Lehrstuhl für Umweltverfahrenstechnik und Anlagentechnik Univ. Prof. Dr.-Ing. habil. K. Görner Optimierung von Rostverbrennungssystemen für Restabfälle unter sich verändernden Anforderungsprofilen Prof. Dr.-Ing. K. Görner, Lehrstuhl für Umweltverfahrenstechnik und Anlagentechnik, Lehrstuhl für Umweltverfahrenstechnik und Anlagentechnik Leimkugelstraße 45141 Tel.: 1-183 7511 Fax: 1-183 7513 e-mail: luat@uni-essen.de http://www.luat.uni-essen.de VDI Wissensforum - Ersatzbrennstoffen (Seminar 437) Oberhausen 1./13.1.1
VDI VDI Wissensforum Ersatzbrennstoffe (Seminar 437) 1./13.1.1 Oberhausen Optimierung von Rostverbrennungssystemen für Restabfälle unter sich verändernden Anforderungsprofilen* Prof. Dr.-Ing. K. Görner LUAT Lehrstuhl für Umweltverfahrenstechnik und Anlagentechnik, * Dieser Beitrag ist in Farbe auf der Instituts-Homepage verfügbar unter www.luat.uni-essen.de Inhalt 1 Einführung... 1 Mathematisches Modell... 3 Systemanalyse... 3 3.1 Modellanlage... 3 3. Verschiedene Rostsysteme und Rostkühlung... 4 3.3 Vergleich verschiedener Feuerraumkonzepte... 5 3.4 Optimierung der Sekundärlufteindüsung... 7 3.5 Einfluss der Feuerraumauskleidung... 3.6 Korrosionsverhalten... 11 4 Zusammenfassung und Ausblick... 13 Literatur... 13 1. Einführung Bei Restmüllverbrennungsanlagen in Deutschland ist in den letzten Jahren eine signifikante Veränderung der Abfalleigenschaften zu beobachten. Dabei ist insbesondere der Anstieg des Heizwertes von entscheidender Bedeutung für den Anlagenbetrieb. Waren in der letzten Dekade sehr viele Anlagen auf einen sinkenden Heizwert vorbereitet worden, z.b. durch das Einbringen von besser wärmeisolierenden Feuerfestmaterialien, das weitere Auskleiden des Strahlraumes mit Keramiken oder bei Neuanlagen durch die Realisierung einer Gleichstromfeuerung mit weit heruntergezogener Zünddecke, so ist derzeit bei einem Heizwertband des Restmülls von oft deutlich über. kj/kg der gegenläufige Trend zu beobachten. Notwendig werden Eingriffe in die Anlage oder den Anlagenbetrieb durch sehr hohe Temperaturen in der Hauptverbrennungszone, die eine direkte Schädigung der Anlage, verstärkte Schlackeansätze an der Zünddecke und/oder den Seitenwänden und verstärkte Korrosion im gesamten Rauchgasweg zur Folge haben. Der Betreiber erwartet vor den durchzuführenden Umbaumaßnahmen oft einen Nachweis für den gewünschten Erfolg. Dies nicht nur, um die direkten Investitionskosten zu rechtfertigen, sondern auch, um die Einnahmenausfälle durch höhere Stillstandszeiten zu minimieren. Weitere Fragestellungen an eine Anlagensimulation ergeben sich aus dem Wunsch nach einer erhöhten Anlagenverfügbarkeit oder einer längeren Reisezeit, wobei diese in der Praxis oft durch verstärkte Verschmutzungserscheinungen in den konvektiven Zügen begrenzt wird. Nutzung von Abfällen - Ersatzbrennstoffe - Altholz,Tiermehl - Klärschlamm - SLF - MBA-Fraktionen - Abfallmanagement", 1
