Entwicklung und Optimierung von Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern

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1 Entwicklung und Optimierung von Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern von Dipl.-Ing. M. Brune

2 I Inhaltsverzeichnis Verzeichnis der verwendeten Formelzeichen Seite II 1 Zusammenfassung 1 2 Ausgangssituation und Stand der Forschung 2 3 Zielsetzung und Lösungsweg 11 4 Beschreibung der Versuchsanlagen und Messtechnik 13 5 Beschreibung der eingesetzten Software und Modelle 19 6 Durchgeführte Arbeiten Untersuchung möglicher Einsatzmaterialien unter Sauerstoffatmosphäre Beschichtungen Hochtemperaturwerkstoffe Übertragung des Konstruktionsprinzips luftbetriebener Rekuperatorbrenner auf Sauerstoffbrenner Konstruktive Auslegung, Optimierung und Untersuchungsergebnisse Rippenrohrrekuperatorbrenner aus CrNi-Stahl (Nr.: ) Glattrohrrekuperatorbrenner aus INCONEL 600 (Nr ) Zackenrekuperatorbrenner aus SiSiC Glattrohrrekuperatorbrenner aus ODS-Legierung (PM 2000) Glattrohrrekuperatorbrenner aus der Materialkombination Feuerfestmasse, ODS-Legierung (PM 2000) und INCONEL Gegenüberstellung der Ergebnisse mit den Zielsetzungen 80 8 Nutzen und Anwendungsmöglichkeiten der Forschungsergebnisse Wissenschaftlich technischer Nutzen Industrielle Anwendungsmöglichkeiten und wirtschaftlicher Nutzen für kmu Innovativer Beitrag 83 9 Veröffentlichungen Schutzrechte Danksagung Literatur 85

3 II Verzeichnis der verwendeten Formelzeichen Symbol Dimension Bedeutung CH 4 [Vol.-%] Methan CO [Vol.-%]; [ppm] Kohlenmonoxid CO 2 [Vol.-%] Kohlendioxid c p [kj/(kgk)] spezifische Wärmekapazität d [m] Durchmesser H u [W] Heizwert H 2 [Vol.-%] Wasserstoff H 2 O [kg/kg] Massenanteil NO [mg/m³] Stickstoffmonoxid NO 2 [mg/m³] Stickstoffdioxid NO X [mg/m³] Stickoxid N 2 [%] Stickstoff OH [ - ] Hydroxylradikal O 2 [Vol.-%] Sauerstoff P Abgas [mbar] Differenzdruck abgasseitig im Brenner P Gas [mbar] Differenzdruck gasseitig im Brenner P O2 [mbar] Differenzdruck sauerstoffseitig im Brenner p O [mbar] Ofenraumüberdruck T [ C] Temperatur T A,E [ C] Abgastemperatur am Reku-Eintritt T G [ C] Brenngasaustrittstemperatur T L,A [ C] Temperatur der vorgewärmten Verbrennungsluft T L,E [ C] Verbrennungslufttemperatur am Reku-Eintritt T Mat [ C] Materialtemperatur T O2 [ C] Temperatur des vorgewärmten Sauerstoffs T O [ C] mittlere Ofenraumtemperatur T P [ C] mittlere Prozesstemperatur T W [ C] mittlere Ofeninnenwandtemperatur v [m/s] Strömungsgeschwindigkeit α [W/(m 2 K)] Wärmeübergangskoeffizient ε [ - ] Emissionsgrad η [kg/ms] dynamische Viskosität η f [ - ] feuerungstechnischer Wirkungsgrad λ [W/(mK)] Wärmeleitfähigkeit λ [ - ] Oxidationsverhältnis ρ [kg/m 3 ] Dichte

4 1 1 Zusammenfassung Eine - bis heute, weder aus Literatur noch Praxis bekannte - weitere Steigerungsmöglichkeit der Effizienz von industriellen Wärmeprozessen liegt in der Zusammenführung von Rekuperator- und Sauerstoffbrennern. Das Ziel der Arbeit ist daher die Entwicklung und Optimierung von Sauerstoff-Rekuperatorbrennern, um die im Abgas enthaltene Wärme zur Sauerstoffvorwärmung zu nutzen. Dabei bewirkt die Wärmerückgewinnung nicht nur eine Brennstoff-, sondern auch eine Sauerstoffeinsparung. Entsprechend der möglichen Einsatzbereiche wurden fünf Sauerstoff-Rekuperatorbrenner für eine Gasanschlussleistung von 100 bis 250 kw ausgelegt und optimiert. Der luftbetriebene Standard-Rippenrohrrekuperatorbrenner aus CrNi-Stahl (Werkstoffnummer: ) ist bei reinem Sauerstoffeinsatz nur bis 1000 C Prozesstemperatur einsetzbar. Mit dem Werkstoff INCONEL 600 konnte die Einsatztemperatur auf 1250 C gesteigert werden. Eine weitere Erhöhung der Prozesstemperatur auf 1400 C konnte durch den Einsatz eines keramischen Wärmeübertragers aus SiSiC erzielt werden. Um die Einsatztemperatur auf 1450 C zu steigern, wurde anstelle des INCONEL 600 die ODS-Legierung PM 2000 als Rekuperatormaterial gewählt. Nur durch eine Materialkombination aus Feuerfestmasse als Brennerstein zum Strahlenschutz, aus der ODS-Legierung PM 2000 für die Sauerstoff- und Gasdüsen und aus INCONEL 600 für den Rekuperator, konnte die Prozesstemperatur auf 1550 C gesteigert werden. Die Rekuperatoren aus den Werkstoffen INCONEL 600 und PM 2000 können herstellungsbedingt nur als Glattrohr gefertigt werden. In Abhängigkeit von der Rekuperatoroberfläche (Rippen-, Zacken- oder Glattohr) und der Prozesstemperatur werden feuerungstechnische Wirkungsgrade zwischen η f = 0,85 und η f = 0,90 erreicht. Durch die Optimierung der Brennermündungen können die derzeitigen NO X -Grenzwerte nicht nur eingehalten, sondern auch noch deutlich unterschritten werden. In Abhängigkeit vom Brenner wurden bei der jeweiligen höchsten Einsatztemperatur NO X -Emissionen zwischen 20 und 200 mg/m 3 ermittelt. Die Oxy-Fuel Rekuperatorbrenner können zukünftig in Erwärmungs- und Wärmebehandlungsanlagen sowie in Abhängigkeit von der Verunreinigung des Abgases auch für Schmelzprozesse eingesetzt werden. Aufgrund der maximalen Einsatztemperatur von über 1550 C können die Einsatzgebiete von Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern um den Bereich Glas erweitert werden. Das Ziel des Forschungsvorhabens wurde erreicht.

