PeStiS: Pellet-Stirling-Speicher

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PeStiS: Pellet-Stirling-Speicher-KWK
Entwicklung einer speicherintegrierten Stirling-Mikro-KWK-Anlage
mit Holzpelletversorgung
Schlussbericht
Programm „Förderung von innovativen Netzwerken“ (InnoNet des BMWi)
Projekt 16IN0294 und 16IN0295 - PeStiS
Projektträger: VDI/VDE-IT, Steinplatz 1, 10623 Berlin
Laufzeit: 1. Januar 2005 – 31. März 2008
Zuwendungsempfänger
Fraunhofer-Gesellschaft zur Förderung
der angewandten Forschung e.V.
Fachhochschule Wolfenbüttel
Projektnehmer
Fraunhofer-Institut für Solare Energiesysteme ISE
Fachbereich Versorgungstechnik
Abt. Thermische Anlagen und Gebäude
Salzdahlumer Str. 46-48
Heidenhofstr. 2
38302 Wolfenbüttel
Institut für energieoptimierte Systeme (eos)
79110 Freiburg
Projektkoordinator
Ansprechpartner
Dr.-Ing. Benoit Sicre
Prof. Dr.-Ing. Jürgen Kuck
Schlussbericht zu IN4566- PeStiS
Entwicklung einer speicherintegrierten Stirling-Mikro-KWK-Anlage mit Holzpelletversorgung
Dieser Bericht umfasst 80 Seiten. Eine Veröffentlichung der Ergebnisse darf nicht unvollständig
oder in sinnentstellendem Zusammenhang erfolgen.
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Inhaltsverzeichnis
1
Kurzfassung
5
2
Abstract
7
3
Projektdarstellung
9
4
3.1
Aufgabenstellung
3.2
Voraussetzungen, unter denen das Vorhaben durchgeführt wurde
10
3.3
Stand der Wissenschaft und Technik, an den angeknüpft wurde
11
Projektergebnisse
9
13
4.1
Arbeitspaket 1: FuE-Vorarbeiten: Bedarfsanalyse, Normen und Richtlinien,
Komponentenentwicklung bzw. -anpassung
13
AP 1.1 Beschreibung der Wärme und Stromlast, energetische Bedarfsanalyse,
Systemanforderungen (Fraunhofer ISE)
13
AP 1.2 Untersuchung der Rauchströmung am Erhitzer (FH Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE) 16
AP 1.3 Netzanschluss und Stromeinspeisung (Fraunhofer ISE)
18
AP 1.4 Weiterentwicklung der Pelletfördereinrichtung (Fraunhofer ISE)
22
AP 1.5 Betriebsführung auf Basis der Anlagensimulation, Entwicklung Regler und
Regelalgorithmen (Fraunhofer ISE)
22
AP 1.6 Integration im Speicher, insbesondere Kühlkreislauf (Fraunhofer ISE)
26
AP 1.7 Optimierung von schmutzabweisenden Oberflächenbeschichtungen (FraunhoferGesellschaft)
28
AP 1.8 Untersuchung der Kühlung des Stirling-Motors (Fraunhofer ISE)
30
AP 1.9 Untersuchungen zur Methode der Abgasrückführung und Anpassung der
Brennstoffführung (Fraunhofer ISE)
30
AP 1.10 Gestaltung der Pelletbrennkammer und des Erhitzerkopfs (FH Wolfenbüttel,
Fraunhofer ISE)
31
AP 1.11 Entwicklung des Kondensationswärmeübertragers (FH Wolfenbüttel)
33
AP 1.12 Entwicklung des Abgas/Luft-Wärmeübertragers zur Luftvorwärmung (FH
Wolfenbüttel/Fraunhofer ISE)
39
AP 1.13 Ascheabscheidung (FH Wolfenbüttel)
39
AP 1.14 Auslegung und Aufbau Prüfstand (FH Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE)
43
AP 1.15 Weiterentwicklung des Stirling-Motor-Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE)
45
AP 1.16 Funktionstest des Stirling-Motors (Fraunhofer ISE)
46
4.2
Arbeitspaket 2 : Entwicklung eines Arbeitsmusters
47
AP 2.1 Entwicklung einer Regelungshardware und der Sensorik (Fraunhofer ISE)
47
AP 2.2 Entwicklung eines Pelletofens und der Pelletfördereinrichtung für das
Arbeitsmuster (FH Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE)
48
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AP 2.3 Entwicklung Vorwärmungseinrichtung für Brennluft für das Arbeitsmuster (FH
Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE)
53
AP 2.4 Anpassung der Speicheranschlüsse und des internen Wärmetauschers für das
54
AP 2.5 Fertigung des Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE)
57
4.3
Arbeitspaket 3: Teststanduntersuchungen des Arbeitsmusters
57
AP 3.1 Zusammenbau/Anschluss am Speicher des Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE, FH
Wolfenbüttel)
57
AP 3.2 Inbetriebnahme und Optimierung der Regelungstechnik des Arbeitsmusters
(Fraunhofer ISE)
57
AP 3.3 Inbetriebnahme Arbeitsmuster
59
AP 3.4 Teststandversuche mit dem Arbeitsmuster (Fraunhofer ISE, FH Wolfenbütttel)
59
AP 3.5 Abgleich und Validierung der Systemmodelle mit den Ergebnissen aus dem
Arbeitsmuster (Fraunhofer ISE)
65
AP 3.6 Langzeittest des Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE)
69
AP 3.7 Optimierung des Arbeitsmusters
70
Literatur
70
5
Veröffentlichungen
71
6
Anhang
73
6.1
Aufbau und Untersuchung einer Lüftvorwärmungseinrichtung (FH Wolfenbüttel)
73
6.2
Untersuchung des Erhitzerkopfes in der Pelletsfeuerung (FH Wolfenbüttel)
79
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1
Kurzfassung
Bei stetig wachsenden Öl- und Erdgaspreisen erhält die energetische Verwertung
von Holz, z.B. Abfällen aus Sägewerken, eine zunehmende Bedeutung. Die Diskussion um steigende CO2-Konzentrationen in der Erdatmosphäre und die Erkenntnis,
dass die fossilen Brennstoffe nicht unbegrenzt zur Verfügung stehen, lässt das Interesse an erneuerbaren Rohstoffen als Energieträger stärker werden. Mit der 2002 in
Kraft getretenen Energieeinsparverordnung (EnEV) hat die Bundesregierung den
Weg für die Senkung des Energieverbrauchs von Gebäuden vorbereitet. Gegenstand
der Verordnung ist, neben dem Heizwärmebedarf und Wärmebedarf für die Trinkwassererwärmung, auch die Effizienz der Wärmebereitstellungsanlage im Sinne einer summarischen Primärenergiekennzahl. Kraft-Wärme-Kopplung auf Basis von
Biomasse wird dort aufgrund der sehr hohen primärenergetischen Effizienz besonders positiv bewertet und erlaubt Investitionskosteneinsparungen in der Gebäudehülle.
Das Ziel des FuE Projektes PeStiS (Pellets-Stirling-Speicher) war es, ein neues Energieumwandlungssystem zu entwickeln, welches mit nachwachsendem Brennstoff
betrieben wird, um damit Wohngebäude oder andere Typen von Energieverbrauchern mit Elektrizität und Wärme zu versorgen. Das System operierte mit Holzpellets
und produzierte Strom über einen Stirlingmotor. Das Projekt zielte auf die Entwicklung einer kompletten Mikro-KWK-Anlage (mKWK) ab, inklusive eines hocheffizienten Wärmespeichers. Das Projekt beschäftigte sich primär mit der Entwicklung, dem
Aufbau und Test eines Prototyps im Labor, mit dem Hauptziel, die technische Machbarkeit zu demonstrieren.
Ein Konsortium von 7 Unternehmen und 2 Forschungseinrichtungen hat sich mit der
Zielstellung gebildet, ein Konzept für eine kleine Mikro-Kraftwärmekopplungsanlage
herauszuarbeiten, einen Prototyp zu bauen und diesen auf einem Teststand zu untersuchen. Die Schwerpunkte lagen dabei auf niedrigen Emissionen, Energieeffizienz, Anlagenkompaktheit und einfacher Bedienung. Die Anlage – selbst wenn sie
mit Festbrennstoffen betrieben wurde – sollte einen ähnlichen Automatisierungsgrad im Betrieb haben wie konventionelle Gaskessel. Eine zweistufige Verbrennung,
eine gute Vermengung und eine hohe Verbrennungstemperatur sorgten für geringen Schadstoffausstoß.
Kombinierte System- und Gebäudesimulationen lieferten Spezifikationen für die
Auswahl der PeStiS-Komponenten. Als Eingangsparameter für die Simulation dienten Modelle von Einfamilienhäusern unterschiedlicher Dämmstandards. Die Komponentenauswahl erfolgte auf Konsortiumsebene mittels einer Entscheidungsmatrix
unter technisch-wirtschaftlichen Gesichtspunkten.
Ein PeStiS Prototyp wurde im Labor messtechnisch untersucht. Der verwendete Stirlingmotor war vom Typ Siemens, der an einen asynchronen Generator mit einer 1
kW elektrischen Nennleistung gekoppelt war. Die Brennkammer stammte von einem
leicht modifizierten Pelletsbrenner mit einer Heizleistung von ca. 15 kW. Die PeStiS
Anlage wurde wärmegeführt betrieben. Der Stirlingmotor wurde oberhalb der
Brennkammer platziert und bekam seine Antriebsenergie aus dem Strahlungsaustausch mit der Flamme und über Wärmeauskopplung (Konvektion) mit dem Abgas.
Eine hohe Temperatur im Abgas war eine Vorraussetzung für einen guten mechanischen Wirkungsgrad, und damit für eine relevante Stromproduktion. Deshalb erfuhr
das Streben nach einer hohen Brennkammertemperatur hohe Priorität. CFD Berechnungen halfen den thermischen Zustand innerhalb der Brennkammer besser zu verstehen. Gezielte thermische Isolierungsmaßnahmen in der Brennkammer führten zu
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einer höheren Verbrennungstemperatur. Außerdem wurde ein Teil der Verbrennungsluft vorgeheizt. Um Ablagerungen von Partikeln und Russ auf der Erhitzeroberfläche des Stirlings zu vermeiden, wurden spezielle anorganische Schichten
entwickelt, die bei unterschiedlichen Temperaturen getestet wurden. Darüber hinaus wurde ein elektrostatisches Entstaubungssystem für das Abgas entwickelt.
Ein Schichtenspeicher wurde als Wärmespeicher für die Anlage gewählt. Thermische
Simulationen verhalfen die Lade- und Entladevorgänge des Speichers besser zu verstehen und zu optimieren. Besonders das Zusammenspiel der zwei Wärmequellen
(Kühlen des Stirlings und Kühlen der Abgase) und der zwei Wärmesenken (Raumheizung und Warmwasser) wurde in der Simulation ausgiebig untersucht.
Vielseitige, multifunktionale Entwicklungsumgebungen wurden während des Projekts geplant und aufgebaut. Der erste Teststand wurde vom Partner EOS angefertigt, um das Betriebsverhalten der Feuerung bei unterschiedlichen Randbedingungen
zu untersuchen (z.B. Einfluss der vorgeheizten Verbrennungsluft oder Einfluss der
Rücklauftemperatur des Heizsystems). Außerdem konnten an diesem Teststand Partikelmessung und Rauchgasanalyse betrieben werden, um herauszufinden, wie die
Verbrennungsparameter die Schadstoffrate im Abgas beeinträchtigen. Ein besonderer Kondensats-Wärmetauscher ermöglichte die Untersuchung des Kondensationsbetriebs. Außerdem wurde eine spezielle Waage entwickelt, um den Holzpelletsverbrauch im Laufe der Zeit präzise zu bestimmen. Der zweite Teststand wurde am
Fraunhofer ISE errichtet und hatte den Schwerpunkt der Charakterisierung des gesamten PeStiS Systems. Der Teststand wurde mit 5 Kühlkreisläufen ausgestattet, um
eine präzise Temperierung jedes einzelnen PeStiS Komponenten zu ermöglichen
(Brennkammer, Stirling und Speicher). Somit konnten unterschiedliche Lasten und
Betriebspunkte simuliert werden. Außerdem ermöglichte eine Power Quality Messung die Bewertung der Qualität des produzierten Stroms hinsichtlich der Sinusform
und den Oberschwingungen. Ein Prüfverfahren wurde speziell für holzbefeuerte
mKWKs entwickelt, inklusive der Testprozeduren bezüglich des Notfallmanagements
der Anlage. Zuletzt wurde ein Prüfstand für Stromgeneratoren eingerichtet und betrieben, mit dem Ziel bei unterschiedlicher Drehgeschwindigkeit und unterschiedlichen mechanischen Lasten Kennlinien für unterschiedliche Produkte zu erzeugen
(synchrone und asynchrone Generatoren, DC Generatoren).