. Mathematisches Modell Das eingesetzte mathematische Modell basiert auf der Beschreibung der bei der Verbrennung relevanten Teilprozesse wie Strömung/Mischung, Reaktion und Energieaustausch (Strahlung, Konvektion und Leitung) innerhalb des betrachteten Raums und mit den Umfassungswänden (Feuerraum). Dabei werden diese Prozesse über ein System von partiellen Differentialgleichungen (Transportgleichungen) abgebildet und diese Gleichungen numerisch gelöst. Das Ergebnis einer solchen Berechnung ist die dreidimensionale Verteilung der Zustandsgrößen: Geschwindigkeit, Turbulenz (Mischung), Spezies (wie z.b. C x H y, CO, CO, H O, O, Partikel) und Temperaturen (Gasphase und Partikel). Einzelheiten zu den grundsätzlichen Ansätzen sind in [1] zu finden. Diese Vorgehensweise kann mit großem Erfolg auf die kontinuierliche Gasphase und auf eine stark verdünnte disperse Phase angewendet werden, also auf den Feuerraum, den Strahlraum, Leerzüge und m.e. auf konvektive Züge eines Dampferzeugers. Für diesen Teil der Anlagensimulation wird das Programmpaket FLUENT eingesetzt. Probleme bereiten diese Ansätze für die heterogene Phase, nämlich das Festbett (Müllbahn). Die wesentlichen Ursachen dafür sind in der breiten und meist kaum zu definierenden Partikelgrößenverteilung (Stückigkeit) des Mülls und seiner chemischen Zusammensetzung zu suchen. Selbst Größen wie der Heizwert lassen sich oft nur rückwärts und indirekt aus der Dampfleistung und den Dampfparametern (thermischer Output) bestimmen, da sich der Massendurchsatz über Zuteilergrößen (z.b. Hub und Hubfrequenz bei Stößelzuteilern) recht gut bestimmen lässt. Daher wurde am LUAT für die Müllbahn ein vereinfachtes, eindimensionales Modell entwickelt, mit dem sich das Wärmefreisetzungsprofil und die Speziesverteilung über der Müllbahn näherungsweise angeben lassen [,3]. Bild.1 zeigt exemplarisch verschiedene Wärmefreisetzungsprofile, wie sie bei unterschiedlichen Feuerraumgeometrien und Müllparametern zu erwarten sind. Müllaufgabe Hauptverbrennungszone Ausbrandzone Gleichstrom Mittelstrom Gegenstrom Rostlänge [m] Bild.1: Beispiele für verschiedene Wärmefreisetzungsprofile Natürlich muss ein solches Gesamtmodell auf seine Brauchbarkeit hin überprüft werden, d.h. die damit erzielten Ergebnisse müssen über einen Vergleich mit Messwerten aus realen Anlagen verglichen und damit validiert werden. Dies wurde in einer Reihe von Anlagen mit gutem Erfolg durchgeführt [, 3, 4, 5].
3 Systemanalyse 3.1 Modellanlage Aus einer Analyse von sechs nach obiger Methode untersuchten Anlagen wurde eine Modellanlage mit einem thermischen Input Q in = 4 MW th konzipiert (Brennstoff- und Anlagendaten sind in Tabelle 3.1 zusammengestellt). Bei konstanter thermischer Leistung wurden dann die drei Feuerraumkonzepte Gleich-, Mittel- und Gegenstromfeuerung analysiert. Anlage Luft Abfall PL/SL [m³h]x³ m [t/h] Hu [MJ/kg] c [kg/kg] h [kg/kg] o [kg/kg] Asche [kg/kg] Wasser [kg/kg] 1 55/17 16,7,4,4,1,3 83/4 17,7 11,33,3,17,1,33 3 5/1 13 1,34,4,9,,3 4 17/44 5 9,5,7,4,17,6,6 5 6 Modellanlage 9/31 3/ 7/1 18 15,7,6,7,,3,3,16,13,17,34,3,6,19,6,7 Tab. 3.1: Brennstoff- und Anlagendaten der 6 Vergleichsanlagen und der Modellanlage Weitere Parameter sind das Ausmauerungsmaterial (vgl. Bild 3.1) bei dem SiC-Stampfmasse, SiC-Steine gekittet und SiC- Steine hinterlüftet mit einem Staubbelag untersucht wurden. Zusätzlich wurde ein Vergleich aller drei Feuerraumkonzepte mit und ohne Sekundärluftdüsenbalken durchgeführt. Wandaufbau SiC hinterlüftet + Belag SiC- Masse SiC gekittet Fläche Q [kw/m²] 69-69 6 1 5 5-4 T [K] 616 79-616 6 T [K] 79 1573 973 1573-973 6 T [K] Bild 3.1: Daten zu den untersuchten Ausmauerungsmaterialien (die Variante mit SiC-Platten hinterlüftet mit einem dicken Ansatzbelag wurde als worst case-betrachtung für die Oberflächentemperatur hinzugefügt) 3