5 2 2 Ausgangssituation und Stand der Forschung Die Entwicklungstendenzen der industriellen Wärmeprozesse gehen in den letzten Jahren verstärkt in die Richtung einer Effizienzsteigerung der Prozesse. Da die Schadstoffproblematik mit Ausnahme der Hochtemperaturprozesse, wie z. B. in der Glasindustrie, nahezu als gelöst betrachtet werden kann, rückt verstärkt die Optimierung der Prozesse bzw. der Gesamtsysteme in den Vordergrund. Neben der Verringerung des Energieverbrauchs ist die Steigerung der Effizienz eines Prozesses und der Produktqualität von erheblichem Interesse. Im Bereich der Metall- und Keramikindustrie sowie der Glasindustrie hat sich zur Energieeinsparung bei luftbetriebenen Anlagen die rekuperative und regenerative Luftvorwärmung in weiten Teilen der Industrie durchgesetzt. Dabei kommen nicht nur großtechnische Anlagen mit einem zentralen Rekuperator oder Regenerator zum Einsatz, sondern diese Techniken sind seit vielen Jahren auch für einzelne Brenner (Rekuperatorbrenner) verfügbar [1]. Stand der Forschung und Technik bei Rekuperatorbrennern In Rekuperatorbrennern wird die im Abgas enthaltene Energie zur Vorwärmung der Verbrennungsluft genutzt. Der Aufbau eines Rekuperatorbrenners ist in Abb. 1 dargestellt. Abgas wird aus dem Ofenraum über einen Rekuperator abgesaugt, der um den Brenner angeordnet ist. Die Verbrennungsluft wird im Gegenstrom durch den Rekuperator geführt und mit dem Brenngas über den Brennerkopf der Verbrennung zugeführt. Abbildung 1: Prinzip eines Rekuperatorbrenners

6 3 Die Effizienz der Wärmetauscher wird durch dimensionslose Kennzahlen, wie z. B. die relative Luftvorwärmung ε, beschrieben. Die relative Luftvorwärmung gibt das Verhältnis der erreichten Luftvorwärmtemperatur zur Abgaseintrittstemperatur an. TL,A TL,E ε = (2.1) T T A,E L,E Häufig wird auch der feuerungstechnische Wirkungsgrad η f als Bewertungskriterium herangezogen [2, 3, 4, 5]. Er ist definiert als das Verhältnis von der Summe der zugeführten Energieströme durch chemisch gebundene Energie sowie durch Luft- und Brenngasvorwärmung abzüglich des Enthalpiestroms des Abgases am Rekuperatoreintritt zum chemisch gebundenen Energiestrom des Brenngases. Vernachlässigt wird in diesem Fall der thermische Energiestrom von Luft und Brenngas am Rekuperatoreintritt..... Hu,B + HB,A + HL,A HA,E η f = (2.6). Hu,B Neben der Brennstoffersparnis sind für den Einsatz von Rekuperatorbrennern die folgenden Vorteile zu nennen: Die kontinuierliche Betriebsweise (keine zyklische Umschaltung) gegenüber Regeneratorbrennersystemen vermeidet Schwankungen der Prozesstemperatur und der Zusammensetzung der Ofenraumgase. Rekuperatorbrenner mit einer relativen Luftvorwärmung von bis zu ε = 0,8 [1] erreichen im Vergleich zu einem Zentralrekuperator (ε = 0,4) [6] eine deutlich höhere relative Luftvorwärmung. Die Erwärmung des Oxidators erfolgt direkt am Brenner, so dass keine Wärmeverluste, wie z. B. bei Rohrleitungen von Zentralrekuperatoren zu den einzelnen Brennern, auftreten. Die Investitionskosten werden gesenkt, da keine hochwarmfesten Rohrleitungen und Armaturen benötigt werden, weil der Oxidator jeweils kalt zum Brenner geführt wird. Anwendungsbereiche: Luftbetriebene Rekuperatorbrenner werden z. B. bei der direkten Beheizung in Schmiedeöfen oder Keramik-Brennöfen (Durchlaufofen) [7] eingesetzt. Ein Merkmal von Rekuperatorbrennern ist die Tatsache, dass staub- oder partikelbeladene Abgasströmungen zu störenden Ablagerungen im Wärmetauscher führen können. Daher ist der Haupteinsatzbereich

7 4 die Erwärmung und Wärmebehandlung durch die indirekte Beheizung mit dem Strahlheizrohr. Als Anwendungsbereiche gelten Wärmebehandlungsanlagen für Spezialstähle, warmfeste Legierungen, Pulvermetallurgie, Hochtemperaturaufkohlung, Öfen für Haushaltskeramik [6] und Schmelzen von Metallen wie Zink und Aluminium [8]. Gegenüber der herkömmlichen Erwärmung kann die Oxidation des Wärmgutes reduziert werden, da kein direkter Kontakt zwischen Abgas und dem Wärmgut besteht. Gleichzeitig können keine prozessbedingten Schadstoffe ins Abgas gelangen. Stand der Forschung: In einem vom BMBF und von der Gaswirtschaft geförderten Forschungsvorhaben "Grundlagenuntersuchungen zur Entwicklung und Optimierung keramischer Rekuperatorbrenner" [1], das am Gaswärme-Institut e. V. durchgeführt wurde, wurden keramische Rekuperatorbrenner aus SiSiC für höhere Leistungen und Wirkungsgrade weiterentwickelt. Durch neue fertigungstechnische Möglichkeiten für SiSiC-Bauteile ist es gelungen, mit der Schlickergusstechnik Rekuperatoren mit Oberflächenstrukturen zu fertigen, die zum einen kostengünstig hergestellt werden können und zum anderen bei einer Prozesstemperatur von 1300 C eine relative Luftvorwärmung von bis zu ε = 0,8 erreichen. Durch die Fertigung von immer größeren Bauteilen können mit der Schlickergusstechnik luftbetriebene Rekuperatorbrenner mit einer Nennleistung von 100 kw hergestellt werden. Zur Reduzierung der Abgasemissionen wurden für die Rekuperatorbrenner neue Brennersysteme (Stufenverbrennung, flammenlose Oxidation) entwickelt, so dass die NO X - Konzentration auch bei höchsten Luftvorwärmtemperaturen unter den Grenzwert der TA Luft gesenkt werden konnte. Der Wechsel von CrNi-Stahl Rekuperatorbrennern auf die heutigen keramischen Rekuperatorbrenner aus SiSiC führt zu einer Erhöhung der Einsatztemperatur von 1100 C (CrNi-Stahl Rekuperatorbrenner) auf 1300 C, zur Einsatzmöglichkeit bei korrosiven Abgasen, zu einer Verlängerung der Standzeiten und zu einer Reduzierung des Wartungsaufwandes. Als Folge können Produktivitätssteigerung und Kosteneinsparung genannt werden. Bisher sind schon mehrere tausend keramische Rekuperatorbrenner in den unterschiedlichsten industriellen Bereichen im Einsatz. Eine weitere Anwendungsmöglichkeit für Rekuperatoren wird z. Z. im AiF- Forschungsvorhaben Entwicklung und Optimierung drallstabilisierter, keramischer Flachflammenrekuperatorbrenner zur dezentralen Wärmerückgewinnung untersucht [9]. Der Schwerpunkt dieser Entwicklung ist die Erzeugung einer durch Drall am Brennerstein

8 5 anliegenden stabilen Flamme, die eine offene Rückströmzone auf der Brennerachse erzeugt, so dass das Abgas zentral über den Brenner abgesaugt werden kann. Stand der Forschung und Technik bei Oxy-Fuel Brennern Ein anderer technischer Ansatz, um industrielle Wärmeprozesse effizienter zu gestalten, ist der Einsatz reinen Sauerstoffs als Oxidator bei Verbrennungsprozessen. Durch den Wegfall des in der Luft zu 79 % enthaltenen Stickstoffs ergeben sich eine drastisch reduzierte Abgasmenge und somit erheblich geringere Abgasverluste. In Abb. 2 wird der Einfluss der Oxidatorvorwärmtemperatur auf den feuerungstechnischen Wirkungsgrad für Luft (21 Vol.-% O 2 ) und für reinen Sauerstoff als Oxidator bei konstanter Prozesstemperatur von 1300 C beschrieben. Im Gegensatz zur Luft wird bei reinem Sauerstoff wegen der kleinen spezifischen Abgasmenge auch ohne Vorwärmung ein sehr hoher feuerungstechnischer Wirkungsgrad (77,87 %) erreicht. Um diesen hohen feuerungstechnischen Wirkungsgrad bei Luftbetrieb zu erzielen, müsste durch Wärmerückgewinnung die Luft auf 1032 C vorgewärmt werden. feuerungstechnischer Wirkungsgrad η f in % ,87 % Erdgas H λ = 1,01 Abgastemperatur = 1300 C O 2 Gehalt im Oxidator 100 % 21 % 77,87 % Oxidatorvorwärmtemperatur T Ox,A C Abbildung 2: Einfluss der Oxidatorvorwärmtemperatur auf den feuerungstechnischen Wirkungsgrad bei Luft und reinem Sauerstoff als Oxidator Die häufigsten Gründe für den Einsatz von Sauerstoffbrennern sind: Der Anstieg der Prozesstemperatur und Leistung: dadurch können z. B. beim Neubau einer Anlage diese entsprechend kleiner ausgelegt oder Chargierzeiten verkürzt werden [10].

