utloppet. Eftersom de uppmätta NOx värdet ligger nära det modellen visar kandetta mycket väl vara så att all NOx bildas i denna del av FBP2. Med det sagt vore detintressant att bygga ut modellen ytterligare för att efterlikna den verkliga geometrin he-la vägen till rökgasreningen och se om bildningen av bränsle NOx fortsätter eller förändras.

Innan det kan fastslås att modellen verkligen är en god representation av den verkligaförbränningen vore det bra om det gick att göra rökgasanalyser i olika delar av pannan föratt sedan jämföras med det modellen visar. Det vore även önskvärt att få in fler platserför temperaturmätningar, gärna längre upp i pannan.

Simuleringarna som gjordes för de fall där geometrin för sekundär- och tertiärluftsinlop-pen förändrades visade inga förbättringar på NOx värdena. När primärluften halveradessjönk NOx värdet kraftigt. Här bör påpekas att modellen enbart simulerar förbränningav de flyktiga ämnen som lämnar bädden vid förgasningen. Hur förbränningen av de trä-och kolrester som bildas efter förgasningen påverkas av en så drastisk minskad lufttillförselkan inte förutses med hjälp av modellen. Detsamma gäller för hur torkzonen. Erfarenhetervisat att det är svårt att få pannan att fungera ordentligt när primärluftmängden minskar,den riskerar att slockna. Det finns även en stor risk för att andra emissioner, till exempelCO, bli ohållbart höga om NOx nivåerna sjunker så pass lågt via förbränningstekniskaåtgärder. Med detta sagt körs FBP2 med relativt hög primärluft och en sänkning skullekunna ge resultat, även om de inte går att halvera primärluften eller uppnå NOx värdenunder 100 PPM. Justeringen bör göras långsamt och i små steg.

Temperaturerna som uppmättes med termoelementen tyder på att det inte finns någonrisk för termisk NOx vilket också kan ses i modellen. Det betyder att alla åtgärder somavser att sänka temperaturen i pannan för att på så sätt förhindra uppkomsten av ter-misk NOx inte kommer ge utslag på FBP2s NOx-emissioner. Tidigare undersökningar somgjorts bekräftar att temperaturen i pannan sjunker om rökgasåterföringen används menanvändningen påverkar inte NOx-bildningen.

23

På grund av tids- och kunskapsbrist har det inte varit möjligt att simulera bäddforma-tioner och hur formationen skulle påverka NOx-bildningen. Det finns teorier om att detkan bildas små lokala områden där primärluften blåser igenom bädden och tillför storamängde syre vilket skulle leda till en intensiv förbränning, ökad temperatur i små lokalaområden och därmed bildandet av termisk NOx. Detta har inte gått att bekräfta elleravfärda under det här examensarbetet. Det kommer vara svårt att undersöka saken sålänge det inte går att få en bra överblick av bränslebädden. Däremot borde inte vara såsvårt att göra en försöksplanering och testa olika bränslesorter och rosterhastigheter föratt se om det har någon inverkan på NOx värdena.

Med tanke på pannans geometri tros det bli svårt att få in den utrustning som behövs föratt köra reburning. Det antas även vara en kostsam investering. Därför rekommenderasinte denna lösning. På samma grund avfärdas SCR.

FBP2 har körts med SNCR tidigare vilket leder till antagandet att installationer för nySNCR utrustning inte borde vara några större problem. Under tiden SNCR kördes sågsatt NOx-emissionerna minskade men pannan behövde sotas vid fler tillfällen än vanligt.Reduktionen var som bäst när pannan gick på full effekt men när effekten minskade upp-stod problem med NH3-slip. Modellen visar att det finns temperaturzoner efter gashalsensom kan fungera för reduktionsreaktionerna. Noter att det gjorts förenklingar i modellenför denna del och att de verkliga temperaturerna är lägre än de som uppvisas i modellenvilket betyder att det är svårt att säga om temperaturerna i den verkliga pannan kommervara nog höga. Det är också oklart om temperaturområdet täcks av en nog stor yta föratt fungera och om detta är intressant så bör det bedömas av ett företag som arbetarmed SNCR-metoden samtidigt som man undersöker de verkliga temperaturerna i dettaområde. Det vore kanske möjligt att introducera en kemikalieblandning som hade ett bre-dare temperaturspann än det som användes tidigare. Om det inte är möjligt finns det riskför att reduktionsmedlet enbart kan användas när pannan körs på full effekt. Om CFDmodellen kompletteras med en del där värmen samlas upp samtidigt som fler verifierandemätningar görs kan modellen användas för att hitta optimala inlopp för reduktionsmedlet.