Im Laufe des Projekts wurden die Hauptkomponenten der Anlage messtechnisch
gründlich untersucht. Gute Fortschritte wurden hinsichtlich mehrerer Aspekte erzielt
(z.B. schmutzabweisende Oberflächen, Verbrennungsring, Zusammenspiel Feuerung
- Stirling, Wärmeauskopplung am Stirling, …), neue Konzepte wurden erarbeitet
und getestet (Wasserlose Brennkammer, elektrostatischer Staubabscheider, …) und
stehen so für zukünftige Projekte zur Verfügung. Allerdings verhinderte die Langzeitbetriebsstabilität einiger Komponenten das Testen der Anlage als Ganzes. Da
diese Komponenten konstant weiter entwickelt werden, kann davon ausgegangen
werden, dass PeStiS-ähnliche Anlagen in der nahen Zukunft marktreif werden könnten.
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2
Abstract
Given the constantly rising oil and natural gas prices, the energetic usage of wood,
as for example saw mill residues, experiences an increasing gain in Public interest. In
the German energy saving standards (EnEV) dated 2002, the federal government
has paved the way for lowering the primary energy consumption of buildings. In this
context, combined heat and power production from biomass is particularly well
rated.
The purpose of the R&D project PeStiS (Pellets-Stirling-Speicher / pellets-Stirlingstorage) is to develop a new energy system firing green fuel to supply residential
houses or other kinds of loads with electricity and heat. The system operates on
wood pellets and produces electricity by means of a Stirling engine. The project
aimed at the development of a complete packaged micro-cogeneration plant including a high-efficiency water boiler. The project focuses mainly on design and production and the testing in the lab of the prototypes with the aim to demonstrate the
technical feasibility.
A consortium of 7 companies and 2 research institutes was formed to carry out the
project focusing on low emissions, energy effectiveness, plant compactness and
ease of use. The plant -even supplied with solid fuel- was devised to display the
same level of automation in operation as conventional gas boilers do. A two-level
combustion approach, good mixing and high combustion temperature were chosen
to reduce the emission rate of pollutants.
The sizing of the plant was based on the energy requirement of an average onefamily detached house with thermal insulation similar to those of the German building stock. System simulation was carried out to determine the thermal and electricity
peak load. According to the simulation results, a decision about components size
was made at consortium level using a scoring matrix.
A PeStiS-Prototype was assembled and investigated in the lab. The Stirling-engine
was a double effective Siemens-Stirling engine rated 1 kW, coupled to an asynchronous generator. The combustion chamber stemmed from a slightly modified pellet
boiler. The PeStiS-plant was run heat led. The Stirling engine was placed above the
combustion chamber and was driven by the heat extracted from the exhaust gas. A
high temperature in the fumes was a prerequisite in order to achieve good mechanical performance and thus a relevant power production. Achieving a high combustion chamber temperature was of high importance. CFD computation helped to
better understand the thermal state inside the combustion chamber. Special efforts
were made to keep a combustion temperature by thermally better insulating the
combustion chamber walls. Furthermore, a part of the combustion air was preheated. To avoid fouling inside the heater of the Stirling by particles in the flue gas,
special inorganic wall coatings were developed and tested at different temperatures.
Beyond this, an electrostatic dust removing system from fumes was developed.
The water storage was designed as thermal layer storage. Thermal simulation helped
to understand and improve the charge and discharge processes of the storage. Especially, the interactions of the two heat sources (cooling of Stirling and cooling of
fumes) and of the two heat sinks (room heating and hot water) were a topic of interest.
Highly-specialised test rigs have been designed and assembled during the project.
The first one was developed by partner EOS in order to investigate the furnace operating behaviour (i.e. influence of pre-heated combustion air or influence of return
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line temperature of heating system on performance). In addition, this test rig was
equipped with a flue gas composition analyser and a particle size metering device to
assess how combustion parameters affect pollutants rate in the fumes. A special
condensation heat exchanger enabled the testing of condensing operation. A special balance was developed to precisely measure the wood pellets consumption rate
over time. The second test rig was built up at the lab facility of Fraunhofer ISE with
the focus on the characterisation of the whole PeStiS system. The test rig was
equipped with 5 cooling loops in order to be able to cool down precisely and individually the different PeStiS components (furnace, Stirling, storage) in order to simulate different kinds of load and operating points of the plant. Moreover, a power
quality metering device enabled the assessment of the quality of the generated
power in terms of sinus signal and harmonics. A testing procedure was developed
especially for wood-driven mCHP including testing of management of emergencies.
Last, a test rig for power generators has been developed to generate characteristic
lines of different products (synchronous, asynchronous generator, DC generator) at
different rotation speeds or different loads.
During the project, the major plant components were thoroughly investigated in the
lab. Good progress was made regarding several aspects (i.e. anti-fouling coating,
adjustment of combustion parameters for the Stirling, ...), new concepts were
elaborated and partially tested (waterless pellet furnace, test rigs, ...) so as to be
used in future projects. However the long-term operation stability of some components hindered at testing the plant as a whole. Since these components are under
constant further development, it can be assumed that PeStiS-like plant concepts
could reach commercial maturity in a near future.
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3
Projektdarstellung
3.1
Aufgabenstellung
Die Diskussion um steigende CO2-Konzentrationen in der Erdatmosphäre und die
Erkenntnis, dass die fossilen Brennstoffe nicht unbegrenzt zur Verfügung stehen,
lässt das Interesse an erneuerbaren Rohstoffen als Energieträger stärker werden. Bei
stetig wachsenden Öl- und Erdgaspreisen kommt der energetischen Verwertung von
Holz, z.B. Abfällen aus Sägewerken, eine zunehmende Bedeutung zu.
Die Partner wollen Entwicklungs-Know-How im Bereich von Stirlingmotoren und
insbesondere im Zusammenhang mit Holzpellets als Brennstoff gewinnen um später
ein gemeinsames Produkt erfolgreich zu vermarkten. Im Verbundvorhaben sollte eine innovative Mikro-Kraft-Wärmekopplungsanlage mit nachwachsendem Brennstoff
für kleine Wohngebäude entwickelt und auf dem Teststand vermessen werden. Das
geplante Gerät zeichnet sich durch die Integration verschiedener Techniken aus und
soll alle wesentlichen Funktionen der Energieumwandlung und- bereitstellung im
Gebäude leisten: Erwärmen von Trinkwasser und Heizungswasser sowie Erzeugung
von Strom zum Eigenverbrauch und zur Einspeisung ins Stromnetz. Als Energieträger wird der nachwachsende Energieträger Holz in Form gepresster Pellets verwendet.
Das Ziel der FuE-Arbeiten ist die (Weiter-)Entwicklung bzw Anpassung und Integration von Komponenten zur Entwicklung einer pelletsbefeuerten Mikro-KWK-Anlage.
Die Aufgaben bestehen aus der Entwicklung einer auf den Stirling abgestimmten
Brennkammer sowie der Integration des Stirlingmotors im Feuerraum und der Kopplung mit einem Schichten-Wärmespeicher zwecks einer optimalen Ausnutzung der
Verbrennungswärme. Die Entwicklungskriterien werden anhand Angaben der Industriepartner sowie in Anlehnung an Simulationsergebnisse definiert. Verschiedene
Anlagenkonzepte werden vorgelegt und im Gremium technisch und ökonomisch
bewertet. Für die Optimierung des Wärmeaustausches zwischen Flamme und Stirling über Strahlung und Konvektion im Innenraum der Brennkammer werden CFDBerechnungen herangezogen. Das Ziel ist es, einen stabilen und ausgewogenen Motorbetrieb sowie eine höhere Stromausbeute zu erhalten. Ein zweiter wesentlicher
Punkt in der Entwicklungsphase ist die funktionelle Integration des Stirlingkühlkreises und des Abgaswärmetauschers in den Schichtwärmespeicher um die unterschiedlichen Temperaturniveaus geschickt zu verwerten. Dadurch kann z. B. der Stirling mit relativ kaltem Wasser gekühlt werden, was zu einer Effizienzerhöhung
führt, und das noch heiße Abgas kann genutzt werden um das Heizungs- und
Trinkwasser auf die gewünschte Zieltemperatur zu erwärmen. Ein simulationsbasiertes Regelungssystem wird entwickelt mit der Zielstellung, den thermischen und
elektrischen Energiefluss zu optimieren, indem die Starthäufigkeit minimiert und der
Latenzzeit der Startphase und den Lastwechseln Rechnung getragen wird. Ein großes Hindernis bei Rauchgas aus Holzfeuerungen ist der unvermeidliche hohe (auch
wenn bei der Pelletfeuerung geringer) hohe Gehalt an unverbrannten kondensierbaren Kohlenwasserstoffketten und Aschenbestandteile, die sich auf der Oberfläche
von Wärmeübertragern absetzen und dadurch die Wärmeübertragung beeinträchtigen. Um diesem Effekt entgegenzuwirken werden verschiedene schmutzabweisende Oberflächen aus porösen, anorganischen Dünnschichten bei verschiedenen Temperaturbereichen untersucht. Weitere Maßnahme zur Entstaubung des Abgases und
Nutzung des Brennwerteffektes werden geprüft.
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Im Anschluss an die Entwurfs- und Dimensionierungsarbeiten sollen zwei Anlagenprototypen nacheinander gebaut und messtechnisch auf Testständen bewertet werden. Bei dem ersten („Arbeitsmuster“ genannt) sollen die verwendeten Komponenten bereits vollständige Funktionalität aufweisen und das Zusammenspiel mit anderen Komponenten berücksichtigt werden, allerdings spielen Aspekte wie Gewicht,
Volumen, Kosten, bauliche Integration bei der Auswahl der Komponente noch keine
große Rolle. Bei dem zweiten Prototypen („Funktionsmuster“) fließen die Testergebnisse direkt in die Dimensionierung und in die Verschaltung mit ein. Aspekte wie
Kompaktheit, bauliche Integration und Zugänglichkeit für Wartungsarbeiten werden
stärker berücksichtigt.
Die Arbeiten bezüglich des Prototypenbaus bestehen aus der Anfertigung von Komponenten (z.B. optimierte Brennkammer, Staubabscheider, Abgas-LuftWärmeübertrager) sowie Aufbau und Inbetriebnahme des Prototyps inklusiv der Regelungshardware.
Um den Prototyp messtechnisch eingehend zu untersuchen müssen spezialisierte
Teststände aufgebaut werden. Dort sollen die jeweiligen Anlagenkomponenten bei
verschiedenen Betriebspunkten und wechselnder Last charakterisiert werden. Die
Optimierungsmaßnahmen können qualitativ und quantitativ bewertet werden. Die
Ergebnisse werden im Gremium mit den Industriepartnern diskutiert und fließen in
die Entwicklungsziele ein. Außerdem werden Dauertests am Prüfstand durchgeführt.
Ziel ist es, die Robustheit und die langfristige Betriebssicherheit der Anlage zu überprüfen sowie unter nachgebildeten Einsatzbedingungen die Abnutzung der Verschleißteile und die Wartungshäufigkeit beim Stirlingmotor zu bestimmen sowie die
Bedienbarkeit der Gesamtanlage zu kontrollieren. Diese Aufgabe enthält auch die
Aufbereitung der Messergebnisse zur Weiterentwicklung des Prototyps.
3.2
Voraussetzungen, unter denen das Vorhaben durchgeführt wurde
Die dezentrale Erzeugung von Strom und Wärme ist eine wichtige Strategie, um die
Klimaziele bezüglich CO2-Reduktion zu erreichen und Kosten für die Energiebereitstellung zu senken. In den letzten Jahren lag ein Schwerpunkt der Forschungsarbeit
im Bereich von stationären Brennstoffzellen-Energiezentralen.