9 6 Die Verringerung der Abgasmenge um ca. 2/3 im Vergleich zu Luftbetrieb: dadurch können sowohl die Abgasführungssysteme als auch die Abgasreinigungsanlagen verkleinert werden und sind somit kostengünstiger. Die Reduktion des spezifischen Energieverbrauchs. Weniger Material- und Staubaustrag durch geringeren Impuls bei Schmelzprozessen. Die Erhöhung der Strahlungswärmeübertragung infolge des gestiegenen Partialdrucks der strahlenden Komponenten H 2 O und CO 2 [11] und [12]. Die Verbesserung der Oberflächenqualität und Verringerung von Verzunderung [13]. Die Reduzierung der produktbezogenen NO X -Emission. Anwendungsbereiche: Oxy-Fuel Brenner werden in den Prozessen eingesetzt, in denen extrem hohe Temperaturen erforderlich sind oder bei denen es schwierig ist, die Wärme aus dem Abgas rekuperativ oder regenerativ zurück zu gewinnen, z. B. bei verschmutztem oder aggressivem Abgas. Daher kommen Oxy-Fuel Brenner bei der direkten Einschmelzung in den Bereichen der Eisen- und Stahlindustrie, der NE-Metall-Industrie (Kupfer, Messing, Aluminium und Blei) und Glasindustrie zur Anwendung. Eingesetzt werden die Brenner z. B. in Drehtrommelöfen, als Zusatzfeuerung in Lichtbogenöfen, Induktionsöfen, Herdöfen und Wannen [10, 14, 15, 16, 17]. In den letzten Jahren finden Oxy-Fuel Brenner immer mehr Anwendung in Bereichen der Vorwärmung, Warmhalteöfen, Wärmöfen und Wärmebehandlungsanlagen von Eisen und Stahl, NE-Metall und Keramik. Zum Beispiel werden Oxy-Fuel Brenner zum Aufheizen von Pfannen, Konvertern und Speichergefäßen eingesetzt [10]. Sowohl bei den chargenweisen beschickten Tief-, Herdwagen- und Kammer-Glühöfen als auch bei Durchlauföfen werden Sauerstoff-Brenner verwendet [13, 18]. Stand der Forschung: Seit 1993 beschäftigt sich das Gaswärme-Institut e.v. mit dem Einsatz von Sauerstoffbrennern in Hochtemperaturprozessen. Dabei wurden Sauerstoffbrenner hinsichtlich der NO X -Emission optimiert, die durch die hohe Flammentemperatur entsteht

10 7 [19]. In umfangreichen Untersuchungen für Sauerstoffproduzenten wurde gezeigt, daß die NO X -Emission auch bei Prozesstemperaturen von 1600 C unter den Grenzwert der TA Luft gesenkt werden kann. Zahlreiche Low-NO X Oxy-Fuel Brenner werden z. Z. von den Sauerstoffproduzenten angeboten [20]. In den letzten Jahren wird immer mehr Wert auf die Produktqualität und die Verringerung der Produktverluste durch Materialaustrag bei gleichzeitiger Steigerung der Wärmeübertragung gelegt. Dazu wurden besonders die im Stahl-, Aluminium- und Glasschmelzbereich eingesetzten Sauerstoffbrenner hinsichtlich der Vermeidung lokaler hot-spots, einer ungleichmäßigen Wärmeverteilung und übermäßigen Sauerstoffgehalts optimiert. Umfangreiche Untersuchungen der Flammencharakteristik führten zu neuen Oxy- Fuel Brennersystemen [21, 22, 23, 24, 25], wie z. B. den Flat-Flame Oxy-Fuel Burner für Glasschmelzwannen. Die Oxy-Fuel Flachflammenbrenner haben die Eigenschaft, lange, weiche und leuchtende Flammen (hohes Streckungsverhältnis) zu erzeugen. Dadurch kann zusätzlich zur Erhöhung der Gasstrahlung aufgrund der höheren Partialdrücke von H 2 O und CO 2 bei der Oxy-Fuel Verbrennung die Wärmeübertragung durch die Strahlung der leuchtend gelben Flamme gesteigert werden, ohne den konvektiven Anteil und damit die Umwälzung des Abgases im Ofen zu erhöhen. Auch in anderen Bereichen wurden diese Eigenschaften umgesetzt und dem Prozess entsprechend angepasst [26, 27]. Die neueste Sauerstoff-Brennertechnologie basiert auf der flammenlosen Verbrennung. Diese Brenner werden bereits an Glühöfen und Hubbalkenöfen eingesetzt. Die flammenlose Verbrennung, wissenschaftlich korrekt auch als Volumenverbrennung bezeichnet, ist ein Verfahren, bei dem die Flamme mit Rauchgasen verdünnt wird, um eine kältere und breiter aufgefächerte Flamme zu erreichen. Als Ergebnis wird die Flamme praktisch unsichtbar. Das eigentliche Ziel ist jedoch die wesentliche Verringerung der NO X -Produktion und die gleichmäßigere Verteilung der Wärme - eine verdünnte Flamme enthält noch immer dieselbe Wärmemenge [28]. Obwohl an einer Oxy-Fuel Verbrennung nur ein geringer Anteil an Stickstoff aus dem Brenngas bzw. aus der von außen in den Ofen eindringenden Luft beteiligt ist, fördert eine sehr hohe Flammentemperatur die NO X -Bildung. Mit dem flammenlosen Verfahren werden die NO X -Emissionen jedoch auf ein sehr geringes Niveau reduziert.

11 8 Stand der Forschung und Technik hochtemperaturbeständiger Werkstoffe und Beschichtungsverfahren Bisher wurden luftbetriebene Rekuperatorbrenner aus CrNi-Stählen oder aus Keramik (SiSiC) gefertigt. CrNi-Stähle haben den Vorteil, dass komplexe Oberflächenstrukturen, wie z. B. Rippenrohre, erstellt werden können. Diese Stähle sowie auch INCONEL 600 oder andere austenitische Stähle bilden eine Passivierung aus CrO 3, die jedoch oberhalb einer Werkstofftemperatur von 950 C flüchtig wird. Daher liegt die maximale Prozesstemperatur bei 1100 C. Keramiken aus SiSiC können zwar bis 1300 C Prozesstemperatur und bei korrosiven Abgasen eingesetzt werden, haben aber den Nachteil, dass sie nicht mit anderen Materialen zusammengefügt werden können. Der Einfluss von Oxidation und Temperatur auf die Werstoffeigenshaften von SiC wird in [29] beschrieben. Angaben über die Werkstoffeigenschaften von SiSiC in reinem Sauerstoff liegen nicht vor. Eine weiteren Werkstoff, der sich für diesen Anwendungsfall eignen könnte, bietet die Firma Kanthal GmbH an. Mit dem Werkstoff (Bezeichnung: Kanthal APM) werden Mantelstrahlheizrohre für Einsatztemperaturen bis 1250 C eingesetzt. Mit diesem Material können bisher keine komplexe Oberflächenstrukturen erstellt werden. Zwei weitere metallische Werkstoffe könnten sich für den Einsatz in Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern bezüglich ihrer Oxidationsbeständigkeit besonders eignen. Zu nennen sind der Werkstoff mit der Werkstoffnummer mit einer maximale Anwendungstemperatur von 1200 C von der Firma Krupp VDM [30] und die oxiddispersionsverfestigte Legierung (ODS, PM 2000) von der Firma Plansee [31], die bei Temperaturen bis zu 85 % ihrer absoluten Schmelztemperatur von nahezu 1500 C noch hohe Warmfestigkeit zeigt. Auch mit diesen Materialien können keine komplexe Oberflächenstrukturen erstellt werden. Beschichtung Die thermischen Spritzverfahren, wie z. B. das Flammspritzen (FS) das Hochgeschwindigkeits-Flammspritzen (HVOF) oder übliche Plasmaspritzverfahren, wie das Vakuum- Plasmaspritzen (VPS), das Hochleistungsplasmaspritzen (APS) und das atmosphärische Plasmaspritzen (APS), und nicht für komplexe Oberflächen, wie z. B. bei dem Rippenrohrrekuperator, geeignet, da bei diesen Oberflächen nicht für eine geschlossene Schicht garantiert werden kann.