24

7 Slutsatser

Ett antal NOx-reducerande åtgärder har studerats. Bland de primära åtgärderna återfinnsflerstegsförbränning, rökgasåterföring, reburning och bänselbäddens formation. Sekundä-ra åtgärder som studerats är SCR och SNCR. Dessa har utvärderats gentemot FBP2 hosVasa Värme i Kalix. Till hjälp har en CFD modell skapats.

För att verifiera CFD modellen har uppmätta temperaturer används tillsammans medNOx mätningar. Jämförelsen visar att modellens beräknade temperaturer och NOx-mängdenstämmer överens med de uppmätta.

Utifrån besök på anläggningen, insamlad data från pannan och resultatet från CFD simu-leringar föreslås att det NOx-reducerande arbete skall omfatta att minska primärluften.Enligt temperaturprofilen för pannan finns områden som gynnar en reduktionsreaktionför SNCR men detta bör verifieras då denna del av modellen innefattar förenklingar sompåverkar temperaturen. Huruvida dessa temperaturområden är nog stor bör ett företagmed erfarenheter i SNCR-tekniken bedöma.

25

8 Förslag på fortsatt arbete

Det är svårt att begränsa kommande användningsområden för CFD modellen. Den kantill exempel användas för att fortsätta undersökningen om hur luftinloppen ska placerasi pannan. Den kan också användas till att hitta ett lämpligt inlopp för SNCR om förenk-lingarna efter gashalsen arbetas bort. Beroende på hur den ska användas bör geometrinutökas och delar av förenklingarna arbetas bort. Modellen bör även verifieras med ännufler mätningar. Det vore bra att mäta temperaturer på fler områden och länge upp i pan-nan. Vidare vore det bra om det gick att göra en gasanalys vid till exempel gashalsen ochse om värdena för till exempel CO, NOx och O2 matchar modellen.

Att sänka primärluften tros ge en bra NOx-reduktion. Detta har visat sig vara svårtvid tidigare försök men det skulle kanske vara möjligt om detta gjordes under lång tid.Minskningen av primärluften bör göras i små steg samtidigt som sekundärluften höjs.FBP2 behöver få tid på sig att stabiliseras mellan varje förändring, det skulle minskarisken för att pannan slocknar.

Modellen visar att det finns temperaturzoner som gynnar SNCR reaktioner men dettabör verifieras. Innan några beslut tas bör ett företag med erfarenhet av SNCR-teknikenundersöka FBP2.

Om det är möjligt att få in studenter som läser projektkurser föreslås att de kan arbetamed bäddformationen och se hur det påverkar NOx-bildningen.

26

Referenser

Ansys fluent user’s guide [handbok till mjukvara]. (2013).

Aspen, J. (2016). Reduktion av nox-utsläpp från biooljeeldade hetvattenpannor på gun-nesboverket. (Examensuppsats)

Bauer, A. (1993). Minskning av nox och svavelutsläpp från energianläggningar- råd ochanvisningar gällande förbränningstekniska åtgärder och rökgasreningsutrustning (forsk-ningsrapport). Värmeverksföreningens Miljögrupp.

Baxter, L. (2005). Biomass impact on scr catalyst performance (forskningsrapport). ProvoUT USA: IEA Bioenergy.

Björk, A. (2008). Optimering av sncr-system i en biobränsleeldad panna - möjligheter tillminskade nox-utsläpp för ena energi. (Examensuppsats)

Burström, J. & Holappa, M. (2017). Resultat från cleanox-försök i fbp1 och fbp2, kalix.(unpublished thesis)

Dong, W. & Blasiak, W. (2001). Cfd modeling of ecotube system in coal and waste gratecombustion. Energy conversion and management , 1887-1896.

Furberg, J. (2004). Åtgärder för reduktion av organiska ämnen i aska från rostpannor.(Examensuppsats)

Goldschmidt, B., Olsson, H. & Lindström, E. (2010). Scr i biobränsle- och avfallseldade an-läggningar erfarenheter från svenska och europeiska anläggningar (forskningsrapport).Stockholm: Värmeforsk.