Seit einigen Jahren werden zahlreiche alternative Systemansätze im Bereich der
CO2-neutralen Energieversorgung mit Biomasse als Energieträger entwickelt, die als
nachwachsender Rohstoff ebenfalls das Potential zur Emissionsreduktion bietet. Ein
vielversprechender Ansatz ist ein mit Holzpellets betriebenes Stirling Aggregat, das
elektrische Leistungen über einen Generator liefert und thermische Leistungen für
den Wärmebedarf bereit stellt. Mittlerweile gibt es kleine, gasbetriebene StirlingGeneratoren mit elektrischen Leistungen von 800 bis 9000 W und einem elektrischen Wirkungsgrad zwischen 10% und 25% der zugeführten Wärmeleistung. Jedoch hat sich in der Praxis ergeben, dass die Einbindung solcher Stirlinganlagen in
das Heizungsnetz Schwierigkeiten bereitet. Insbesondere ist die Einhaltung vorgegebener Temperaturen oder Emissionsgrenzen problematisch, ebenso wie die schwankende Heizlast. Auch die Lebensdauer der Komponente ist hinsichtlich einer Markteinführung noch nicht zufriedenstellend. Im Projekt PeStiS wollen Fachleute aus unterschiedlichen Metiers (Motorenbau, Kesselbau, Heizungsbau, Thermodynamik, Elektrotechnik, Regelungstechnik) zusammenarbeiten, um eine komplette mKWKAnlage mit Heizungs- und Trinkwassererwärmung zu entwickeln.
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3.3
Stand der Wissenschaft und Technik, an den angeknüpft wurde
Ein mit Holzpellets betriebene Mikro-KWK-Anlage mit Stirlingmotor und integriertem Speicher war zur Zeit des Projektbeginns nicht Stand der Technik. In den Teilbereichen Pelletkessel, Schichtenspeicher, Regelungsstrategien für Mikro-KWKAnlagen kann an bestehenden Stand der Technik und wissenschaftliche Untersuchungen angeknüpft werden. Die Erfahrungen mit Stirlingmotoren in kleinen Leistungsbereich waren noch nicht so weit entwickelt.
Eine Biomasse-KWK-Anlage auf Basis eines Stirlingmotors für Nennleistungen von
35 und 70 kWel wird im Rahmen einer Forschungs- und Entwicklungskooperation1
entwickelt und seit 2003 als Pilotanlage mit Hackschnitzel betrieben. Die Firma Hoval führt seit 2001 Laboruntersuchungen und seit 2005 Feldtest mit einem Stirlingmotor (Beta-Maschine) in einem Holzvergaserkessel (>35kW Nennleistung thermisch, 1kW el) durch. Erdgasbetriebene Stirling-mKWK-Anlagen waren vor Projektbeginn bei einigen Firmen in der Entwicklung bzw schon in der Kleinserie am Markt.
Dazu zählen: Entwicklungsarbeiten bei der Fa Mayer&Cie, der Fa DTE Energie, der Fa
Enatec micro cogen; erste Feldversuche in England der Fa Microgen in England
(1,1kW_el, 15 bzw 36kW_th), umfangreiche Feldtests der neuseeländischen Firma
Whispergen seit 2001 in England (1kW_el; 12kW_th); erste Serienfertigung der
deutsche Firma Solo (modulierend 2-9,5 kW_el und 8-26 kW_th). Die Firmen Epas
resourcenschonende Produkte GmbH und sunmachine führten zu der damaligen
Zeit Entwicklungsarbeiten an Stirlingmotoren kombiniert mit Parabolspiegeln durch.
Die Fa. Sigma Elektrotechnik aus Norwegen hatte einen 3 kWe Stirling entwickelt
und an einem Lizenznehmer in England verkauft.
Pelletkessel ab einer Leistung von 6kW waren in unterschiedlichen Ausführungen
von verschiedenen Herstellern am Markt verfügbar; ca. 30.000 Anlagen waren Ende
2004 in Deutschland installiert. Der Projektpartner KWB vertreibt seit 15 im Leistungsbereich der PeStiS-Anlage (15kW_thermisch) ein Kesselmodell, den USP15; einen modulierbaren Kessel mit Unterschubfeuerung. Pelletfördersysteme (vom Pelletlager zum Pelletkessel) für unterschiedliche Anforderungen werden von den Projektpartner KWB und Schellinger vertrieben. Schellinger brachte zu der Zeit ein neuartiges Vakuum-Saugsystem mit einer Pellet-Entnahme von oben aus einem Pelletlager
(genannt „Maulwurf“) auf den Markt. Im Bereich der Wissenschaft lag der Schwerpunkt der veröffentlichten Forschungsberichte2 im Bereich der Holzfeuerungen bei
den Emissionen derzeitigen Holzkesselanlagen (Holzhackschnitzel und Pellets). Emissionen (CO, CxHy und Staub) werden vermessen und teilweise Einflussfaktoren aufgezeigt. Zur Sekundärmaßnahme der Reduzierung der Staubemission liefen Forschungsarbeiten für einen elektrostatischen Partikelabscheider bei der EMPA und ein
System zur Entstaubung kombiniert mit der Brennwertnutzung wurde bei TFZ untersucht. Der erste Pelletkessel mit Brennwertnutzung kam zu der Zeit von der Fa
Ökofen auf den österreichischen Markt. Forschungsarbeiten zur Simulation von
1
BIOS BIOENERGIESYSTEME GmbH, der MAWERA Holzfeuerungsanlagen GesmbH, der
TECHNISCHEN UNIVERSITÄT DÄNEMARK und der AUSTRIAN BIOENERGY CENTRE GmbH
2
Arbeiten u.a. von ETH Zürich, TFZ Technologie- und Forschungszentrum im Kompetenzzentrum für Nachwachsende Rohstoffe, Straubingen; Ökozentrum Langebruck; Bundesamt
für Energie BFE; Bern.
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Verbrennung und Rauchgasströmung bei Holzfeuerung laufen bei der Firma bios
Bioenergiesysteme GmbH (Österreich) und einzelne Arbeiten an Hochschulen.
Im Bereich der Speichertechnologie verfügt der Projektpartner Solvis über Erfahrungen und Produkte von Schichtenspeicher im für PeStiS relevanten Volumenbereich,
die mit Heizkesseln und Solaranlagen gekoppelt und auch mit direkt integrierten
Rauchgaswärmetauchern ausgestattet werden können. Zu diesen Produkten liegen
auch thermische Simulationsuntersuchungen über Be- und Entladevorgänge vor.
Auf diese konnte in dem PeStiS-Projekt aufgebaut werden.
Das Netzanschlusskonzept basiert auf Normen und Netzanschlussbedingungen für
Photovoltaikanlagen, die in den letzten Jahren entwickelt wurden. Zentral ist die
Vornorm DIN V VDE 0126-1-1 zu nennen, die Anforderungen an eine selbsttätige
Netztrennstelle definiert und für Anlagen mit einer Nennleistung bis zu 30 kW gilt.
Wechselrichter mit einem Netzinterface nach diesem Standard sind zu ZigTausenden im Einsatz. Für Stirlinggeneratoren mit Wechselrichter können diese Geräte direkt übernommen werden, für Generatoren, die direkt aus einem elektromechanischen Generator einspeisen, können sie einfach angepasst werden.
Um Generatorkonzepte unabhängig von der Verfügbarkeit des Stirlingmotors testen
zu können, wurde ein vorhandener Motorenteststand umgebaut. Ein Elektromotor,
der über einen Stromrichter frei gesteuert werden kann, diente als Ersatz für den
Stirlingmotor. Damit ließ sich das dynamische Verhalten des Generator-Stirlingmotor
Systems testen und der Generator konnte parallel zum Stirlingmotor entwickelt
werden.
Für die komplexe Regelungs- und Überwachungsaufgaben des Entwicklungsfeldes
der PeStiS-Anlage, sowie für die Regelung des Arbeitsmusters, wurde ein kommerzielles sogenanntes „embedded system“, eine integrierte Mikrorechnerplattform mit
Internet Fähigkeit, eingesetzt. Sie setzt auf frei verfügbaren Software-Werkzeugen
(auf Linux Basis) auf und verfügt über mächtige Eigenschaften der Visualisierung,
der Vernetzung und übertragbaren Prozesssteuer und –regelfunktionen.
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4
Projektergebnisse
4.1
Arbeitspaket 1: FuE-Vorarbeiten: Bedarfsanalyse, Normen und Richtlinien,
Komponentenentwicklung bzw. -anpassung
AP 1.1 Beschreibung der Wärme und Stromlast, energetische Bedarfsanalyse, Systemanforderungen (Fraunhofer ISE)
Angesicht des dynamischen Verhaltens eines Pelletkessels3 sowie der Tatsache, dass
Komponenten Brennteller oder Pelletsdosierung sich nicht über eine bestimmte
Grenze runterskalieren lassen, wurde als Zielgruppe, kleine unsanierte oder teilsanierte Wohnhäuser4 gewählt. Im Rahmen der energetisch-technische Vorstudie
wurde die Eignung der PeStiS-Anlage für 3 Gebäudekategorien untersucht (s. Tabelle 1). Für die Kategorie Gebäudebestand wurde der Lastgang eines Gebäudes mit
einem jährlichen Raumwärmebedarf von ca. 211 kWh/m² gewählt. Im Fall saniertes
Haus liegt der Raumwärmebedarf bei ca. 90 kWh/(m²a) und für das Niedrigenergiehaus (in Anlehnung auf die EnEV) bei 78 kWh/(m²a). Alle drei Bauten haben eine
Heizfläche um die 190 m², ein Warmwasserbedarf von 2650 kWh/a und einen
Haushaltstrom von 3800 kWh/a. Das entspricht ca. dem durchschnittlichen
Verbrauch einer 4-5 köpfigen Familie.
Das Ziel der Anlagensimulation in der Vorplanungsphase ist anhand von vereinfachenden Modellen die Eignung der gewählten Entwicklungszielwerte der Anlage
gegenüber den anvisierten Versorgungsaufgaben unter Berücksichtigung unterschiedlicher Energieszenarien zu überprüfen.
Es wurde ein Kennlinienmodell entwickelt, um das Betriebsverhalten der Anlage
wiederzugeben. Die Dynamik der Anlage wird mittels eines Verzögerungsgliedes
zwischen Kesselleistung und Stirlingleistung beschrieben sowohl in der Startphase
als auch bei Lastwechsel. Abbildung 1 zeigt, wie die Wärme- und Stromproduktion
während des Start- und des Abschaltvorganges im Modell abgebildet wird. Gut zu
erkennen ist der zeitliche Verzug zwischen Strom und Wärme, der durch den Bedarf
des Stirlings an einem hohen Temperaturniveau in der Brennkammer bedingt ist.
Demzufolge liefert die Anlage in der Startphase nutzbare Wärme bevor der Stirling
Strom produziert und wiederum endet die Stromproduktion vor der Wärmebereitstellung in der Abschaltphase. Dieser Sachverhalt wirkt sich bei dem elektrischen
Nutzungsgrad der Anlage negativ aus, indem der thermische Pufferspeicher relativ
schnell beladen wird, ohne dass Strom in der aus dem elektrischen Wirkungsgrad
erwarteten Proportion geliefert wird. Die Auswahl eines relativen großen Pufferspeichers (ca. 900 Liter) bewirkt eine Reduzierung der Anlagenstarthäufigkeit in Folge
der längeren Betriebsdauer bei jedem Laufzyklus und letztendlich einen höheren elektrischen Nutzungsgrad.
In dem Modell wird der Startablauf wie folgt dargestellt: t0: Einschaltsignal wird an
die PeStiS-Anlage gesendet, t1: die Zeit für die Anzündung der Pellets, t2: Startzeit
des Generators im motorischen Betrieb, t3: Startzeit des Generators im Erzeugungsmodus, t4: kontinuierlicher Zustand erreicht. Gut zu erkennen ist, dass die
3
längere Startphase wegen Anzündung Brennstoff, längerer Dauer für Lastwechsel wegen
Brennstoffdosierung und thermischer Masse der Brennkammer, ...