12 9 Mögliche Verfahren, mit denen auch komplexe Oberflächenstrukturen beschichtet werden können, sind die Alitierung, bei der durch Diffusionsglühen im Vakuumofen das Produkt mit einer temperatur- und oxidationsbeständigen Aluminiumoxidschicht versehen wird und eine mehrlagige Plasmabeschichtung durch magnetoplasmadynamische Plasmageneratoren. Dieses Verfahren wurde im Rahmen der Entwicklung von Anlagen zur Untersuchung von Hitzeschildern von Raumfahrzeugen erarbeitet [32]. Oxy-Fuel Rekuperatorbrenner Eine - bis heute, weder aus Literatur noch Praxis bekannte - weitere Steigerungsmöglichkeit der Effizienz von industriellen Wärmeprozessen liegt in der Zusammenführung der beiden oben angeführten Verfahren. Durch die Nutzung der bewährten Rekuperatortechnologie zur Vorwärmung des Oxidators in Kombination mit dem Einsatz reinen Sauerstoffs als Oxidator können die Vorteile der jeweiligen Verfahren genutzt werden. Eine Kombination der beiden Verfahren in einem Brenner führt zu weiteren Vorteilen. Mit diesem Brennersystem kann entsprechend Abb. 3 der feuerungstechnische Wirkungsgrad weiter gesteigert werden. Abbildung 3: Feuerungstechnischer Wirkungsgrad und Brennstoff-/Sauerstoff- ersparnis in Abhängigkeit von der Oxidatorvorwärmtemperatur

13 10 Jedoch ist der Anstieg des feuerungstechnischen Wirkungsgrades mit zunehmender Vorwärmtemperatur bei reinem Sauerstoffbetrieb aufgrund des hohen Wirkungsgradniveaus geringer als bei Luftbetrieb (vgl. Abb. 2). So steigt z. B. bei einer Prozesstemperatur von 1300 C der feuerungstechnische Wirkungsgrad bei einer Oxidatorvorwärmtemperatur von 1000 C auf η f = 88,13 % an. Dieses entspricht im Vergleich zu einem Oxy- Fuel Prozess ohne Wärmerückgewinnung einer Brennstoff- und Sauerstoffeinsparung von 9,6 %. Dies ist ein wichtiges Argument für den Anlagenbetreiber, da der Erwerb o- der die Selbsterzeugung von Sauerstoff durch VPSA-Anlagen oder Cryogenanlagen einen erheblichen Kostenfaktor darstellen. Da für die Sauerstoffherstellung 0,4-0,5 kwh elektrische Energie pro m 3 i. N. Sauerstoff benötigt wird, ergibt sich unter Berücksichtigung des anteiligen Energiemixes aus Mineralöl, Steinkohle, Erdgas, Braunkohle, Kernenergie und Wasser [33] ein Wert von 564 gco 2 /kwh el und damit eine CO 2 -Emission von 282 g pro m 3 i. N. Sauerstoff. In dem zuvor beschriebenen Fallbeispiel vermindert sich der CO 2 Ausstoß (254 g pro kwh eingebrachter Leistung ohne Wärmerückgewinnung) um 19 g durch Brennstoffeinsparung und um weitere 5,4 g aufgrund des geringeren Sauerstoffbedarfs. Ein Großteil der zurzeit bestehenden Oxy-Fuel Brenner werden mit einem Wassermantel gekühlt. Im Fall eines Oxy-Fuel Rekuperatorbrenners würde eine Wasserkühlung entfallen. Dadurch werden keine Zu- und Abwasserleitungen mehr zu jedem Brenner benötigt und die Betriebskosten für die Wasserkühlung entfallen. Falls kein Brennerstein die wassergekühlte Stirnfläche des Oxy-Fuel Brenners von der Innenseite des Ofens bedeckt, tritt diese Fläche als unerwünschte Wärmesenke im Ofen auf. Zudem kommt es an der kalten Stirnfläche zur Kondensation von Abgasprodukten, die in manchen Prozessen zu Anhaftungen (Krustenbildung) oder zu Säurebildung (Schwefel oder Flusssäure) neigen und einen erhöhten Wartungsaufwand und eine reduzierte Standzeit zur Folge haben.

14 11 3 Zielsetzung und Lösungsweg Forschungsziel: Ziel des Forschungsvorhabens ist die Entwicklung und Optimierung von Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern, um die im Abgas enthaltene Wärme zur Sauerstoffvorwärmung zu nutzen. Als Ergebnis sollen vorwettbewerbliche Oxy-Fuel Rekuperatorbrennerprototypen hervorgehen, die die Vorteile von luftbetriebenen Rekuperatorbrennern und Oxy-Fuel Brennern vereinen. Die Oxy-Fuel Rekuperatorbrenner sollen in Erwärmungs-, Wärmebehandlungsanlagen und in Abhängigkeit von der Verunreinigung des Abgases auch bedingt in Schmelzprozessen bis zu einem Temperaturbereich bis 1300 C einsetzbar sein. Lösungsweg: Bei der Entwicklung von Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern ist zu überprüfen, welche Werkstoffe, Werkstoffkombinationen oder Beschichtungsverfahren den Randbedingungen entsprechend eingesetzt werden können. Bei der Auswahl der Werkstoffe sind dazu die folgenden Punkte zu beachten: Sicherheit (Dichtheit am Übergang von Rekuperator zum Brennergehäuse bei einem Sauerstoffdruck zwischen 100 mbar und 10 bar) Schweiß- und Fügetechniken Herstellung der Oberflächenstrukturen Herstellung der gewünschten geometrischen Dimensionen Temperatur- und Oxidationsbeständigkeit (Randbedingung: bis zu 1300 C Prozesstemperatur, 100 % O 2 als Oxidator und korrosive Abgase) Kosten Nicht alle hier aufgeführten Punkte können mit einem Werkstoff vollständig abgedeckt werden. Jedoch sollen Oxy-Fuel Rekuperatorbrenner hinsichtlich unterschiedlicher Anwendungsbereiche entwickelt werden, so dass nicht gleichzeitig alle Anforderungen mit einem Brennertyp erfüllt werden müssen. Die Werkstoff- und Konstruktionswahl jedes Oxy-Fuel Rekuperatorbrenners sollte in Abhängigkeit vom Prozess und somit von der Prozesstemperatur, der Partikelbeladung oder dem Verschmutzungsgrad, dem Sauerstoffvordruck am Brenner bzw. dem Impulsstrom, der Korrosionsbeständigkeit und