Harding, N. S. & Adams, B. R. (2000). Biomass as a reburning fuel: a specialized coringapplication. Biomass and Bioenergy , 429-445. doi: 10.1016/s0961-9534(00)00054-4

Hjalmarsson, A.-K., Hedin, K. & Andersson, L. (1997). Uppföljning av sncr-installationerpå barkpannor - installations of sncr on bark-fired boilers (forskningsrapport). Stock-holm: Värmeforsk.

Hjalmarsson, L. & Rörgren, L. (1998). Förbränningstekniska åtgärder för minimering avnox på mindre, biobränsleeldade pannor (forskningsrapport). Stockholm: S.E.P. Scan-dinavian Energy Project AB.

Jernkontoret. (2016). Brännarteknik. (http://www.energihandbok.se/brannarteknik/, [Hämtat: Februari 2, 2017 ])

Klason, T. & Bai, X. (2006). Combustion process in a biomass grate fired industry furnace:a cfd study (forskningsrapport). BOX 118, SE-221 00 Lund, Sweden: Department ofHeat and Power Engineering, Lund Institute of Technology.

Micatrone. (2006). Mfs flödesmätsond för mätning av hastighet eller flöde i luft och andragaser. Data sheet. (md-1313se/2006-06-26)

Muzio, L., Quartucy, G. & Cichanowicz, J. (2002). Overview and status of postcombustionnox control: Sncr, scr and hybrid technologies. Int. J. of Enviroment and Pollution,4-30. doi: 10.1504/IJEP.2002.000655

27

http://www.energihandbok.se/brannarteknik/http://www.energihandbok.se/brannarteknik/

Naturvårdsverket. (2016). Översiktligt om kväveoxidavgiften. (http://www.naturvardsverket.se/Miljoarbete-i-samhallet/Miljoarbete-i-Sverige/Uppdelat-efter-omrade/Energi/Kvaveoxidavgiften/, [Hämtat: Januari 20, 2017])

Nordenskjöld, K. & Mattson, M. (2008). Nox-reduktion i rosterpanna - primära åtgärderför att minska kvävedioxidutsläppen hos vara värme i kalix. (unpublished follow-up)

Schuster, R. (1994). Erfarenheter av nox-reducering genom primäråtgärder i en 12 mw-panna med rörlig rost (forskningsrapport). Stockholm: Värmeforsk.

SICK. (2015). Product Information GM700 Laser Gas Analyzer. (https://www.sick.com/media/dox/8/68/468/Product_information_GM700_Laser_Gas_Analyzer_In_situ_gas_analyzers_en_IM0011468.PDF, [Hämtat: Januari, 2017])

Solutions, M. (2016). Hur bränslets kvalité påverkar luftfördelningen. (http://www.m-solutions.se/hur-branslets-kvalite-paverkar-luftfordelning/, [Häm-tat: Februari 2, 2017 ])

Sorrels, J. L. (2015). Selective noncatalytic reduction (forskningsrapport). ResearchTriangle Park, NC 27709: U.S. Environmental Protection Agency.

Versteeg, H. & Malalasekera, W. (1995). An introduction to computational fluid dynamics– the finite volume method. Essex, England: Longman Scientific and Technical.

Zheng, Y., Jensen, A. D. & Johnsson, J. E. (2004). Deactivation of v2o5-wo3-tio2 scrcatalyst at a biomass-fired combined heat and power plant. Applied Catalysis B: Envi-ronmental , 253–264. doi: :10.1016/j.apcatb.2005.03.010