3. Verschiedene Rostsysteme und Rostkühlung Der klassische Rostbelag besteht aus luftgekühlten Stäben (Bild 3. a und b). Dabei hat der Unterwind die Aufgaben der Kühlung des eigentlichen Roststabes und ist selbst Teil der Verbrennungsluft (Primärluft, Unterwind). Dadurch lassen sich diese beiden Funktionen nicht entkoppeln, d.h. wäre z.b. ein geringerer Primärluftanteil wünschenswert, so könnte dieser nicht realisiert werden, da sonst die Roststabkühlung nicht ausreichend wäre. Dieses Problem tritt gerade bei höheren Heizwerten auf, bei denen zur Temperaturabsenkung im Feuerraum eine Luftreduzierung dienen könnte. Abhilfe kann in diesem Zusammenhang der Einsatz eines wassergekühlten Rostbelages (Bild 3. c) schaffen. Zusätzlich wird dem Feuerraum durch den Kühlmittelstrom Energie entzogen und die Temperatur in Feuerraum damit im Mittel abgesenkt. Luftschlitze feste Reihe Untere Ausgangsstellung Max. Hub = 4 Primärluft bzw. Unterwind bewegliche Reihe feste Reihe Mittelstellung a) luftgekühlter Roststab Obere Endstellung Verteiler Sammler b) Bewegungsablauf beim Vorschubrost Daher werden derzeit in einigen Anlagen diesbezügliche Modifikationen durchgeführt, wobei entweder der gesamte Rostbelag ausgetauscht wird oder nur die thermisch besonders gefährdeten Bereiche. Betriebswirtschaftlich gesehen stellt ein wassergekühlter Rost eine erhebliche Investition dar und verursacht ebenfalls erhöhte Betriebs- und Instandhaltungskosten. Andererseits kann die Standzeit des Rostbelages etwa verdoppelt werden und es ergeben sich betriebliche Vorteile durch die größeren Freiheitsgrade bei der Verbrennungsluftverteilung. Bei der mathematischen Modellierung lässt sich die Wärmeextraktion aus dem Müllbett berücksichtigen und so das Temperaturfeld im Feuerraum auch für diesen Fall realitätsnah berechnen. Kühlwasserzufuhr Heißwasserrückfuhr c) wassergekühlter Roststab Bild 3.: Luftgekühlte Roststabreihe, Bewegungsablauf der Roststabreihen und wassergekühlter Roststab (Bauart Koch, [6]) 4
3.3 Vergleich verschiedener Feuerraumkonzepte Bei gleicher thermischer Leistung wurden grundlegende Eigenschaften der Gleich-, Gegenund Mittelstromfeuerung (Bild 3.3) untersucht. a) offener Feuerraum b) Gegenstromfeuerung c) Mittelstromfeuerung d) Gleichstromf. Bild 3.3: Verschiedene grundlegende Feuerraumgeometrien Dabei lag das Hauptaugenmerk auf den systemimanenten Unterschieden wie absolutes Temperaturniveau im Feuerraum, Gleichmäßigkeit der Anströmung der Nachbrennzone, absolutes CO-Niveau am Ende des Feuerraums und Gleichverteilung von CO und O am Eintritt und am Austritt der Nachbrennkammer. Da sich Feuerraumkonzept und Sekundärluftdüsenkonzept nicht unabhängig voneinander betrachten lässt, sind in Bild 3.4 einige Beispiele für ausgeführte Varianten dargestellt. Bild 3.4: Verschiedene Feuerraumgeometrien mit zugehörigen Sekundärlufteindüsungskonzepten In den folgenden Bildern sind nun einige charakteristische Ergebnisse für die Feuerraumkonzeptstudie dargestellt. Bild 3.5 zeigt dabei das Gesamtströmungsfeld, wobei hier speziell Partikeltrajektorien mit der Zusatzinformation Aufenthaltszeit der Partikel dargestellt sind. Bild 3.6 zeigt am Ende des Strahlzuges einer Mittelstromfeuerung beispielhaft die Sauerstoffkonzentrationsverteilungen für die drei Feuerraumkonzepte. 5