15 12 erfolgen. Kombinationen dieser Faktoren Nachfolgend wird überprüft, inwieweit das Konstruktionsprinzip, das den luftbetriebenen Rekuperatorbrennern zugrunde liegt, übertragbar ist. Dazu wird ein Standard Rekuperatorbrenner aus CrNi-Stahl für Luftbetrieb zu einem Oxy-Fuel Rekuperatorbrenner umgebaut und getestet. Mit Hilfe der mathematischen Modellierung wird die Auswahl geeigneter Oberflächenstrukturen erleichtert. Dazu wird das CFD-Programm FLUENT eingesetzt. Als Ergebnis aus der mathematischen Modellierung erhält man Aussagen über die Wärmeübertragungseigenschaften und die Druckverluste im Rekuperator. Dadurch ist es möglich, unterschiedliche Varianten in einem kurzen Zeitraum detailliert im Vorfeld der experimentellen Untersuchungen zu erarbeiten. Die gewonnenen Erkenntnisse aus der Prüfung geeigneter Werkstoffe, der mathematischen Modellierung zur Auslegung der Wärmeübertrager und den Voruntersuchungen mit dem umgebauten Standardrekuperatorbrenner werden in die konstruktive Neuauslegung der Oxy- Fuel Rekuperatorbrenner einfließen. Entsprechend den Prozessanforderungen werden vier metallische Rekuperatorbrenner und ein teilkeramischer Oxy-fuel Rekuperatorbrenner in Zusammenarbeit mit den Brennerherstellern und den Produzenten der keramischen und metallischen Werkstoffe konzipiert und gebaut. Bei den experimentellen Untersuchungen werden die Temperaturverhältnisse am Brennerkopf, die verbrennungstechnischen Eigenschaften, wie das Stabilitäts- und Ausbrandverhalten der Flamme, die Wärmeübertragung der Flamme auf das Wärmgut, die Abgasemissionen, die Wärmeübertragungseigenschaften und Druckverluste im Rekuperator überprüft und optimiert.

16 13 4 Beschreibung der Versuchsanlagen und Messtechnik Die Versuchseinrichtungen am Gaswärme-Institut bieten geeignete Voraussetzungen für die messtechnischen Untersuchungen von Rekuperatorbrennern. Zur Beschreibung des experimentellen Aufbaus wird im Folgenden auf die Versuchsanlage und auf die jeweiligen Messverfahren eingegangen. Im Anschluss daran wird die eingesetzte Messtechnik beschrieben. Versuchsanlagen Die Brenneruntersuchungen wurden am Versuchsofen 1 und 2 des Gaswärme-Instituts durchgeführt (Abb. 4 und 5). Um systematische Untersuchungen bei konstanter Ofenraumtemperatur zu ermöglichen, ist der Versuchsofen 1 mit keramischen Kühl- und Strahlheizrohren ausgerüstet. Im oberen Bereich des Ofens befinden sich die Kühlrohre und im unteren Bereich die Strahlheizrohre. Im Fall des Kühlbetriebs wird den Strahlheizrohren nur Luft zugeführt, so dass diese ebenfalls zur Kühlung beitragen. Die Brennerleistung der Strahlheizrohre und der Kühlluftdurchsatz wurden so festgelegt, dass eine Ofenraumtemperatur bis 1300 C bei einer Brennerleistung von 300 kw konstant gehalten werden kann. Kühlrohre 2450 mm Öffnung für OH-Kamera Kamin Beobachtungsöffnungen 1840 mm 1220 mm Ofenwand (Al 2 O 3 ) Sondenöffnungen Strahlheizrohre Abbildung 4: Versuchsofen 1 Der Versuchsofen 2 ist mit Feuerfestbeton ausgemauert und mit einer Wasserkühlung ausgerüstet. Aufgrund des Kühlsystems und der hohen Wärmespeicherkapazität der verwendeten Ofenbauwerkstoffe kann bei einer Brennerleistung von 1 MW die Temperatur der Ofeninnenwände konstant gehalten bzw. der Temperaturanstieg verzögert werden, so dass quasistationäre Betriebspunkte erreicht werden können. Damit können an diesem Ofen Untersuchungen bei nahezu konstanter Ofenwandtemperatur durchgeführt werden. Die maximale Ofenwandtemperatur beträgt 1600 C. Der Versuchsofen 2 wurde für die Versuche, die o- berhalb einer Prozesstemperatur von 1300 C durchgeführt wurden, genutzt.

17 14 Seitenansicht des Versuchsofens 2 Ofenraum mit Kühlrohren Kühlrohröffnungen Sondenöffnungen Ofeninnenwände aus Feuerfestbeton Abbildung 5: Versuchsofen 2 Um diesen Ofen auch bei den relativ geringen Brennerleistungen von bis zu 250 kw auf die gewünschte Ofenraumtemperatur zu bekommen und um ein ähnliches Ofenvolumina, wie von Versuchsofen 1 zu erhalten, wurde eine Mauer in den Ofen eingezogen (s. Abb. 6). Mauer 2850 mm Outlet 1200 mm 5000 mm Schauöffnung 1000 mm Abbildung 6: Mauereinzug Die zu untersuchenden Brenner wurden stirnseitig an den Versuchsöfen eingesetzt. Der Abgaskanal des Versuchsofens 1 wurde mit einem Flansch gasdicht verschlossen und bei Ofen 2 wurde die Mauer entsprechend abgedichtet, so dass das Abgas zu 100 % über den Rekuperator mittels Eduktor am Austritt der Brenner abgesaugt wird. Der Eduktor wurde un-

18 15 abhängig von der Verbrennungsluft mit Luft versorgt, um den Ofendruck unbeeinflusst von der Brennerleistung konstant bei 0,01 mbar zu halten. Die Brennerleistung wurde über eine Brenngasvolumenstrommessung mit Schwebekörperdurchflussmessern und das Oxidationsverhältnis über den Sauerstoffgehalt im Abgas bestimmt. Die Ermittlung des Abgasvolumenstroms erfolgte über eine Staudrucksonde und über den Ofendruck. Bei allen Rekuperatorbrennern erfolgte die Temperaturmessung sauerstoffseitig am Brennereintritt sowie am Rekuperatorein- und austritt. Auf der Abgasseite wurden die Temperaturen am Rekuperatorein- und -austritt und vor Eintritt in den Eduktor aufgenommen. Die Brenngastemperaturen wurden vor Eintritt in den Brenner und am Austritt der Gaslanze gemessen. Die Temperaturmessung in der Reaktionszone erfolgte mittels eines Thermoelementes in einem Absaugpyrometer. Die Absaugrate wurde so hoch gewählt, dass der Einfluss der Strahlung auf die Thermoperle vernachlässigbar ist und somit auf eine nachfolgende Temperaturkorrektur verzichtet werden konnte. Zur Ermittlung der Druckverluste wurde der Brenngas- und Sauerstoffdruck am Brennereintritt, der Druck am Abgasaustritt sowie der Ofendruck gemessen. Die Analyse der Abgaszusammensetzung am Ein- und Austritt des Rekuperators erfolgte mittels Absaugpyrometer. Das Probengas wurde über eine wassergekühlte, keramische Sonde dem Abgasstrom entnommen, anschließend in einem beheizten keramischen Filter gereinigt, in einer beheizten Leitung dem Messgaskühler zugeführt, dort getrocknet und zu den Analysegeräten weitergeleitet. Die Probenahmeleitung besteht aus Teflon und Viton. Es wurden die Spezies NO, NO 2, CO, CO 2, CH 4, H 2 und O 2 analysiert. Zur Ermittlung der Größe, Position und Intensität von Reaktionszonen bieten sich die CO/CH 4 -Konzentrations- und Temperaturmessung mittels Absaugpyrometer oder die Detektion des Eigenleuchtens der OH-Radikale an. Die Visualisierung der Kontur und Intensitätsverteilung der Reaktionszone erfolgte mit einem optischen Messverfahren (UV-Kamerasystem). Die Aufnahmen erfolgten durch die seitliche oder hintere Ofenöffnung und stellen die qualitative OH-Verteilung in der Reaktionszone dar. Zur Erfassung der lokalen Wärmeübertragungseigenschaften von Flammen an die Wände oder an Wärmgüter wurden die Total Heat Flux-Sonde für die Bestimmung der Gesamtwär-