4
mit z.B. einem Normwärmebedarf von 15 kW aufweisen
13 / 80
PeStiS-Anlage bei jedem Anlagenstart Strom für das Ankurbeln des Motors benötigt.
Die Abschaltphase wird wie folgt im Modell abgebildet: t5: Pelletzufuhr wird abgestellt und zeitgleich nehmen die Leistung der Feuerung und des Stirlings ab, t7: Stirling schaltet ab, t8: PeStiS-Anlage liefert keine brauchbare Wärme mehr.
Für weitere Details zur Bilanzierung der Stromflüsse der Anlage wird auf [Schmitt,
2006] verwiesen.
Qth [W] oder
Pel [W]
Q1
Qth Anlage
Qth [W] oder
Pel [W]
Q1
Pel Stirling
P2
P3
P2
Stromerzeugung
t2
t0
t3
t1
t4
Zeit [s]
t8
t5
P1
t6
Anlauf
t7
Zeit [s]
Abbildung 1: Beschreibung des Startvorgangs des Komplexes Pelletfeuerung+Stirlingmotor (Links), Beschreibung des Abschaltvorgangs des Komplexes Pelletfeuerung+Stirlingmotor (Rechts)
Gebäudebezeichnung
Spezifischer
Raumwärmebedarf
[kWh/m²a]
Raumheizbedarf
[kWh/a]
Warmwasserbedarf
[kWh/a]
Haushalstrom
[kWh/a]
Gebäudebestand
211
40 400
2650
3800
Saniertes Haus
90
16 600
2650
3800
Niedrigenergie
78
14 340
2650
3800
Tabelle 1: Kennzahlen der Versorgungsaufgaben
Die Abbildung 2 zeigt die Energieflüsse innerhalb der PeStiS-Anlage und an deren
Bilanzgrenze. Im Nennbetriebspunkt wird vom Pelletsbrenner eine Brennstoffleistung von ca. 16,2 kW bei Nennlast umgesetzt. Davon wird ca. 1 kW mechanisch
umgewandelt. Die Abstrahlverluste werden mit 0,2 kW veranschlagt. Der Kühlkreis
des Komplexes Stirling+Brennkammer transportiert ca. 7 kW Wärme zum Speicher.
Die Restwärme (ca. 8 kW) verlässt die Brennkammer mit dem Rauchgas und wird an
das Heizungswasser über den speicherintegrierten Rauchgaswärmetauscher abgegeben.
Die PeStiS-Anlage wurde wärmegeführt betrieben. In der Tabelle 2 sind die Simulationsergebnisse für einen Zeitraum von einem Jahr aufgeführt.
14 / 80
Gebäude
Pelletverbrauch
[To./a]
Nutzwärme
[kWh/a]
Erzeugter
Strom
[kWh/a]
Eingespeister Strom
[kWh/a]
Strombezug
[kWh/a]
Anzahl
Anlagenstarts
Bestand
11,9
43 980
3 047
1 410
3 009
3 737
Saniert
6,5
20 210
1 354
637
3 615
3 151
Niedrigenergie
5,8
17 932
1 197
562
3 654
2 931
Tabelle 2: Simulationsergebnisse für die 3 Gebäudekategorien
Speicherverluste
(von T Speicherwasser abhängig
)
Abgas
Stirling
mech. 1 kW
Rauchgas 8 kW
Abgas-WT
7.64 kW
Warmwasser
Abgas 0.36 kW
Abstrahlung
0.2 kW
Kaltwasser
Luft
Pellets
Kühlkreis 7 kW
Bilanzgrenze
Schichtspeicher-Modul
Hilfsstrom
Feuerung
16.2 kW
Bilanzgrenze
KWK-Modul
Heizkreis
Abbildung 2: Annahmen für die Simulation: Energieflüsse in der PeStiSAnlage (vereinfachtes Konzept ohne Luftvorwärmung) (vgl. [Tummillo,
2006])
Die Simulation belegt, dass in den drei Fällen die thermische Ausgangsleistung der
PeStiS-Anlage ausreichen würde, um die ganze Wärmeanforderung der Versorgungsobjekte zu decken (keine Versorgungslücke ist zu erkennen). Der Pelletverbrauch liegt bei dem Bestandhaus doppelt so hoch wie bei dem NiedrigenergieHaus. Die erzeugte Strommenge beträgt jedoch fast 3-fach so viel. Die Starthäufigkeit spielt dabei eine Rolle. Bei dem Bestandhaus läuft die Anlage länger, im Niedrigenergie-Haus sind die Laufzeiten kürzer.
Die Spalte Strombezug gibt Auskunft über die Menge Strom, die aus dem Netz bezogen werden müsste, um den Haushaltsstrombedarf zu decken. Diese hohe Zahl
lässt sich durch die zeitliche Differenz zwischen Produktion durch die PeStiS-Anlage
15 / 80
(in den Übergangszeiten läuft die Anlage zumeist Nachts, wenn die Anlage rein
wärmegeführt betrieben wird) und Verbrauch (tagsüber, Abends) erklären.
Anhand der Jahreswerte an Pelletverbrauch, Strombezug und –einspeisung können
die zu erwarteten Netto-Jahresbetriebskosten der Anlagen errechnet werden. Mit
den Laufzeiten der Anlagenkomponenten sowie Berücksichtigung der Gesetzgebung (Wartungsintervall einer Feuerungsanlage) können die Wartungs- und Instandhaltungskosten abgeschätzt werden. In Anlehnung an die Richtlinie VDI 2069
können die Jahreskosten errechnet und Aussagen über die Wirtschaftlichkeit der
Anlage gegenüber Konkurrenztechnologien getroffen werden (Mehr zu der Methodik in [Sicre, 2005]).
Die Modelle sowie deren Parameter werden, sobald Erkenntnisse aus der Vermessung des Prototypes am Teststand verfügbar sind, verfeinert. Neue, pragmatischere
Aussagen über die energetische und wirtschaftliche Einsatzfähigkeit des Konzepts
sind dann möglich. Darüber hinaus ermöglicht das Modell das Abbilden eines
stromgeführten Anlagenbetriebs hinsichtlich Biomasse Virtual Power Plant. Auf diesen Punkt wird im Rahmen dieses Beitrags nicht weiter eingegangen.
AP 1.2 Untersuchung der Rauchströmung am Erhitzer (FH Wolfenbüttel,
Fraunhofer ISE)
Die Aufgaben der Strömungssimulation in der PeStiS-Anlage sind in die Arbeitspakete „Anströmung des Erhitzerkopfes“ (Fraunhofer ISE) und „Strömung in der Brennkammer“ (FH Wolfenbüttel) aufgeteilt. Idee war, die Simulationsergebnisse der
Brennkammer (Schnittfläche Oberkante Verbrennungsring) als input für die Simulation der Erhitzerkopfanströmung einzusetzen. Dazu wurde wie folgt vorgegangen:
16 / 80
-
Die FH Wolfenbüttel erstellte ein Simulationsmodell für die Optimierung der Sekundärluftführung. In der Simulation wird der Wärmeeintrag in die Brennkammer nicht über eine Verbrennung abgebildet, sondern vereinfacht durch die Zuführung heißer Verbrennungsluft.
-
Am Fraunhofer ISE werden für die Geometrie des Anströmraumes und des Erhitzerkopfes die Konstruktionsentwürfe für die neue Generation des Erhitzerkopfes
X8 der Firma SPM verwendet.
-
Da, im Unterschied zu den vorliegenden Strömungsdaten der FH Wolfenbüttel
nicht nur die Strömung simuliert werden sollte, sondern auch der Wärmeübergang am Erhitzerkopf, scheint die Erweiterung auf eine Verbrennungssimulation
notwendig. Nur mit einer Verbrennungssimulation können nämlich die Leistungsquellterme richtig alloziert werden und damit die Orte der thermischen Expansion der Verbrennungsgase. Dies hat entscheidende Auswirkungen auf das
zu simulierende Strömungsgeschehen. Es ist zu prüfen, in wie fern die Simulation der Verbrennungskammer, um eine (vereinfachte) Ver-bren-nungs-simulation
ergänzt werden kann.
-
Aufgrund dieser Erfahrungen wurde in einem zweistufigen Verfahren ein Näherungsmodell für das durch die Verbrennung induzierte Strömungsverhalten erzeugt. Mit dem Näherungsmodell kann ein plausible Anströmung des Erhitzerkopfes erreicht und untersucht werden.
-
Dafür wurden zunächst die Geometrien der Verbrennungskammer und des Anströmraumes in einem Geometriemodell verbunden (Abbildung 3)
-
Durch geeignete Wahl der Temperaturen der einströmenden Verbrennungsgase
an Primär- und Sekundärlufteinlass wurde ein möglichst realitätsnaher Leistungsfluss und Temperaturverlauf (Abbildung 4 links) eingestellt. Es ist jedoch zu erkennen, dass der Temperaturverlauf in einer Flamme in keiner Weise auch nur
angenähert ist.
-
Deshalb wurden in einer Ebene oberhalb der Sekundärlufteinströmung
(Abbildung 4 rechts) die Strömungsgeschwindigkeiten ausgelesen und als Eingabe in ein modifiziertes zweites Modell eingelesen. Schließlich wurden die
Temperaturen der durch diese Ebene in das Simulationsgebiet einströmenden
Gase derart angehoben, dass die in einer Verbrennungsflamme zu erwartenden
Temperatur und Dichteverhältnisse besser abgebildet wurden. Außerdem wurde
als Randbedingung der Strahlungsanteil der von der Flamme abgegebenen Leistung eingegeben. Die Berechnung erfolgte sodann mit dem discrete ordinates
Strahlungstransportmodell.
-
Über Annahmen zu vereinfachten Randbedingungen im Erhitzerkopfinneren
fanden Abstimmungen mit dem Projektpartner SPM statt.
Abbildung 3: Brennkammer des Holzpelletkessels mit Anströmung des Stirling-Wärmeübertragers (vgl. [Narare, 2007])
17 / 80
Abbildung 4: Temperatur- (links) und Geschwindigkeitsverteilung (rechts) in
ausgewählten Ebenen des Simulationsmodells des Holzpelletbrenners mit
Anströmung des Stirling-Wärmeübertragers
AP 1.3 Netzanschluss und Stromeinspeisung (Fraunhofer ISE)
Randbedingungen
Der Stirlingmotor bestimmt mit seinen Eigenschaften wesentlich die Anforderungen
an den elektrischen Generator. Deswegen werden die zu Projektbeginn geplanten
Solldaten sowie die im Lauf der Stirlingentwicklung angepassten Zieldaten des Stirlingmotors hier aufgelistet.
Tabelle 3: geplante und angepasste Zieldaten für den Stirling Generator
Nenndrehzahl
Ausgangsnennleistung
elektrisch
Betriebsdrehmoment
Startmoment5
Mittlerer Betriebsdruck
geplant
angepasst
1000 U/min
500 U/min
1 kW
1 kW,
18 Nm.
36 Nm.
18 – 20 Nm
15 – 23 Nm
4 bar (<= 10 bar)
4 bar (<= 10 bar)
Das Aggregat soll etwa 1 kW ins Netz liefern können. Dann muss der Stirling eine
Leistung von etwa 1,2 - 1,3 kW an der Welle abgeben. Die Leistung von 1 kW elekt-
5
Der Stirlingmotor kann nicht von selbst anlaufen, sondern muss von außen gestartet werden.
18 / 80
risch, entspricht einem Strom von rund 1,5 A bei 3-phasigem Anschluss in Sternschaltung.
Netzkopplung/Generator
In diesem Abschnitt wird die Realisierung der Netzanbindung diskutiert. Dabei betrachten wir die Aspekte:
- elektrische Sicherheit, Normung
- Abrechung; Zählerwesen
- technische Realisierung des Generators
Elektrische Sicherheit, Normung
Für den Netzanschluss sind im Wesentlichen die VdEW Richtlinie „Erzeugungsanlagen am Niederspannungsnetz“ und die Vornorm DIN VDE V 0126 -1-1 „Selbsttätige
Freischaltstelle zwischen einer netzparallelen Eigenerzeugungsanlage und dem öffentlichen Niederspannungsnetz“ zu beachten. Letztere beschreibt Anforderungen
an ein „Netzinterface“ und war ursprünglich für Photovoltaikwechselrichter entwickelt worden.