a) Gleichstromfeuerung b) Gegenstromfeuerung c) Mittelstromfeuerung Bild 3.5: Partikelflugbahnen für verschiedene Feuerraumgeometrien. Die Farbe der Partikelflugbahn beinhaltet zusätzlich die Information der Gesamtflugzeit. 15 a) Gleichstromfeuerung b) Gegenstromfeuerung c) Mittelstromfeuerung Bild 3.6: O -Konzentrationen am Ende des Strahlzugs [Massen-%] für verschiedene Feuerraumkonzepte 6
3.4 Optimierung der Sekundärluftkonzepte Die Sekundärlufteindüsung erfolgt normalerweise im engsten Querschnitt des Übergangs vom Feuerraum zum Strahlraum in jeweils einer Düsenreihe von der Vorder- und Rückwand aus (Bild 3.7 a). Weitere Varianten sind die tangentiale Eindüsung (Bauart von Roll, Bild 3.7 b) und der Einbau eines statischen Mischers (Bild 3.7 c). a) klassische Eindüsung b) tangentiale Eindüsung c) statischer Mischer von der Vorder- und zur Erzeugung einer mit zusätzlichen Rückwand Drallströmung Sekundärluftdüsen Bild 3.7: Verschiedene Sekundärlufteindüsungskonzepte Eine besondere Aufmerksamkeit bei Umbaumaßnahmen wird in neuerer Zeit den statischen Mischern geschenkt. Als Systemvarianten sind zu erwähnen: System Wuppertal, Temelli-Balken (Bild 3.8 a), System Bonn, Kümmel-Prisma (Bild 3.8 b) und System Schwandorf, Krüger-Dampfeindüsung (Bild 3.8 c). Der Temelli-Balken hat sich wegen der schwierigen konstruktiven Gestaltung des rotierenden Zylinders nicht durchgesetzt. Die Dampfeindüsung ist aus Kostengründen nur in besonderen Anwendungsfällen zum Einsatz gekommen. Bild 3.8: Statische Mischer und Dampfeindüsung a) Temelli b) Kümmel c) Krüger 7
Über eine Optimierung der vorhandenen Sekundärlufteindüsung wurde bereits an anderer Stelle berichtet [, 3]. Eine Verbesserung der Gesamtsituation durch Einbringung eines Sekundärluftdüsenbalkens (Bauart Kümmel / IBB Engineering, Kaarst) ist in Bild 3.9 b und 3. dargestellt. Der Düsenbalken hat zwei wesentliche Einflussmerkmale: - die Funktion eines statischen Mischers (Wirkung als Verdrängungskörper) und - durch die Möglichkeit zusätzlicher Luftdüsenreihen einzubringen, wird die notwendige Eindringtiefe je Einzelstrahl auf ca. 1/3 reduziert. 3 a) Ausgangssituation b) Kümmel-Balken c) Tangentialeindüsung Bild 3.9: Vergleich der Sauerstoffverteilung [Massen-%] bei verschiedenen Sekundärlufteindüsungskonzepten am Beispiel einer Mittelstromfeuerung Das Tangentialeindüsungskonzept führt zu Ergebnissen, die besser sind als die Ausgangssituation, aber nicht die Gleichmäßigkeit in der Verteilung liefern, wie eine statische Mischeinrichtung. Dabei sind gleichmäßig niedrige Sauerstoffkonzentrationen ein sicherer Indikator für einen weitgehenden Ausbrand. Als weiteres, wesentliches Ergebnis ist festzuhalten, dass das absolute CO-Niveau mit einem Düsenbalken ebenfalls deutlich niedriger liegt und insgesamt wesentlich ausgeglichener ist, d.h. CO-Strähnen werden weitgehend vermieden. Belegt werden kann diese Aussage mit Bild 3., in dem im linken Teilbild die CO-Verteilung am Beginn der Nachbrennzone ohne Düsenbalken (Bild 3. a) und rechts mit Düsenbalken (Bild 3. b) dargestellt ist. Ein niedriges CO-Niveau ist für das Korrosionsverhalten von großer Bedeutung (vgl. Abschnitt 3.6). 8