19 16 mestromdichte und die Narrow Angle Radiometer-Sonde für die Ermittlung der Gesamtstrahlung eingesetzt. Beide Sonden werden an den Sondenöffnungen, die sich an der Ofenseitenwand auf Höhe der Brennerachse befinden, bündig mit der Ofeninnenwand positioniert. Für die Untersuchungen der Oxidationsbeständigkeit der Materialproben eignet sich der elektrisch beheizte Kalibrierofen am GWI (Abb. 7). Die maximale Temperatur des Kalibrierofens beträgt 1500 C. Während der Untersuchungen wurde das Ofenvolumen kontinuierlich mit Sauerstoff gespült. Abbildung 7: GWI Kalibrierofen Beschreibung der verwendeten Messtechnik Die Temperaturmessungen am Abgaseintritt in den Rekuperator, mit der Absaugsonde im Ofenraum und an den Ofeninnenwänden wurden mit PtRh-Pt-Thermoelementen durchgeführt. An allen anderen Messstellen wurden NiCr-Ni-Mantelthermoelemente (Außendurchmesser 1 mm) eingesetzt. Die Mantelthermoelemente wurden nach Möglichkeit so am Rekuperator angebracht, dass kein direkter Kontakt zwischen den Elementenspitzen und angrenzenden Wänden bestand. Es findet zwar ein geringer Strahlungsaustausch zwischen den Mantelthermoelementen und den umgebenden Wänden statt, dieser kann jedoch nicht messtechnisch genau ermittelt werden. Entscheidend ist aber die exakte Positionierung und Fixierung der Thermoelemente. Die Volumenströme wurden mit Schwebekörperdurchflussmessern der Genauigkeitsklasse 1 (maximale Abweichung 1 % vom Skalenendwert) mit elektrischem Signalausgang erfasst.

20 17 Die Drücke wurden mit Druckaufnehmern mit elektrischem Signalausgang in den entsprechenden Druckbereichen aufgenommen. Die Messgenauigkeit liegt bei 1,5 % vom Skalenendwert. Alle Spezies außer O 2 und H 2 wurden mit BINOS-Gasanalysegeräten analysiert. H 2 wurde mit einem HYDROS-Analysegerät ermittelt. Die Messgeräte arbeiten nach dem NDIR- Verfahren (nichtdispersives Infrarot-Fotometer). Der Sauerstoffgehalt im trockenen Probengas wurde mit dem Sauerstoffanalysator OXYNOS gemessen. Das Gerät arbeitet nach dem Prinzip des Paramagnetismus. Bei der Messung der Stickoxide NO und NO 2 im trockenen Probengas wurde das Quenching durch eine interne Verrechnung mit dem Messsignal aus dem integrierten CO 2 -Kanal berücksichtigt. Die Querempfindlichkeit der CO-Analysegeräte gegenüber CO 2 wurde bei der Auswertung beachtet. Alle Analysegeräte haben eine Messgenauigkeit von 1,5 % vom Skalenendwert. Die aufgenommenen Temperaturen, Volumenströme, Drücke und Analysewerte wurden zur Messdatenerfassung (HP 3852) weitergeleitet, um eine Weiterverarbeitung der Daten mit dem PC zu ermöglichen. Zur Sichtbarmachung der Flammenkonturen und der Intensitätsverteilung wird die von den OH-Radikalen ausgehende UV-Strahlung in der Reaktionszone mit einem zeitlich hochauflösenden, bildverstärkenden Kamerasystem detektiert. Dazu ist die Kamera mit einem UVdurchlässigen Objektiv versehen. Die Kamera ist zusätzlich mit einem Interferenzfilter ausgestattet, das dafür sorgt, dass nur der UV-Bereich mit einer Wellenlänge von 308 ± 5 nm und damit die Eigenstrahlung der OH-Radikale detektiert wird. Mit der entsprechenden Software werden z. B. 30 Einzelaufnahmen mit Hintergrundabgleich summiert oder gemittelt. Daraus sind qualitative Aussagen über die OH-Verteilung erhältlich. Die Total Heat Flux-Sonde ist derart aufgebaut, dass die aus dem Halbraum auf den Messkopf auftreffende Gesamtstrahlung und der konvektiv von der strömenden Ofenatmosphäre aufgenommene Wärmestrom nur axial auf die gekühlte Rückseite des Messkopfes weitergeleitet werden kann. Durch Messung der Temperaturen an zwei Stellen im Sondenkopf kann bei Kenntnis der temperaturabhängigen Leitfähigkeit des Werkstoffs die Gesamtwärmestromdichte und die Oberflächentemperatur bestimmt werden (Abb. 8).

21 18 Gesamtstrahlung Thermoelemente Ofenwand Kühlwasser Edelstahlblock Ofenwand Konvektion Abbildung 8: Total Heat Flux-Sonde Mit der Narrow Angle Radiometer-Sonde (Abb. 9) kann die Gesamtstrahlung (Wandstrahlung, Gasstrahlung und evtl. Rußstrahlung) detektiert werden. Jedoch wird durch die geometrische Gestaltung des Strahlungskanals jegliche quer einfallende Strahlung vom wassergekühlten Mantel der Sonde absorbiert, und nur die senkrecht einfallende Gesamtstrahlung gelangt über einen Spiegel zum Sensor. Da das Signal sehr schwach ist, wird zur Vermeidung äußerer Einflüsse der gesamte Detektorkopf auf eine konstante Temperatur gekühlt und das Signal verstärkt. Die Sonde wird mit Stickstoff gespült, um Verunreinigungen zu vermeiden und konstante Randbedingungen in der Sonde zu realisieren. Da die Sonde nur die senkrecht einfallende Strahlung detektiert, können detaillierte Aussagen über das Strahlungsverhalten von der punktuell gegenüberliegenden Feuerraumwand und der dazwischen liegenden Ofenatmosphäre und Flamme gemacht werden. N 2 -Purge Shutter Sperical Mirror Gold Plated Collimating Tube Wall Radiation Gas Radiation Total Radiation Water Cooling Radiation Detector Water Cooling for the Receiver unit Abbildung 9 : Anordnung der Narrow Angle Radiometer-Sonde am Versuchsofen

22 19 5 Beschreibung der eingesetzten Software und Modelle Mittels numerischer Simulation werden im Rahmen dieser Arbeit Vergleichs- und Optimierungsberechnungen durchgeführt. Die numerische Simulation hat die Aufgabe, sowohl die einzelnen Vorgänge der physikalischen Modelle als auch ihr Zusammenspiel in Form von mathematischen Beziehungen darzustellen. Für die Modellierung der Wärmeübertragung im Rekuperator wurde das kommerzielle CFD- Programm (Computational Fluid Dynamics) FLUENT eingesetzt. Die mathematische Formulierung bei dem Programm resultiert aus den drei Differenzialgleichungen (Massenerhaltung, Impulserhaltung und Energieerhaltung), in denen z. B. der Transport einer Strömungsgröße beschrieben wird. Aufgrund der mathematischen Ähnlichkeit, die bei den drei Transportgleichungen besteht, werden diese Gleichungen in einer allgemeinen Form dargestellt. Unter der Voraussetzung eines stationären Zustandes fallen alle zeitlichen Komponenten weg. Es gilt: ( uφ) ρ Φ = Γ + SΦ (5.1) x x x i i i Dabei ist für die abhängige Variable Φ die jeweilige Strömungsgröße einzusetzen. Γ ist der zugehörige Diffusionskoeffizient, während im Quellterm S Φ alle Terme, die nicht zur Konvektion oder Diffusion gehören, enthalten sind. Dieses System von gekoppelten, nichtlinearen partiellen Differenzialgleichungen kann in der Regel nicht analytisch gelöst werden; hier ist eine Diskretisierung des Lösungsgebietes erforderlich, die in FLUENT auf dem finite Volumen Verfahren beruht. Bei dieser Methode wird der interessierende Strömungsbereich (Berechnungsfeld) in einzelne Kontrollvolumen (Rechenzellen) unterteilt. Bei der Beschreibung der Programmsoftware wird nur auf die in diesem Projekt eingesetzten Berechnungsmodelle eingegangen. Turbulenzmodellierung Für die Bestimmung der sich im Berechnungsraum einstellenden Strömung sind vor allem die Erhaltungsgleichungen für die Masse und den Impuls von Bedeutung. Um eine Verbindung zwischen den Reynoldschen Spannungen und den Hauptströmungsgrößen zu schaffen, muss ein geeignetes Turbulenzmodell gewählt werden. Für die Berechnung der Wärmeübertragungsvorgänge im Rekuperator wurde das Standard k-ε-modell eingesetzt. Das Standard k ε Modell von Jones & Launder [34] gehört zu der Gruppe der direkten Zwei-Gleichungs-Turbulenzmodelle. Es zeichnet sich durch eine hohe numerische Stabilität und eine befriedigende bis gute Genauigkeit für die Vorhersage turbulenter Strömungen in technischen Anwendungen aus. Für die in diesem Modell eingesetzten empirischen Konstanten der Transportgleichungen wurden die Vorgaben von FLUENT übernommen.