Abrechung, Zählerwesen
Abhängig von der erzielbaren Vergütung für den ins Netz gelieferten und den Kosten des bezogenen Stroms gibt es zwei Anschlussvarianten: Anschluss an das Netz
mit einer Leitung, in der Verbrauch und Erzeugung sich überlagern und Anschluss
mit zwei Leitungen, wobei Bezug und Lieferung getrennt sind. Letzteres wird dann
angewendet, wenn der gelieferte Strom höher vergütet wird, als der bezogene
Strom kostet.
Im Falle von PESTIS gehen wir davon aus dass, für die Vergütung das KWK Gesetz
zusammen mit der NawaRo Regelung des EEG anzuwenden ist. Die danach erzielbare Vergütung liegt bei circa 10 -12 c/kWh (Stand 2007), also deutlich unter den
Strompreisen, die beim anvisierten Kundenkreis - Ein-Familienhäuser - zu zahlen
sind.
Wir gehen daher davon aus, dass der Netzanschluss mit einer Leitung erfolgt.
Technische Realisierung
Folgende Tabelle gibt eine Übersicht von wichtigen Kenngrößen der betrachteten
Generatorkonfigurationen. Es handelt sich dabei um Daten für kommerziell verfügbare Produkte, bzw. Kleinserienproduktion. Die Generatornennleistung ist 1 kW.
19 / 80
Tabelle 4: Generatorkonzepte für eine Stirlingnenndrehzahl von 500 1/min
Kriterium Generatortyp
max.
Wirkungsgrad
[%]
Kosten
[Euro]
Gewicht
[kg]
Wartungsintervall
[h]
Asynchrongenerator,
12 pol.
63
400
53
> 20 000
eff1 Asynchrongenerator,
2 pol. + Getriebe,
82
330
30
> 10 000
Permanenterregter GS
Generator + Umrichter
80
900
40
> 10 000
Permanenterregter
Synchron-generator
+ Umrichter
80
2200
37
> 20 000
zum Vergl.: Synchrongenerator (1,5 kW, 3000 1/min)
65
160
11
(nach Anbieter Angaben)
Der Asynchronmotor ist in seinem Aufbau sehr einfach, robust und weitgehend
wartungsfrei, für den Parallelbetrieb mit dem Netz sind keine Regelungs- und Synchronisiereinrichtungen notwendig. Er kann mit einer einfachen Ansteuerschaltung
auch das für den Start des Stirlings nötige Anlaufdrehmoment erzeugen. Bei generatorischem Betrieb muss die Drehzahl des Motors einige Prozent oberhalb der synchronen Drehzahl liegen, also für einen Stirling mit ca. 500 1/min bei etwa 515
1/min. Die besten Wirkungsgrade sind mit 4-poligen Generatoren zu erreichen, nach
„EFF 1“ Klassifizierung kann ein 1,1 kW Asynchron Motor einen Wirkungsgrad von
84 % erreichen.
Um belastbare Kriterien für die Motorauswahl zu erhalten, wurden mehre Motoren
auf dem Motorenprüfstand im Generatorbetrieb getestet. Die Motorkenndaten stehen in Tabelle 5, die gemessenen Wirkungsgradverläufe sind in Abbildung 5 zu sehen.
Tabelle 5: Kenndaten der getesteten Motoren
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Motor
Polpaare
Pn
[kw]
fsyn0
[1/min]
4 poles
2
1,5
1500
8 poles
4
1,5
750
12 poles
6
1,1
500
100
90
W ir ku n g s g ra d [
80
70
60
50
40
30
8 poles
12 poles
4 poles
20
10
0
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
Leistung [W]
Abbildung 5 : Vergleich des Wirkungsgradverlaufes verschiedener
Anynchronmotoren beim Einsatz als Generator.
Abbildung 5 zeigt sehr deutlich den überlegenen Wirkungsgradverlauf des 4-pol
Motors. Aus den Motoruntersuchungen ergaben sich folgenden Schlussfolgerungen:
Ein direkt gekoppelter Asynchrongenerator hat einen relativ schlechten Wirkungsgrad in der Größe von 65% … 72% und einen hohen Blindleistungsbedarf. Daher
sind Kompensationskondensatoren nötig, die wiederum den Stromoberschwingungspegel erhöhen. Diese Lösung erscheint daher wenig geeignet.
Für den Generator empfehlen wir den Einsatz eines 4-poligen Asynchronmotors mit
Effizienzklasse eff1, der über ein (geräuscharmes) Zahnriemengetriebe angetrieben
wird.
Aus betriebstechnischen Gründen hatte der Stirling Entwickler, Projektpartner SPM,
für das Arbeitsmuster einen 8-poligen Drehstrom-Asynchrongenerator in Haubenmotor Bauform ausgesucht, da dieser über eine interne druckdichte Kapselung zwischen Rotor und Stator verfügt. Damit kann man eine druckbelastete Wellendichtung vermeiden. Den geringeren Wirkungsgrad gegenüber einem 4-poligen Generator mit Getriebe nimmt das Konsortium in diesem Entwicklungsstadium in Kauf.
Netzinterface
Nach der neuen (Vor)Norm VDE V 0126-1-1 sehen wir eine einfache 3-phasige Unter-/Überspannungsüberwachung als Schutz vor ungewolltem Inselbetrieb vor. Für
eine Serienproduktion muss diese durch eine Version mit „Ein-Fehler-Sicherheit“
und „fail-safe“ Verhalten ersetzt werden.
Dieses Interface stellt sicher, dass der Generator (und damit auch der Heizkessel) bei
Netzausfall vom Netz getrennt wird. Ein Notstrom- oder Inselbetrieb ist damit ausdrücklich nicht möglich.
21 / 80
AP 1.4 Weiterentwicklung der Pelletfördereinrichtung (Fraunhofer ISE)
Die Pelletfördereinrichtung umfasst den Weg der Pellets von einem Pelletlager ggf
über einen Zwischen-Vorratsbehälter bis auf den Brennteller im Feuerraum. Die Aufgabe liegt sowohl in der Förderung und der richtigen Dosierung der Pelletmenge als
auch in der Gewährleistung einer Rückbrandsicherung. Bei dem entwickelten Arbeitsmuster kommt am Teststand noch die Erfassung der verbrauchten Pelletmenge
hinzu.
Am Teststand des Fraunhofer ISE wurde nach Rücksprache mit Partner Schellinger
und KWB hierfür ein Konzept zur kontinuierlichen Erfassung des Pelletmassestromes
entwickelt. Es basiert auf einem hängenden Wiegesystem, bei dem ein PelletZwischenvorratbehälter mit hoch-aufgelösten Pelletdosiereinrichtung und Zellenradschleuse eingesetzt wird. (siehe ZB_2006 AP 2.2)
Der letzte Abschnitt der Pelletförderung, die Brennstoffzuführung in den Kessel,
hängt maßgeblich von dem gewählten Feuerungstypen und der geforderten Leistungsmodulation ab. Für den gewählten Feuerungstypen, die Unterschubfeuerung
(siehe AP 1.10), erweist sich ein Pelletszufuhrsystem aus Stokerschnecke, Rückbrandklappe und Zellradschleuse als geeignetes System. Das vom Projektpartner
KWB verwendete Produkt erfüllt die gestellten Anforderungen und wird in dem Arbeitsmuster übernommen.
AP 1.5 Betriebsführung auf Basis der Anlagensimulation, Entwicklung Regler
und Regelalgorithmen (Fraunhofer ISE)
Übersicht
Abbildung 6 zeigt die maximal möglichen Systemkomponenten, deren jeweilige Einzelregelungen abgestimmt werden müssen.
Übergeordnete Regelung
(embedded System)
Kessel
Stirling
BrauchwasserErwärmung
Heizkreise
Solar
Abbildung 6: Verknüpfungen zwischen der übergeordneten Regelung und
den Regeleinheiten
Die Rolle der übergeordneten Regelung ist, abhängig von der momentanen Anforderung an Wärme und vom Temperaturniveau im Puffer, einen Sollwert für Kessel
und Stirling zu bestimmen. Abbildung 7 veranschaulicht diesen Zusammenhang.
Diese übergeordnete Regelung kommuniziert mit der Regelung des Stirlingaggregates, deren Einflussgrößen in Abbildung 8 dargestellt sind.
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Offerte
Biostrom
Wetterprognosen
Temp. Speicher
(oben)
Temp. Speicher
(unten)
Anwenderprofil
Embedded system
Drehzahl
Pumpe
Stirlingkühlung
Lastpunkt
Stirling
Lastpunkt
Kessel
Abbildung 7: Eingang-Ausgang-Diagramm der übergeordneten Regelung
Mittlerer Druck
Stirling
Netzüberwachung
Lastanforderung
Temp.
Brennkammer
Stirling-Regler
Luftkompressor
Ein/aus
Luftablassventil
Stirling bereit
Stirling Notstand
Abbildung 8: Eingang-Ausgang-Diagramm der Stirling-Regelung
Regelalgorithmen
Als Basis für die Regelungssoftware dient das am ISE entwickelte Messprogramm
„Mux“. Mux ist in ANSI-C implementiert und konnte deshalb einfach auf die
WAGO-Regelungshardware portiert werden. Es dient zur Messwerterfassung und
zur Ansteuerung der Aktoren des Regelungssystems. Dazu stellt Mux eine einheitliche Schnittstelle (application protocoll interface API) zur Verfügung, die der eigentlich Regler nutzt, um Messwerte abzufragen und Stellwerte vorzugeben.
Für das Monitoring und die Funktionskontrolle des Reglers erzeugt eine Mux ASCIIAusgabedateien, in denen Mess- und Stellwerte mit den jeweiligen Zeitstempeln gespeichert werden. Für jeden Tag wird automatisch ein neues Datenfile angelegt. So
lassen sich später kritische Ereignisse in den Messreihen schnell lokalisieren.
Die Datei „sensorliste.txt“ ist das Konfigurationsfile, in dem festgelegt ist, wie Mux
die WAGO-Hardware anspricht.
Neben den Tagesdaten erzeugt MUX ein Statusfile „current_data.txt“, das jederzeit
die Mess- und Regelgrößen für weitere Anwendungen bereitstellt. Neben der Auskopplung der Messprozessdaten in Form von Dateien, gibt es das sog. „Shared
Memory“ Abbild, das externen Regelungsprozessen den Zugang zu Mess- und Stellgrößen gestattet.
23 / 80
Abbildung 9: Darstellung der Anlagenzustände des Stirling-Kessels
In Zustandsdiagramm kann man die wichtigsten Zustände der Gesamtanlage erkennen (Vgl. Abbildung 9).
In der Grundstellung sind sämtliche Anlagenkomponenten in Ruhestellung. Es arbeitet nur die Software, die ständig alle Messungen aufnimmt.
Meldet die Software eine „Bedarfsanforderung des Pufferspeichers“ geht das Programm über in den Modus „Ofen vorheizen“. In der Brennkammer entzündet sich
nun das Feuer. Um den Stirling vor Überhitzung zu schützen, muss die Vorlaufpumpe für den Stirlingmotor angeschaltet werden. Entspricht nun die Temperatur in der
Brennkammer dem Sollwert, liefert das Programm das Signal „betriebsbereit“ und
der Stirlingmotor kann mit Hilfe des Asynchronmotors angeschleppt werden.
Der Zustand „Ofen Nennbetrieb“ beschreibt den Einspeisebetrieb der Anlage. D.h.
der Stirling wird nicht mehr angetrieben, sondern treibt selbst den Asynchrongenerator an, sodass elektrische Energie in das Netz eingespeist wird. Die Anlage befindet sich so lange in diesem Zustand, bis das Wasser im Pufferspeicher auf Solltemperatur erwärmt ist. Liefert das Programm schließlich das Signal „Nachfrage gedeckt“
fährt der Ofen runter, in dem die Brennstoffzufuhr eingestellt wird. Nun kehrt der
Ofen wieder in die Grundstellung zurück.
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Liegt eine Störung vor, bricht die Ablaufkette ab und kehrt zur Grundstellung zurück.