>475 a) ohne Düsenbalken b) mit Düsenbalken Farb-Skalierung dargestellte Schnittebene Bild 3.: CO-Verteilung [mg/m 3 N] für eine Gegenstromfeuerung am Eintritt in die Nachbrennzone 3 a) ohne Düsenbalken b) mit Düsenbalken Farb-Skalierung dargestellte Schnittebene Bild 3.11: Geschwindigkeitsverteilung u in [m/s] in der Nachbrennzone ohne (links) und mit (rechts) Verdrängungskörper (Sekundärluftdüsenbalken) Das ausgeglichene CO- und O -Profil ist durch die Vergleichmäßigung der Anströmung der Nachbrennzone zu erklären (Bild 3.11). Der Düsenbalken wirkt hier als Verdrängungskörper und erschließt durch weitere Düsenreihen zusätzliche Freiheitsgrade bei der Sekundärluftzufuhr. 9
3.5 Einfluss der Feuerraumauskleidung Feuerraumauskleidungen haben die beiden wesentlichen Funktionen des Korrosionsschutzes für die metallischen Werkstoffe und der thermischen Isolierung zur Einhaltung der Feuerraumtemperatur. Nach Bild 3.1 sind eine Reihe von Varianten im Einsatz. Cladding (Auftragsschweißung mit Nickel-Basis-Legierungen) wird dort eingesetzt, wo ein Korrosionsschutz erforderlich, aber gleichzeitig eine Wärmeabfuhr gewünscht ist. a) Verdampferrohr b) Cladding c) Bestiftung und Bestampfung mit Belagsschicht mit Belagsschicht mit Belagsschicht d) Verankerung und e) Platte gekittet f) Platte gekittet und Bestampfung mit Belagsschicht hinterlüftet mit Belagsschicht mit Belagsschicht Bild 3.1: Verschiedene Möglichkeiten des Wandaufbaus (blankes Rohr, gecladdetes Rohr, keramische Materialien) Durch die deutliche Verringerung der Wärmeextraktion (Bild 3.1, rechts) wird einerseits die Wärmetechnik des Dampferzeugers tangiert und andererseits die Gas- und Partikelphasentemperatur erhöht. 13 Bild 3.13: Temperaturverteilung (T in [ C]) in einem Längsschnitt einer Mittelstromfeuerung (links mit SiC-Steine gekittet, rechts mit SiC-Steinen hinterlüftet plus Staubbelag)
3.6 Korrosionsverhalten Korrosion ist ein stark temperaturabhängiger Prozess, der in einen Nieder- und Hochtemperaturbereich eingeteilt werden kann (vgl. Bild 3.14). relative Korrosion [-] 8 6 4 elektr.-chem. Korrosion Korrosion unter Belägen Korrosion in der Gasphase Summe 3 4 5 6 7 8 Temperatur [ C] Bild 3.14: Nieder- und Hochtemperaturkorrosion als Funktion der Temperatur [7] In diesem Zusammenhang sei nur auf die Hochtemperaturkorrosion eingegangen. Wesentliche Ursachen für einen korrosiven Angriff von metallischen Werkstoffen in Müllverbrennungsanlagen sind der Alkalichloridangriff in Rohrbelägen und der direkte und indirekte Cl-Angriff. Der Alkalichloridangriff ist auf eine mangelnde Sulphatisierung der Alkalichloride im Rauchgas bei Temperaturen über 7 C zurückzuführen. Das heißt, Korrosion in Abfallverbrennungsanlagen hat zwei grundsätzliche Ursachen: - direkter Chlorangriff und - Angriff durch geschmolzene Salze unter der Ascheschicht. Das erste Phänomen ist eine direkte Folge einer unvollständigen Sulphatisierung in der Gasphase. Dies tritt vor allem bei hohen Temperaturen auf und ist damit eine unmittelbare Folge des gewählten Feuerungs- bzw. Feuerraum-Konzepts. Die Sulphatisierungsreaktionen treten dann in der Ascheschicht ein und sehen wie folgt aus (beispielhaft; analoge Reaktionen gelten für K und Mg an Stelle von Na) [8]: NaCl + H