23 20 Aufgrund des hohen Dralls bei der Verbrennungsmodellierung am drallstabilisierten Flachflammenbrenner musste das Reynolds-Spannungs-Modell (RSM) eingesetzt werden, da dieses Modell sich für die anisotrope Turbulenzstruktur und die genaue Berechnung von komplexen Strömungen mit Stromlinienkrümmung und Drall am besten eignet. Durch die Verwendung von sechs Transportgleichungen für die Korrelationen der Geschwindigkeitsfluktuationen wird der anisotrope Charakter der Turbulenz berücksichtigt. Das RSM ist in [35] beschrieben. Für die in diesem Modell eingesetzten empirischen Konstanten der Transportgleichungen wurden die Vorgaben von FLUENT übernommen. Den zuvor genannten Vorteilen dieses Turbulenzmodells stehen die Nachteile des deutlich höheren Rechenaufwandes bei niedriger numerischer Stabilität im Vergleich zu dem Standard k-ε-modell gegenüber. Wärmeübertragungsvorgänge Die Berechnung der Wärmeübertragung im Rekuperator und im Brennraum erfolgt durch gekoppelte Wärmeübertragungsvorgänge von Konvektion, Strahlung und Leitung. Konvektion Für die Berechnung der Wärmeübertragung durch Konvektion an Oberflächen müssen die strömungstechnischen Vorgänge der Fluide beschrieben werden. Dies erfolgt durch die zuvor erwähnten Erhaltungsgleichungen für Masse und Impuls. Betrachtet wird hier der stationäre, inkompressible, turbulente Fall. Die konvektive Wärmeübertragung ist ein Nahwirkungsmechanismus, der nur in unmittelbarer Wandnähe durch Kontakt des Fluids mit der Wand stattfindet. Die Wärme wird bei der Konvektion ähnlich wie bei der Wärmeleitung durch molekularen Transport vom wandnächsten Gasvolumen auf die Wand übertragen. Treibende Kraft ist dabei die Temperaturdifferenz zwischen der Wandtemperatur und Fluidtemperatur. Zur Berücksichtigung der Effekte von einer Wand auf eine Strömung wurde unter der Annahme eines vollständigen Turbulenzausgleichs der Wärmefluss mittels einer empirischen Gleichung dem logarithmischen Wandgesetz berechnet. Strahlung Für die Strahlungsberechnung im Rekuperator und im Brennraum wurden das Discrete- Transfer-Radiation-Modell (DTRM) [36] und das Discrete-Ordinate-Modell (DOM) [37] verwendet. Bei dem DTRM gehen von jeder Wandzelle Strahlengänge aus, deren Anzahl pro Raumwinkel frei gewählt werden kann. Jeder Strahl durchquert gradlinig das Fluid und trifft auf eine andere Wandzelle. Bei dem DOM wird wie bei dem DTRM die Anzahl der Strahlen durch die Aufteilung der Raumwinkel bestimmt. Dabei werden jedoch keine Strahlengänge, sondern Transportgleichungen für die Strahlungsintensität in den Raumkoordinaten benutzt.

24 21 Die Lösungsmethode ist identisch mit derjenigen für die Strömungs- und Energiegleichungen. Durch Gas- und Festkörperstrahlung verändert sich entsprechend die Strahlungsintensität. Dabei wird der absorbierende oder strahlende Körper als grau betrachtet und das Absorptionsverhältnis α unabhängig von der Wellenlänge angegeben. Während die Streuungseffekte bei der Luft und dem Abgas zu vernachlässigen sind, wurde der Absorptionskoeffizient in Abhängigkeit von den Konzentrationen der CO 2 - und H 2 O- Spezien in der Gasphase mit dem Weighted-sum-of-gray-gases-Modell (WSGGM) beschrieben. Ein Vergleich des DTRM und des DOM ergab nahezu keinen Unterschied in den Berechnungsergebnissen. Für parallele Berechnungen mit mehreren Prozessoren, bei denen das Berechnungsgebiet aufgeteilt wird, kann bislang jedoch nur das DOM für die Strahlungsberechnung eingesetzt werden. Wärmeleitung Wärmeleitung ist ein Energietransport zwischen benachbarten Molekülen und Atomen aufgrund eines im Fluid bzw. Material vorhandenen Temperaturgradienten. Die Berechnung der Wärmeleitung in den festen Wänden ist abhängig von der Wärmeleitfähigkeit des eingesetzten Werkstoffs und gekoppelt mit dem konvektiven Wärmetransport im Fluid und der Wandbzw. der Gasstrahlung. Im Fluid überlagert sich dem Wärmeleitvorgang ein Energietransport durch die strömende Bewegung (Konvektion) und durch Wärmestrahlung.

25 22 6 Durchgeführte Arbeiten Entsprechend dem zuvor beschriebenen Lösungsweg (Kapitel 3) wurden die Arbeiten durchgeführt. 6.1 Untersuchung möglicher Einsatzmaterialien unter Sauerstoffatmosphäre Bei der Entwicklung von Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern ist zunächst zu überprüfen, welche Werkstoffe und/oder Beschichtungsverfahren den Randbedingungen entsprechend eingesetzt werden können. Dabei ist besonders auf die Oxidationsbeständigkeit bei hohen Temperaturen und reiner Sauerstoffatmosphäre sowie die Temperaturwechselbeständigkeit einzugehen. Die Untersuchungen der Materialproben wurden an dem zuvor beschriebenen elektrisch beheizten Kalibrierofen durchgeführt Beschichtungen Mit Oberflächenbeschichtungen soll die Oxidationsbeständigkeit des Rekuperators erhöht werden. So können Grundwerkstoffe für die Rekuperatoren verwendet werden, die nicht oxidationsbeständig sind, jedoch mit denen Oberflächenstrukturen, wie z. B. Längsrippen, erzeugt werden können, die sich bezüglich der Wärmeübertragungseigenschaften besonders eignen. Zur großflächigen Beschichtung von Oberflächen wurde ein neues Verfahren gewählt, bei dem Hochleistungs-Plasmageneratoren (Dr. Laure Plasmatechnologie GmbH) zum Einsatz kommen. Bei der Beschichtung sollen die folgenden Punkte besondere Berücksichtigung finden: Schichtaufbau soll steuerbar sein (Schichtdesign) gute Verzahnung mit Grundwerkstoff große Stoffauswahl Zusammenspiel Beschichtung und Oberflächenstruktur Beschichtungsgeschwindigkeit wirtschaftlicher Prozess Zunächst wurden vier Beschichtungsmaterialien ausgewählt, die sich für die zuvor genannten Bedingungen aufgrund ihrer voroxidierten Schutzschicht eignen. Diese sind: Titanprobe teilweise zu TiO 2 oxidiert (Probe 1) Si/SiO 2 ; Basisstoff SiO 2 (Probe 2) Zr/ZrO 2 ; Basisstoff ZrO 2 (Probe 3) Zr/ZrO 2 ; Basisstoff ZrO 2 ; dick beschichtet, teilweise abgeplatzt (Probe 4)