Ablaufdiagramm Anlagensteuerung
Start
Ofen_Start
Solltemperatur
in Brennkammer
erreicht?
nein
ja
-> Anlauf in
Dreieckschaltung
Stirling
beschleunigen
Drehzahl erreicht ?
nein
ja
Umschaltung von
Dreieck- in Sternschaltung
Sterling Zylinderdruck OK ?
nein
Druck einlassen
ja
Generatorbetrieb
Pufferspeicher geladen?
nein
ja
Zylinderdruck
ablassen und
Ofen ausschalten
Anlage_Aus
Abbildung 10: Flussdiagramm
des Steuerungs-Algorithmus
Das Ablaufdiagramm zeigt die wesentlichsten Programmzustände der
übergeordneten Anlagensteuerung.
Ist die vorgegebene Solltemperatur
im Speicherkessel unterschritten,
wird der Ofen angeheizt. Nach erreichen der Brennkammertemperatur
wird der Motor ans Netz geschalten
und in Dreieckschaltung angeschleppt. Nach Erreichen der Nenndrehzahl schaltet der Controller auf
Sternbetrieb um und befüllt das Stirlingaggregat mit Arbeitsgas, um den
Druck im Stirlingmotor aufzubauen.
Werden nun am Zähler-Modul Impulse des Bergzählers registriert, befindet sich der Anlagenzustand im
Generatorbetrieb. Die Messwerte
von Stromeinspeisung, Stirlingdrehzahl und Brennkammertemperatur
werden ständig erfasst und führen
zu einem Notaus-Signal wenn die
Sollwerte unter- bzw. überschritten
werden.
Für das Herunterfahren der KWKAnlage ist, falls keine Notaus-Signal
vorliegt, allein der Wärmezustand
des Warmwasserspeichers ausschlaggebend. Beim Herunterfahren
der Anlage wird zuerst die Asynchronmaschine vom Netz getrennt
und danach der Arbeitsdruck des
Stirlingaggregates abgelassen, bevor
die Reglung die Anlage in die Grundstellung hinunterfährt.
Leider muss das Arbeitsgas nach
jedem Lauf abgelassen werden, da
sonst beim Startvorgang ein sehr
großes Anlaufmoment benötigt wird,
um den Stirling mit Arbeitsdruck
anfahren zu lassen.
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AP 1.6 Integration im Speicher, insbesondere Kühlkreislauf (Fraunhofer ISE)
Die Stirling-KWK-Anlage weist zwei, ggf drei Haupt-Bereichen auf, in denen Wärme
an Heizungswasser ausgekoppelt werden muss: aus dem Abgas (nach Umströmung
des Erhitzerkopfes), am Stirlingmotor und ggf eine Brennkammerkühlung.
An dem eingesetzten Stirlingmotor ist an acht Stellen eine Wärmeabfuhr erforderlich: an den vier Kühlern und den Zylindern. Aus diesen gegebenen geometrischen
Gründen ist eine direkte Speicherintegration der wärmeabgebenden Seite des Stirlingmotors nicht praktikabel. Daher wird der Stirling-Motor über einen externen
Kreislauf gekühlt. Dieser ist an den Pufferspeicher angeschlossen. Das Heizungswasser wird unten aus dem Speicher entnommen und die Rückspeisung erfolgt geschichtet über eine Ladelanze. Bei anderen Stirling-Typen (zB dem alpha-Typ) wäre
eine Integration denkbar.
Für die Auskopplung der Wärme aus dem Abgases werden die beiden grundsätzlich
unterschiedliche Ansätze untersucht: Wärmetauscher direkt im Speicher (Führung
der Abgase durch den Pufferspeicher) oder Wärmetauscher außerhalb des Speichers
(siehe Abbildung 2). Wenn eine Kondensation der Abgase erwünscht ist, besteht
zudem die Möglichkeit die „Haupt-Wärmeauskopplung“ und die Kondensationswärmeauskopplung analog bzw getrennt zu lösen/realisieren. Die Abwägung der
Vor- und Nachteile der unterschiedlichen Konzepte (hinsichtlich der exergetischen
Effizienz der Wärmenutzung, der Variabilität der Betriebszeiten der KWK-Anlage,
Reinigung, Wartung und Abmaße) lassen nicht eine der beiden Lösungen (externer
oder interner AG-Wärmetauscher) als deutlich vielversprechender erscheinen. Im
folgenden werden die Konzept kurz erläutert.
Bei der Integration des Abgas-Wärmetauschers in den Speicher ergibt sich ein (komplexes) Speicherbeladungsszenario mit gleichzeitig zwei verschiedenen Speicherbeladearten: Im oberen Bereich des Speichers wird der Abgas-Wärmetauscher integriert und im unteren Bereich erfolgt die Beladung mit der Abwärme des StirlingMotors geschichtet über eine Ladelanze. Da der Bau unterschiedlicher Prototypen
und deren Vermessung zu aufwendig wären, wird das Zusammenspiel der beiden
Wärmequellen bei der Speicherbeladung und –entladung in energetischen Simulationen untersucht. Hierzu wurde ein Modell der PeStiS-Anlage in TRNSYS erstellt,
welches die Hauptkomponenten (Schichtenspeicher mit integriertem WT, Heizkreis,
WW-Station, Pelletkessel mit integriertem (vereinfachten) Stirlingmotor) modelliert.
Diese wurden anhand von Zielwerten bzw den damals bereits vorhandenen Messdaten parametriert. Der Einfluss verschiedener Randbedinungen (u.a. variabler Massestrom im Kühlkreis, Länge der Ladelanzen, Höhe des Rauchgas-Wärmetauschers)
konnte so aufgezeigt und erklärbar gemacht werden. (Zu Ergebnissen der Arbeiten
siehe [Sicre, 2005], [Sicre et al., 2008], [Tumillo, 2007]).
Aufgrund der Verzögerungen bei der Beschaffung und Inbetriebnahme des StirlingMotors (siehe AP 1.15) konnte das Konzept des integrierten Rauchgaswärmetauschers nicht in Kombination mit der Stirling-KWK-Anlage in einem Arbeitsmuster
umgesetzt werden und somit konnten auch keine Messdaten zur Verfeinerung und
Validierung der durchgeführten Simulationen generiert werden.
Jedoch wurde die Komponente Rauchgas-Tauchwärmetauschers in Versuchen untersucht und Optimierungen erarbeitet (siehe AP 1.7 Beschichtung und AP 2.4 Arbeitsmuster des speicherintegrierten Wärmetauschers)
Bei der Verwendung eines externen Abgaswärmetauschers kann dieser zB als Wassermantel mit Rauchgaszügen um die Brennkammer angeordnet sein. So ist dies in
dem verwendeten Arbeitsmuster ausgeführt (siehe AP 2.2 und 2.4).
26 / 80
Zur Ankopplung der zwei externen Wärmequellen (Abgas) und (Stirling-Motor) wurden sowohl eine Reihen- als auch die Parallelschaltung in Betracht gezogen und bewertet. Zu berücksichtigen hierbei sind die teils gegensätzlichen Anforderung: geringe Rücklauftemperatur und geringe Spreizung am Stirling-Motor, eine Mindesteintrittstemperatur in den Abgas-Wärmetauscher zur Vermeidung von Kondensation, Komfortanforderungen(schnelles Erreichen von hohen Vorlauftemperaturen
nach dem Start), geringe Hilfsenergie, Installationsaufwand.
27 / 80
AP 1.7 Optimierung von schmutzabweisenden Oberflächenbeschichtungen
(Fraunhofer-Gesellschaft)
Korrosionsschutz
Durch die aggressive Atmosphäre in der Brennkammer von Pelletbrennern werden
sämtliche sich auf dem Markt befindlichen Hochtemperaturstähle angegriffen und
bilden Zunderschichten, die sich nicht stabilisieren, sondern vom Grundmaterial abgesprengt werden. Da es für den vorgesehenen Einsatz von rußabweisenden Schichten jedoch unabdingbar ist, dass sich das beschichtete Trägermaterial in einem Ruhezustand befindet, wurde im Rahmen des Projekts Versuche zur Erprobung von
Schichten mit dem Ziel durchgeführt, die den bei Temperaturen zwischen 650 und
950°C stattfindenden stahlangreifenden Reaktionen zu stoppen und so den Stahl zu
inertisieren. Die beiden wichtigsten Angriffe finden durch Sulfate statt:
•
Im Bereich von 650°C bis 800°C reagiert SO3 mit NiO unter Bildung eines
Na2SO4–NiSO4 –Eutektikums (Ts = 671°C). Die Folge ist die Auflösung von schützenden Deckschichten aus Al2O3 und Cr2O3 in dieser eutektischen Schmelze.
•
Bei Temperaturen zwischen 800°C und 950°C entsteht flüssiges Na2SO4, in
dem sich wiederum die schützenden Schichten aus Al2O3 und Cr2O3 auflösen.
Weiterhin verhindert eine innere Sulfidierung des in HT-Stählen eingesetzten Cr
die erneute Bildung von Cr2O3-Schutzschichten. Im fortgeschrittenen Stadium
der Stahlkorrosion wird der Stahlangriff durch die Bildung eines Ni–NiS –
Eutektikums weiter beschleunigt.
Im Verlauf der Untersuchungen wurden Schichten aus SiC, LaSrCr, La2Zr2O7, YAE
(18,3 mol% Y2O3 + 81,7 mol% Al2O3), YAG (Y3Al5O12) sowie Gahnit (ZnAl2O4) getestet. Die Beschichtungen mit Gahnit stellten als die besten heraus.
Rußabweisende Beschichtungen
Um parallel zur Entwicklung von Korrosionsschutzschichten die Versuche zu rußabweisenden Systemen untersuchen zu können, wurde MgO als ein im Rauchgas inertes Trägermaterial gewählt. Auf diesen keramischen Substraten konnte ein nanopo-
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röses Schichtsystem aus SiO2 mit zusätzlich mikrostrukturierter Oberfläche (S49) als
die bisher geeignetste Beschichtung ermittelt werden. Mit diesem S49 beschichtete
Proben zeigen im Abgas bei Temperaturen von 150°C bis 200°C sowie in der
Brennkammer bei Temperaturen um 600°C sehr gute rußabweisende Eigenschaften
(siehe Abbildung 11). Die sich auf den Proben ablagernden Asche- und Rußschichten lassen sich leicht und fast rückstandsfrei durch leichtes Überspülen mit Wasser
entfernen. Ebenso ist ein Abklopfen der Ablagerungen erleichtert.
MgO-Substrat mit S49 (900°C) nach Auslagerung im Abgas
(ca. 200°C)
unbeschichtet
4-fach beschichtet
2-fach beschichtet
Abbildung 11: MgO-Substrat mit S49 (900°C) nach Auslagerung in Brennkammer (ca. 600°C) (vgl. [Tolias, 2008])
Aufgrund dieser Erkenntnisse wurde ein Aluminium-Wärmetauscher des Partners
Solvis längsseitig durchgetrennt (Abbildung 11), eine Hälfte mit diesem Sol beschichtet und bei dem Partner EOS an der FH Wolfenbüttel befeuert.
Abbildung 12: Aufgesägter Abgaswärmetauscher mit Temperaturprofil
(Quelle: Solvis)
29 / 80
Dieser Versuch zeigte die rußabweisenden Eigenschaften der eingebrachten Beschichtung im vorderen Bereich des Wärmetauschers (Abbildung 13). Dies kann darauf zurückgeführt werden, dass die Schicht nicht wie üblich mit 600°C bis 900°C
gesintert werden konnte, da das Aluminium-Trägermaterial nur bis 200°C belastet
werden durfte. Somit konnte sich die Eigenschaft der Schicht nur im vorderen Bereich der Kammer entfalten, in dem sie durch die Befeuerung genügend hohen
Temperaturen ausgesetzt war, um ihre organischen Bestandteile zu verlieren und ihre nanoporöse Struktur auszubilden.