O + SO 3 Na SO 4 + HCl NaCl + SO + O Na SO 4 + Cl HCl oder Chlor in statu nascendi ist dann in direkter Wandnähe verfügbar und führt damit zu einem unmittelbaren Angriff. Ein direkter CO-Angriff ist aufgrund des relativ niedrigen CO-Niveaus eher unwahrscheinlich. Jedoch erfolgt unter reduzierenden Bedingungen (Sauerstoffmangel und CO- Strähnen) eine Verschiebung der Aschezusammensetzung von Sulfaten zu Chloriden [9], und damit ergibt sich eine ähnliche Wirkung wie beim Alkalichloridangriff. Damit ist die Berechnung der rauchgasseitigen CO-Konzentration in Wandnähe von großem Interesse. Diese wandnahe Verteilung ist in Bild 3.15 für die verschiedenen Feuerraumkonzepte dargestellt. Hieraus ergibt sich insbesondere ein Handlungsbedarf in Bezug auf die Sekundärlufteindüsung. 11
Bei dem hier dargestellten Vergleich der drei unterschiedlichen Geometrien ohne Sekundärluftdüsenbalken ist die Variante Mittelstromfeuerung äußerst vorteilhaft, da sie bereits am engsten Querschnitt (Ende Feuerraum) ein sehr geringes, wandnahes CO- Niveau aufweist, das zudem durch einen Sekundärluftbalken noch weiter verringert werden kann. > a) Gleichstrom- b) Gegenstrom- c) Mittelstrom- Farbfeuerung feuerung feuerung skalierung Bild 3.15: Wandnahe CO-Konzentrationen ([mg/m 3 N]) bei verschiedenen Feuerraumkonzepten Hieraus ergibt sich, dass die Korrosion bei Abfallverbrennungsanlagen von den folgenden Einflussgrößen abhängt und damit über diese beeinflusst werden kann: Rostkühlung und damit Wärmeextraktion im Feuerraum mit direkter Wirkung auf das Temperaturniveau, Feuerraumkonzept und Sekundärlufteindüsungskonzept. Natürlich gibt es noch eine Reihe weiterer Einflussgrößen, die aber nicht direkt durch den Anlagenbetrieb beeinflussbar sind: Staubmenge, die absolut in den Strahlzug mitgerissen wird, Ascheerweichungsverhalten, Ascheansatzverhalten und Abreinigungsverhalten der Beläge. Insgesamt ist das Korrosionsverhalten noch nicht abschließend ganzheitlich verstanden und bedarf noch einer Reihe weiterer Untersuchungen, wobei die heterogene und zeitlich stark schwankende Zusammensetzung des Abfalls den größten Unsicherheitsfaktor in seiner Auswirkung auf die Zusammensetzung der Rauchgasatmosphäre darstellt. 1
Zusammenfassung und Ausblick Die Betreiber kommunaler Restabfallverbrennungsanlagen sind derzeit durch eine Reihe von Teilproblemen gefordert, Modifikationen an ihren Anlagen durchzuführen [siehe auch []. Für die Planung von Umbaumaßnahmen und die Optimierung des Anlagenbetriebs können in diesem Zusammenhang Simulationsrechnungen gewinnbringend eingesetzt werden. In der vorliegenden Arbeit konnte aufgezeigt werden, dass das Werkzeug Computersimulation (CFD computational fluid dynamics) geeignet ist, die verschiedenen Teilprozesse und ihr komplexes Zusammenwirken im Feuerraum und dem nachgeschalteten Dampferzeuger von Müllverbrennungsanlagen nachzubilden. Dies wurde anhand eines Vergleichs mit detaillierten Messungen an ausgeführten Anlagen nachgewiesen. Auf Basis eines solchen evaluierten Modells wurde dann eine Studie durchgeführt, die den Einfluss der Feuerraumgeometrie (Gleich-, Gegen- und Mittelstromfeuerung) und eines Sekundärluftdüsenbalkens an einer Modellanlage aufzeigt. Natürlich kann dieser Vergleich nur tendenzielle Ergebnisse liefern, da