26 23 Das Beschichtungsmaterial wurde auf den Grundwerkstoff mit der Werkstoffnummer aufgetragen. Es war vorgesehen, die vier Proben unter Sauerstoffatmosphäre jeweils eine Stunde den Temperaturen 1100, 1200 und 1300 C im GWI Kalibrierofen zu unterziehen. Bereits nach der Erwärmung auf 1100 C zeigten Probe 1 und Probe 2 starke Verzunderung, so dass weitere Versuche bei höheren Temperaturen überflüssig waren. Probe 3 zeigte bei 1100 C keine erkennbare Beschädigung der Oberfläche, jedoch bei 1200 C verzunderte diese. Probe 4 zeigte bei 1100 C zwar leichte Anzeichen von Verzunderung, die waren allerdings nicht so stark, dass man von einer Zerstörung der Oberfläche sprechen konnte. Nach dem Versuch bei 1200 C war eine deutliche Verzunderung zu erkennen. Auf weitere Untersuchungen bei 1300 C wurde bei den vier Proben verzichtet, da sowohl die Beschichtung als auch der Grundwerkstoff sich für die Temperatur oberhalb von 1100 C als ungeeignet herausgestellt haben. Da die bisher getesteten Beschichtungen TiO 2, SiO 2, ZrO 2 auf dem Grundwerkstoff (Werkstoffnummer: ) sich als ungeeignet herausgestellt haben, wurden die Beschichtungen Titan, Silizium und Lantanhexaaluminat entsprechend der zuvor beschriebenen Versuchsdurchführung bis zu einer Temperatur von 1200 C untersucht. Als Probekörper wurde ein Rippenelemente eines bereits eingesetzten Rippenrohrrekuperators gewählt (Werkstoffnummer: ). Auch hier erfüllte keine der Beschichtungen zufriedenstellend die Anforderungen an der berippten und rauen Oberfläche, da insbesondere bei Temperaturwechsel die Beschichtungen aufgrund unterschiedlicher Ausdehnungskoeffizienten abplatzten. Daher wurden weitere Maßnahmen zur Beschichtung eines gesamten Rekuperators und die nachfolgenden Tests mit einem beschichteten Rekuperator nicht durchgeführt Hochtemperaturwerkstoffe Aufgrund der guten Erfahrungen der Sauerstoffbrennerhersteller mit dem Werkstoff INCONEL 600 bezüglich Oxidationsbeständigkeit und Verarbeitung und den sehr guten Hochtemperatureigenschaften der ODS-Legierung (PM 2000), wurden diese beiden Werkstoffe ebenfalls im Kalibrierofen unter reiner Sauerstoffatmosphäre untersucht. Unter diesen Bedingungen kann INCONEL 600 bis zu einer Materialtemperatur von 1150 C eingesetzt werden. PM 2000 hingegen wurde bis nahezu 1500 C geprüft. Aufgrund der schützenden Oxidschicht verändern sich die PM 2000-Proben mit zunehmender Temperatur nicht.

27 24 Ein weiterer Werkstoff, der sich für den Einsatz in Oxy-Fuel Rekuperatorbrennern aufgrund der Oxidationsbeständigkeit und der maximalen Einsatztemperatur von 1350 C eignet, ist der keramische Werkstoff SiSiC, der bereits seit Jahren in der Brennertechnik genutzt wird. 6.2 Übertragung des Konstruktionsprinzips luftbetriebener Rekuperatorbrenner auf Sauerstoffbrenner Bisher werden Rekuperatorbrenner nur mit Luft als Oxidator betrieben. In Abb. 10 ist die Skizze eines CrNi-Stahl Rippenrohrrekuperatorbrenners (Werkstoffnummer: ) dargestellt. Bei dem Rekuperatorprinzip wird das Abgas aus dem Ofenraum über einen Wärmeübertrager abgesaugt, der um den Brenner angeordnet ist. Die Verbrennungsluft wird im Gegenstrom auf der Innenseite des Rekuperators geführt und so erwärmt. Die vorgewärmte Luft wird mit dem Brenngas über den Brennerkopf der Verbrennung zugeführt. Abgas Luft Gas Abbildung 10: Luft-Erdgas betriebener Standard-Rippenrohrrekuperatobrenner Um zu ermitteln, inwieweit das Konstruktionsprinzip, das den luftbetriebenen Rekuperatorbrennern zugrunde liegt, übertragbar ist, wurde ein Standard-Rippenrohrrekuperatorbrenner aus CrNi-Stahl (Werkstoffnummer: ; Brennerleistung 20 kw bei Luftbetrieb) zu einem Oxy-Fuel Rekuperatorbrenner umkonstruiert. Die Länge des Rekuperators bleibt auch bei Oxy-Fuel-Betrieb unverändert, da diese in der Regel von der Ofenwandstärke bestimmt wird. Jedoch kann im Oxy-Fuel-Betrieb dieser Rekuperatorbrenner mit einer deutlich höheren Brennerleistung betrieben werden, da bei gleicher Brennerleistung aufgrund des fehlenden Stickstoffs der Abgasvolumenstrom im Vergleich zum Luft-Erdgas-Betrieb sich auf 27 % und der Sauerstoffvolumenstrom bezogen auf

28 25 den Luftvolumenstrom sich auf 20 % reduziert. Da der Engpass der Wärmeübertragung wegen des Massenstromverhältnisses Abgas/Sauerstoff von ca. 3/2 auf der Sauerstoffseite liegt, wurde für den Sauerstoffbetrieb die 5-fache Brennerleistung in Bezug zur Brennernennleistung bei Luft-Erdgas-Betrieb als Nennleistung gewählt. Der vorhandene Brennerkopf mit Primärbrennkammer wurde entfernt und ein neuer Brennerkopf für eine Brennerleistung von 100 kw ausgelegt. Grundlage der Auslegung war ein Düsenkonzept, das bereits zuvor in Zusammenarbeit mit einem Hersteller von Sauerstoffbrennern und dem GWI entwickelt wurde. Entsprechend der Skizze aus Abb. 11 wurde der neue Brenner konzipiert. Abbildung 11: Skizze des Rippenrohrrekuperatorbrenners aus CrNi-Stahl (Werkstoffnummer: ) Bei diesem Brenner wird zentral über eine Lanze Primärsauerstoff der Verbrennung zugeführt. Durch den umliegenden Ringspalt wird das Brenngas zugeführt. Durch acht im Lochkreis angeordnete Einzeldüsen wird der vorgewärmte Sekundärsauerstoff zugeführt. Der Primärsauerstoffanteil soll nur 3 5 % vom gesamten Sauerstoffbedarf betragen. Hiermit soll die Flammenstabilisierung erreicht werden. Die Anordnung der Sekundärsauerstoffdüsen (Lochkreisdurchmesser beträgt 55 mm) wurde so gewählt, dass eine große Menge Abgas in den Sauerstoffstrahl eingesaugt und der Sauerstoffpartialdruck gesenkt wird, bevor es zur Reaktion kommt. Zudem wurden die Sekundärdüsen mit 3 mm Durchmesser sehr klein gewählt, um eine möglichst hohe Austrittsgeschwindigkeit und damit auch einen hohen Austrittsimpuls zu erzielen. Die Geschwindigkeit kann hierbei nahezu Schallgeschwindigkeit, die in Abhängigkeit von der Temperatur bis zu 600 m/s betragen kann, annehmen. Dies wird durch den am Brenner ausreichend zur Verfügung stehenden Sauerstoffvordruck ermöglicht. Durch diese Maßnahmen kann die thermische NO X -Bildung deutlich reduziert werden.