28

http://www.naturvardsverket.se/Miljoarbete-i-samhallet/Miljoarbete-i-Sverige/Uppdelat-efter-omrade/Energi/Kvaveoxidavgiften/http://www.naturvardsverket.se/Miljoarbete-i-samhallet/Miljoarbete-i-Sverige/Uppdelat-efter-omrade/Energi/Kvaveoxidavgiften/http://www.naturvardsverket.se/Miljoarbete-i-samhallet/Miljoarbete-i-Sverige/Uppdelat-efter-omrade/Energi/Kvaveoxidavgiften/https://www.sick.com/media/dox/8/68/468/Product_information_GM700_Laser_Gas_Analyzer_In_situ_gas_analyzers_en_IM0011468.PDFhttps://www.sick.com/media/dox/8/68/468/Product_information_GM700_Laser_Gas_Analyzer_In_situ_gas_analyzers_en_IM0011468.PDFhttps://www.sick.com/media/dox/8/68/468/Product_information_GM700_Laser_Gas_Analyzer_In_situ_gas_analyzers_en_IM0011468.PDFhttp://www.m-solutions.se/hur-branslets-kvalite-paverkar-luftfordelning/http://www.m-solutions.se/hur-branslets-kvalite-paverkar-luftfordelning/

Bilaga A Inställningar för ANSYS: setup

ModelsEnergy – on Viscous – on: standard ε-k standrard och välj scalable wall Fn Species trans-port - species transport: Volumetric; Diffusion energy source; wood-volitails-air; Eddydissipation NOx- fuel – Fuel N mass fraction: 0,0025 conversion fraction:1 hcn:0,7 nh3:0,3

MaterialsLägg till wood Wood-volitails-air - Reaction: Eddie dissipation: Mixing rate A0.6 Wood-volitails - Standard State Enthalpy: -4e+08

Cell zone conditionsOperation conditions – 101225 paAlla delar Type: fluid.

Luftflödena kan variera beroende på vilket fall som simuleras!

Askzon:Reaktion checkFixed values – temperature: 1073 Ksource term – mass+volitails: 0.04 kg/m3sPorouse zone – viscous resistans: 3307229 1/m2 + Inertial resistance 442.36 1/m + poro-sity: 0.65 + wood

Forbrzon:Reaktion checkFixed values – temperature: 873Ksource term – mass+volitails: 0.03 kg/m3sPorouse zone – viscous resistans: 3307229 1/m2 + Inertial resistance 442.36 1/m + poro-sity: 0.65 + wood

Torkzon:Reaktion checkFixed values – temperature: 373Ksource term – mass+h20: 0.12 kg/m3sPorouse zone – viscous resistans: 3307229 1/m2 + Inertial resistance 442.36 1/m + poro-sity: 0.65 + wood

R1Reaction checkPorouse zone – viscous resistans: 4,04642E+11 1/m2 + Inertial resistance 194275 1/m +porosity: 0.009

R2Reaction checkPorouse zone – viscous resistans: 10489149676 1/m2 + Inertial resistance 17472 1/m +porosity: 0.029

I

R3Reaction checkPorouse zone – viscous resistans: 3430548865 1/m2 + Inertial resistance 8431 1/m + po-rosity: 0.041

R4Reaction checkPorouse zone – viscous resistans: 96407971 1/m2 + Inertial resistance 7440 1/m + poro-sity: 0.127

Boundary condition

Inlet 1.1:Species - O2: 0,2095thermal – 298KMomentum - 0.0996 kg/s + Normal to boundary

Inlet 1.2:Species - O2: 0,2095thermal – 298KMomentum - 0.0804 kg/s + Normal to boundary

Inlet 1.3:Species - O2: 0,2095thermal – 298KMomentum - 0.9114 kg/s + Normal to boundary

Inlet 1.4:Species - O2: 0,2095thermal – 298KMomentum - 0.0888 kg/s + Normal to boundary

Inlet 2:Species - O2: 0,2095thermal – 298KMomentum - 0.144 kg/s + Normal to boundary

Inlet 3:Species - O2: 0,2095thermal – 298KMomentum - 0.066 kg/s + Normal to boundary

Wall: thermal: ask+forb.+ugn-furn+torkzon: 1073K eftergas: 1173K r1-4: 973K

Outlet – pressur outlet

Operation cond. 101225 Pa

II

Solution

Solution MethodsPressure: standardAllt annat: First Order Upwind

Solution controllPressure: 0.2Density: 0,9Body force: 0,9Momentum: 0,3Turb. Kin. Energy: 0,5Turb. Dissip. Rate: 0,7Turb. Visc.: 0,9Woodvol till h20: 0,8Energy: 0,7

MonitorsResidual: 1e-07

Solution initializationGauge pressure: -100Turb. Kin. Energy: 1Turb. Dissip. Rate: 1O2: 0.2095Temp: 1000

III