Beschichtete Brennkammerhälfte
Unbeschichtete Brennkammerhälfte
Abbildung 13: Abgaswärmetauscher nach Befeuerung
AP 1.8 Untersuchung der Kühlung des Stirling-Motors (Fraunhofer ISE)
Die Energie, die ein Stirlingmotor während eines Arbeitszyklus abgibt, hängt unter
anderem von der Spreizung zwischen dem oberen und unteren Temperaturniveau
ab. Je größer diese Spreizung ist, desto höher ist die nutzbare Arbeit. Eine gute Kühlung wirkt sich somit immer positiv auf den Stirlingprozess aus. Um den Einfluss der
Rücklauftemperatur in den Versorgungsobjekte zwischen 25 °C bei Frischwasserzapfung und 60 °C für Radiatorbetrieb, sowie die Temperaturspreizung bei unterschiedlichen Volumenströmen zu untersuchen, wurde in AP 3.4 eine entsprechende Versuchsreihe durchgeführt. Da das obere Temperaturniveau des Stirlingprozesses bei ca. 500 °C liegt, ist bei einer Variation der Kühlwassertemperatur und
damit indirekt des unteren Temperaturniveaus um ca. 50 Kelvin nur eine geringe
Sensibilität des Motors zu erwarten.
Die Verfügbarkeit von Kühlwasser für den Motor hängt mit dem angeschlossenen
System und der Betriebsführung zusammen. In AP 1.6 wurden die Grundlagen für
eine Speichermanagementstrategie entwickelt, die über einen eingeschichteten
Warmwasserbereich hinaus auch das zur Verfügung stehende Kaltwasser optimal
für den Betrieb eines Stirlingmotors bereithält.
Bislang wurden Stirlingmotoren oft in Anwendungen mit dauerhaft sehr niedrigen
Rücklauftemperaturen eingesetzt.
AP 1.9 Untersuchungen zur Methode der Abgasrückführung und Anpassung
der Brennstoffführung (Fraunhofer ISE)
Die Rückführung von Abgasen hat eine Vielzahl Auswirkungen auf die Verbrennung
und die Nutzung der Wärme.
Bei Anlagen mit hohen Emissionswerten kann durch die Rückführung eine Nachverbrennung von CO und CxHy sowie eine Reduktion der NO Emissionen erreicht
werden. Die NOx –Emissionen bewegen sich bei der Holzpelletsfeuerung bereits auf
einem niedrigen Niveau, da bereits bei einer Verbrennung ohne Rauchgasrezirkula30 / 80
tion die Verbrennungstemperatur unter der Bildungsgrenze für thermisches NOx
liegt und der Stickstoffgehalt des Brennstoffes gering ist. Zur Einhaltung geringer
CO-Emissionen können bei einer Pelletsfeuerung andere verbrennungstechnischen
Maßnahmen als die Rauchgasrezirkulation erfolgreich umgesetzt werden. Somit ist
aus diesem Gesichtspunkt keine Rauchgasrückführung erforderlich.
Betrachtet man die energetischen Effekte der Rauchgasrückführung so sind die beiden wesentlichen Aspekte die (unerwünschte) Verringerung der Verbrennungstemperatur und die Erhöhung des Volumenstromes des Brenngas-VerbrennungsluftRauchgasgemisches bzw der Rauchgase. Diese beiden Aspekte haben einen gegenläufigen Effekt auf die Temperatur des Arbeitsmediums im Erhitzerkopf: geringere
Verbrennungstemperaturen stellen ein geringeres „Temperaturpotential“ für den
Erhitzerkopf bereit, hingegen kann durch einen größeren Volumenstrom die Geschwindigkeit der Rauchgase und damit der konvektive Wärmeübergang an dem
Erhitzerkopf erhöht werden. Reduziert man im Gegenzug zur Rauchgasrückführung
die Verbrennungsluftmenge entsprechend, ist theoretisch betrachtet eine höhere
Verbrennungstemperatur erreichbar. Der Spielraum der möglichen Reduktion ist
durch die uU negativen Auswirkungen auf die Verbrennungsqualität begrenzt.
Die realen energetischen Auswirkungen der komplexen Wechselwirkungen der
Rauchgasrückführung lassen sich nur in umfangreichen Versuchsreihen an uU einer
Vielzahl variierender Arbeitsmuster experimentell ermitteln. Die theoretischen Überlegungen zu den Effekten der RG-Rückführung zeigen zunächst nur wenig Poteniale
auf. Positiven energetischen Effekte lässt die Luftvorwärmung erwarten, bei der der
konstruktive Aufwand auch unter dem Aspekt der Prozessstabilität geringer eingeschätzt als für die Rauchgasrezirkulation. Aus den genannten Gründen wird die Ausführung der Rauchgasrückführung innerhalb dieses Projektes nicht im Arbeitsmuster
umgesetzt.
Die Anpassung der Brennstoffzuführung steht in engem Zusammenhang mit dem
gewählten Feuerungstypen und wird in AP 1.4 und AP 1.10 beschrieben.
AP 1.10 Gestaltung der Pelletbrennkammer und des Erhitzerkopfs (FH Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE)
Bei der Gestaltung der Pelletbrennkammer sind neben der Anforderung, die an eine
effektive Pelletverbrennung gestellt werden, zusätzlich die Anforderungen, die sich
aus der Wärmeübertragung an den Erhitzerkopf ergeben, zu berücksichtigen. Die
Gestaltung der Brennkammer und des Erhitzerkopfes bedingen sich dabei gegenseitig. Die zentrale Zielstellung ist hierbei möglichst hohe Temperatur am Erhitzerkopf
ist zu erreichen. Hier bietet die Einbeziehung von Strahlungsaustausch mit der
Flamme mehr Potentiale als der reine konvektive Wärmeübergang. Weitmögliche
Reduzierung der Verbrennungsluftmenge, Vermeidung von Wärmeentzug aus der
Brennkammer, Vermeidung von kalten Oberflächen, die im Strahlungsaustausch mit
dem Erhitzerkopf stehen, gute Umströmung des Erhitzerkopfes und Zugänglichkeit
für Reinigung sind dabei die wichtige Stichpunkte für die Brennkammergestaltung.
Entscheidende Gesichtspunkte bei der Erhitzerkopfgestaltung sind hoher Strahlungsaustauschflächen zur heißen Flamme, gute konvektiver Ankopplung an Innenund Außenoberfläche, Toleranz bezüglich unsymmetrischer Flamme, Vermeidung
von Toträumen, geringe interne Druckverluste, korrosionsbeständig und geringe
Verschmutzungsanfälligkeit.
31 / 80
Die Entwicklung und Untersuchung verschiedenster Konzeptentwürfe zur Brennraumgestaltung, der Erhitzerkopfgestaltung und –positionierung ergab sich, dass
zwei Entwicklungen parallel verfolgt wurden:
1. „Arbeitsmuster PeStiS “: ein Konzept, welches vorhandene Komponenten und
Entwicklungen der Projektpartnern KWB und SPM mit einbezieht und weiterentwickelt.
2. „Arbeitsmuster Feuerung ohne Wassermantel“: Konzept einer Brennkammer,
die im Gegensatz zum og Arbeitsmuster nicht wassergekühlt ist.
Zu „Arbeitsmuster PeStiS“
Es wird der von SPM entwickelte Erhitzerkopf verwendet. SPM hat eine neue Gestaltung entwickelt (X8), die eine leichtere Herstellung ermöglicht, als der vorhergehende Entwurf (X7). Als Feuerungstyp wird eine Unterschubfeuerung eingesetzt, da diese den Forderungen nach einem ruhigen Glutbett, hohe Symmetrie der Verbrennung (Anforderung vom Erhitzerkopf), hoher Strahlungsaustausch zwischen Erhitzerkopf und der Flamme, Vermeidung von Asche-Mitführung mit Brenngasen am
besten gerecht wird. Die im Projektantrag anvisierte Unterbrandfeuerung hat den
Nachteil, dass die gesamte Asche –zunächst- mitgetragen wird und dies bei der erforderlichen Positionierung des Erhitzerkopfes (im Strahlungsbereich der Flamme
und bei einer symmetrischen Anströmung) zu Problemen führen kann.
Der Stirling erfordert aufgrund des verwendeten Erhitzerkopfes für einen ruhigen
Betrieb eine symmetrische Wärmebeaufschlagung des Erhitzerkopfes. Die Verteilung
der Rauchströmung innerhalb der Brennkammer wird maßgeblich durch die Gestaltung des Nachverbrennungsringes geprägt, durch den die Sekundärluft der
Verbrennung zugeführt wird. Erfahrungen von KWB und Messungen bei der FH
Wolfenbüttel wiesen auf eine zu inhomogene und stark unsymmetrische Rauchgasströmung hin. Zur Untersuchung der Strömungsverhältnisse wurden ein Modell des
serienmäßigen Nachverbrennungsringes der Fa KWB in Gambit, einem Programm
zur 3D-Konstuktion und Gittererzeugung,- erstellt. Die Strömungssimulationen mit
Fluent bildeten sich ebenso eine stark unsymmetrische Rauchgasströmung ab. Geometrische Alternativen Verbesserungspotentiale wurden in Simulationen untersucht
und die Optimierungsansätze anhand von Arbeitsmustern vermessen. Diese Arbeiten resultierten in einem optimierten Verbrennungsring, der eine große Symmetrie
bzw Homogenität über den Querschnitt der Brennkammer aufweist. Zudem konnte
eine bessere Vermischung der zugeführten Verbrennungsluft mit den Brenngasen
erreicht werden, die eine Reduzierung der Verbrennungsluftmenge ermöglichen ohne dass Unverbranntes auftritt. (siehe hierzu auch Modifizierung des Verbrennungsringes in AP 2.2 und 3.4). Eine andere Weiterentwicklung des KWB-Kessels ist, zum
einen den Wärmeentzug aus der Brennkammer an einen zweiten Zug und an den
umschließenden Wassermantel so weit wie keine Materialprobleme durch Überhitzung auftreten zu reduzieren (siehe hierzu Versuche zur Brennkammerdämmung in
AP 3.4). Zudem wurden die Strahlungsverluste des Erhitzerkopfes an umliegende
kalte Flächen unterbunden (siehe hierzu Versuche in AP 3.4 in ZB_2007)
Die Motivation der Entwicklung einer „Feuerung ohne Wassermantel“ liegt darin,
die Gesamtanlage wesentlich zu vereinfachen indem im Feuerungsbereich nur eine
Wärmeaustragung (an den Erhitzer des Stirlingmotors) stattfindet und die Wärmeübertragung an das Heizwasser ausschließlich im Wasserspeicher geschieht.
Hauptproblem dieses Konzeptes ist es, die Wärmeverluste von der Pelletkesseloberfläche an die Umgebung gering zu halten. Deshalb soll der Feuerraum soll mit
einer dicken Schicht isolierenden Feuerfestmaterials und diese wiederum mit einem
32 / 80
Wabenkörper (ähnlich einem Katalysatorkörper) umgeben werden. Dieser Wabenkörper wird mit der Verbrennungsluft durchströmt. Dadurch soll es möglich sein, die
Wärmeverluste der Feuerung vollständig zurückzugewinnen und eine niedrige Oberflächentemperatur an der Kesselaußenseite zu erreichen. Durch dem Verzicht auf
wasserführende Übertragerflächen als Feuerraumbegrenzung kühlt sich die Rauchgastemperatur vor dem auftreffen auf dem Erhitzerkopf nicht ab und könnte eine
höhere Stromerzeugung des Stirlingmotors gewährleisten.
Die Wabenkörperstruktur kann entweder radial von außen nach innen (Variante A)
oder axial parallel zur Strömungsrichtung der Verbrennungsgase durchströmt werden (Variante B) (siehe Abbildung 14). Vorteile und Nachteile jedes Aufbaus werden
sowie die Funktionsweise werden in ZB_2007 unter AP 1.10 erläutert.
Abbildung 14: Radialer Verbrennungsluftzufuhr (Variante A) (links), axiale
Verbrennungsluftzufuhr (Variante B) (rechts)
Zur Beschreibung der Umsetzung der Konzepte in dem Arbeitsmuster siehe AP 2.2.
AP 1.11 Entwicklung des Kondensationswärmeübertragers (FH Wolfenbüttel)
Die Kondensation von Wasserdampf aus dem Verbrennungsgas (Brennwertbetrieb)
findet bereits mit Erfolg in Feuerungsanlagen wie Beispielsweise Öl- und Gasfeuerungen statt. Mit der Nutzung des Brennwertes kann der feuerungstechnische Wirkungsgrad erhöht werden.