anlagenbedingte Unzulänglichkeiten jeweils durch individuelle Maßnahmen kompensiert werden können. Vor allem in diesem Bereich konnte der Einsatz eines Sekundärluftdüsenbalkens als sehr vorteilhaft nachgewiesen werden. Ein weiterer Schwerpunkt der Studie war die Untersuchung des Einflusses der Feuerraumauskleidung auf das Korrosionsverhaltens. Hierbei kann insbesondere eine Minimierung der CO-Konzentration in Wandnähe zu einer deutlichen Minderung der Korrosionsneigung und auch der Ansatzbildung führen. In Ergänzung dieser Arbeiten wird am LUAT ebenfalls der Weg verfolgt, das Betriebsverhalten von Müllverbrennungsanlagen durch den Einsatz von neuronalen Netzen zu verbessern [11]. Untersuchungen zu Gesamtanlagenkonzepten und zum Verbleib von Schwermetallen und Spurenstoffen ([1], 13]) runden dieses gesamthafte Vorgehen ab. Literatur [1] Görner, K.: Technische Verbrennungssysteme. Springer Verlag, Berlin, 1991 [] Klasen, Th.; Görner, K.: Simulation und Optimierung einer Müllverbrennungsanlage. VDI- Tagung: Modellierung und Simulation von Dampferzeugern und Feuerungen, 1./.4.1998, Braunschweig (als pdf-datei verfügbar auf der Homepage www.luat.uni-essen.de) [3] Klasen, Th.; Görner, K.: Numerical Calculation and Optimization of a Large Municipal Solid Waste Incineration Plant. nd Int. Symp. on Incineration and Flue Gas Treatment Technologies, 4.-6.7.1999, Sheffield (als pdf-datei verfügbar auf der Homepage www.luat.uni-essen.de) [4] Görner, K.; Klasen, Th., Kümmel, J.: Numerische Berechnung und Optimierung der MVA Bonn, VDI- Tagung "Flammentag", 14./15.9.1999, Dresden (als pdf-datei verfügbar auf der Homepage www.luat.uni-essen.de) [5] erweiterte Fassung von [4], zu beziehen über IBB Eng. GmbH, An der Gümpgesbrücke 19 41564 Kaarst-Holzbüttgen [6] Koch AG: Rostbeläge für die thermische Abfallverwertung. Firmenprospekt 13
[7] Seier, J.; Albert, F.: Optimierung der energetischen Nutzung von Abfällen in Müllheizkraftwerken durch die Anwendung von Fremdüberhitzung. VDI-Bericht Nr. 139, 1998 [8] Husemann, R.U.: Korrosionserscheinungen und deren Reduzierung an Verdampfern und Überhitzern in kommunalen Müllverbrennungsanlagen. VGB Kraftwerkstechnik, 7(199)H., S.918-97 [9] Born, M.; Seifert, P.: Thermodynamik der rauchgasseitigen Chlorkorrosion bei der Verbrennung und Mitverbrennung von Abfällen. Vortrag "Fuzzy Meeting", TU Bergakademie Freiberg, 7./8.4. [] Görner, K.: Waste Incineration State-of-the-Art and New Developpments. IFRF 13 th Members Conference, 15-18 May 1 Noordwijkerhout, the Netherlands (als pdf-datei verfügbar auf der Homepage www.luat.uni-essen.de) [11] Mühlhaus, R.; Görner, K.; Pollack, M.; Moll, W.; Pflipsen, K.: Neuronale Netze für die Prozessoptimierung. VDI-Tagung "Entwicklungslinien in der Energie- und Kraftwerkstechnik",./3.9.1999, (als pdf-datei verfügbar auf der Homepage www.luat.uni-essen.de) [1] Görner, K.: Einführung in die Abfalltechnik und fortschrittliche technische Entwicklungen. VDI-Fortschrittberichte, Reihe 15, Nr. 195, 1997, Düsseldorf (zu beziehen über LUAT, Uni, Leimkugelstr., 45141 ) [13] Gillmann, P.: Beiträge des Instituts für Umweltverfahrenstechnik zu aktuellen Problemen der Abfalltechnik. VDI-Fortschrittberichte, Reihe 15, Nr. 195,1997, Düsseldorf (zu beziehen über LUAT, Uni, Leimkugelstr., 45141 ) 14