Im Bereich der Holzfeuerungstechnik ist die Brennwertnutzung bis lang nicht so attraktiv, da nur ein kleiner Teil des Wasserdampfes aus dem Verbrennungsgas kondensiert werden kann. Grund dafür ist die hohe Luftzahl, die für eine vollständige
Verbrennung des Holzes notwendig ist, aber den Taupunkt senkt. Eine weitere Intention des Brennwertbetriebes von Holzfeuerungen, neben dem energetischen
Nutzen, könnte die Reduktion von Staub sein.
Abbildung 15 zeigt das Blockschaltbild des Versuchsstandes. Dem Kessel (15 kW,
Pelletkessel des Partners Solvis) wird ein Wärmeübertrager (siehe auch Abbildung
11), welcher ursprünglich aus einem 15 kW-Gasbrennwertgerät stammt, nachgeschaltet. Um Versuche mit unterschiedlichen Rücklauftemperaturen fahren zu kön-
33 / 80
nen regelt ein PI-Regler über ein Dreiwege-Beimischventil die Rücklauftemperatur
auf den gewünschten Sollwert. Da der Kühlkreis von einer Kältemaschine versorgt
wird, sind Rücklauftemperaturen von bis zu 6°C möglich.
Abbildung 15: Blockschaltbild, Abgaskondensation (vgl. [Volta, 2007])
trg1 -
Temperatur vor dem Kondensationswärmeübertrager
trg2 -
Temperatur nach dem Kondensationswärmeübertrager
trk -
Rücklauftemperatur, Abgaskondensator-Kühlkreis
tvk -
Vorlauftemperatur, Abgaskondensator-Kühlkreis
Der Kessel wird ausschließlich in Nennlast gefahren. Verändert wird nur die Rücklauftemperatur im Kondensationskreis. In einer weiteren Messreihe wurde eine Art
optimierter Betrieb gefahren. Dafür wurde ein optimierter Nachverbrennungsring
(N2), der mit einer zusätzlichen Isolierung versehen ist, eingesetzt. Die Luftzahl
konnte somit auf etwa 1,55 reduziert werden.
Versuchsergebnisse
Kondensatqualität
Es wurden 8 Messungen mit jeweils konstanter Rücklauftemperatur durchgeführt,
die von Versuch zu Versuch um ca. 5 K angehoben wurde. Die Abbildung zeigt ein
Foto der Kondensatproben (ansteigende Rücklauftemperatur von links nach rechts).
Es ist deutlich zu erkennen, dass die Proben infolge des steigenden Anteils der enthaltenen Feststoffe und Kohlenwasserstoffe immer dunkler werden. In Messung 8
wurde die Rücklauftemperatur solange erhöht, bis gerade keine Kondensation mehr
stattfand.
34 / 80
Abbildung 16: Foto der Kondensatproben ( = 2,0)
Tabelle 1 zeigt die wichtigsten Analyseergebnisse. Wie zu erwarten, sind alle Stoffkonzentartionen in Probe 7 wesentlich höher als in Probe 1. Der Grund dafür ist,
dass der Kondensatwassermassenstrom in Probe 7 gegenüber Probe 1 um Faktor
6,4 kleiner ist.
Tabelle 6: Kondensatanalysen
Parameter
Messwert
Probe 1
Messwert
Probe 7
Einheit
TOC
22
580
mg/L
Calcium
12,7
178
mg/L
Kalium
29,8
389
mg/L
Natrium
2,09
34,5
mg/L
Chlorid
4,54
78,7
mg/L
Nitrit-N
2,42
43,9
mg/L
Nitrat-N
<2
7,94
mg/L
Sulfat
69,5
478
mg/L
Abgastemperatur
Wie zu erwarten, sinkt die Abgastemperatur nach dem Kondensationswärmeübertrager trg2 mit sinkenden Rücklauftemperaturen trk. Der Zusammenhang ist annähernd linear. Dieser Effekt ist bei verminderter Luftzahl stärker zu beobachten.
Grund dafür ist, dass dem Abgas mehr Verweilzeit im Wärmeübertrager gegeben
ist, um sich abzukühlen.
35 / 80
50
45
trg2 in °C
40
= 2,0
35
= 1,55
30
25
20
5
10
15
20
25
30
35
40
trk in °C
Abbildung 17: Abgastemperatur trg2 über der Rücklauftemperatur trk
Die Differenz zwischen der Abgastemperatur und der Rücklauftemperatur ist ein
Maß für die Qualität bzw. für die Belastung des Wärmeübertragers. Sie liegt hier
zwischen 3 und 5 K, so dass man den gewählten Wärmeübertrager als gut dimensioniert bezeichnen kann.
25
trg2 - trk in K
20
= 2,0
15
= 1,55
10
5
0
5
10
15
20
25
30
35
40
trk in °C
Abbildung 18: Temperaturdifferenz trg2-trk über der Rücklauftemperatur
trk
Kondensatmenge
In der Abbildung 19: Kondensatmengewird, auf den Brennstoffmassenstrom normiert, der Kondensatmassenstrom aufgetragen. Weiterhin ist aufgetragen (gestrichelte Linie) die theoretisch mögliche Kondensatmenge bei einer idealen Wärmeübertragung. Es zeigt sich die überragende Bedeutung der Rücklauftemperatur für
36 / 80
das Erreichen eines echten Kondensations-, d.h. „Brennwert-“ Betriebes. Erst unterhalb einer Rücklauftemperatur von 30°C fallen nennenswerte Kondensatmengen
an. Brennwertbetrieb mit Holzfeuerungen ist also nur in Verbindung mit großzügig
dimensionierten Heizflächen, im Extremfall Fußbodenheizungen, sinnvoll.
0,7
l = 0,6
w = 0,076
Umgebungstemperatur
w kond in kg H2O / kg B
0,6
= 1,55
Messreihe
0,5
= 1,55
(trk = trg2)
Idealfall
0,4
= 2,0
Messreihe
0,3
= 2,0
(trk = trg2)
Idealfall
0,2
Vergleich zum TFZ
0,1
0,0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
trk in °C
Abbildung 19: Kondensatmenge
Bei reduzierter Luftzahl (λ = 1,55) setzt die Kondensation, wie erwartet, schon früher ein (bei 43°C) und liefert bei weiterem Rückgang der Rücklauftemperatur höhere Kondensatmengen. Die Dreiecke (Λ) in der Abbildung 19 kennzeichnen die
Messpunkte des TFZ [Technologie- und Förderzentrum Straubing, 2002]. Die Messpunkte decken sich recht gut mit den in dieser Arbeit ermittelten Ergebnissen. Der
Wassergehalt lag mit 10% etwas höher als der Wassergehalt der Pellets (7,6%).
Feuerungstechnischer Wirkungsgrad
Der auf den Heizwert bezogene feuerungstechnische Wirkungsgrad kann bei teilweiser Nutzung des Brennwertes Werte über 100% annehmen (Abbildung 20).
Auch hier zeigt sich die große Bedeutung einer niedrigen Rücklauftemperatur. Bei
reduzierter Luftzahl (λ = 1,55) liegt der Wirkungsgrad in etwa einen Prozentpunkt
höher.
37 / 80
109
= 1,55
(trk = trg2)
Idealfall
= 1,55
Messreihe
107
l = 0,6
w = 0,076
= 2,0
(trk = trg2)
Idealfall
f1,Hi
in %
105
= 2,0
Messreihe
103
101
Vergleich zum TFZ
99
Umgebungstemperatur
97
5
10
15
20
25
30
35
40
45
trk in °C
Abbildung 20: Feuerungstechnischer Wirkungsgrad
Die Dreiecke (Λ) in der Abbildung 20 kennzeichnen die Messpunkte des TFZ
(ηf=101,0% bei trk=20°C). Der Wirkungsgrad ist in der Anlage des TFZ niedriger, da
der Wärmeübertrager für die Aufgabe eher etwas unterdimensioniert war. Dadurch
wird das Abgas weniger heruntergekühlt und der Wirkungsgrad ist bei gleicher
Rücklauftemperatur schlechter.
Verschmutzung des Wärmeübertragers
Der Wärmeübertrager wurde während der Versuchsreihen überwiegend im Brennwertbetrieb gefahren, d.h. die Heizflächen waren praktisch ständig benetzt. Es bildeten sich nur schwache Beläge. Langzeittests und diskontinuierlicher Brennwertbetrieb könnten veranschaulichen, wie stark sich der Wärmeübertrager zusetzen könnte.
Abbildung 21: Innenseite des Wärmeübertragers nach den Kondensationsersuchen
38 / 80
AP 1.12 Entwicklung des Abgas/Luft-Wärmeübertragers zur Luftvorwärmung (FH Wolfenbüttel/Fraunhofer ISE)
Eine zentrale Anforderung zum effizienten Betrieb des Stirlingmotors sind hohe
Temperaturen am Erhitzerkopf. Mittels der Erwärmung der Verbrennungsluft vor
Eintritt in die Brennkammer wird der Energieeintrag in die Brennkammer und damit
die adiabate Verbrennungstemperatur erhöht. Die Energie zur Erwärmung der
Verbrennungsluft muss dazu den Abgasen nach Austritt aus Brennkammer und der
“Erhitzerkopf-Zone“ entzogen. Erwärmt wird nur die Sekundärluft, da bei einer
Temperaturerhöhung der Primärluft Verschlackungsprobleme auf dem Brennteller
auftreten können. Eine Beispielberechnung6 für eine Brennkammer mit Wärmeentzug aus der Brennkammer durch Strahlungsaustausch mit dem Erhitzerkopf: ohne
Luftvorwärmung liegt die mittlere Brennkammertemperatur bei 990°C und mit einer
Luftvorwärmung der Sekundärluft auf 400°C bei 1110°C.
In AP 2.3 werden die realen Auswirkungen der Luftvorwärmung auf die Feuerung
und die Temperaturen der Flamme und des Rauchgases, die sich in dem „Arbeitsmuster PeStiS“ ergeben, beschrieben.
Entwicklungsarbeiten für schmutzabweisende Oberflächen, die rauchgasseitig im
Wärmetauscher eingesetzt werden können, sind in AP 1.7 beschrieben.
Eine Vorwärmung der Verbrennungsluft ergibt sich auch in dem „Arbeitsmuster
wasserloser Kessel“, der in AP 2.2 vorgestellt wird. Dort erfolgt die Erwärmung der
Verbrennungsluft jedoch unter einem anderen Aspekt: dort trägt sie nicht zu der Erhöhung des Energieeintrages in die Brennkammer bei sondern dient dazu, die Wärmeverluste der Brennkammer „aufgefangen“.
AP 1.13 Ascheabscheidung (FH Wolfenbüttel)
Elektrostatische Entstaubung
Im Zuge der Diskussion um das Thema Feinstaub sind insbesondere Holzfeuerungen
in die Schusslinie gekommen. Im Rahmen des Projektes wurde deshalb versuchsweise eine kesselintegrierte elektrostatische Entstaubung erprobt. Aufbau der Einrichtung sowie Messergebnisse der Abscheidewirkung können in ZB_2006 unter AP
1.13 gefunden werden.
Entstaubung durch Wassereindüsung (Wäscher)
Der Aufbau des Systems HydroCube der Fa. Schraeder und von Partner EOS eigenem System wurden im ZB_2007 unter AP 1.13 beschrieben.
Im HydroCube wird das Rauchgas nach passieren eines Abgaswärmeübertragers im
Gegenstrom mit Wasser bedüst, wobei Staubreduktionen von bis zu 68% [Rawe et
al., 2007] angegeben werden. Eigene Vermessungen der Hydrobox auf dem Prüfstand des Partners EOS ergaben wesentlich geringere Entstaubungseffekte
(Abbildung 22).
6
Randbedingungen: lambda 1,8; Verhältnis Primärluft zu Sekundärluft 1:1; Brennstoffleitung
16,2kW, Wärmeentzug aus der Brennkammer durch Erhitzerkopf 3kW und durch Wasserkühlung oder Verluste an die Umgebung 1,3kW.
39 / 80
20
18
EB in mg / m³tr (13% O2)
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Reihe1
Vor der
Hydrobox
Vor der
Hydrobox
Nach der
Hydrobox
Nach der
Hydrobox
Leerhülse
Leerhülse
18,8
15,7
14,5
15,4
-0,038
-0,038
Abbildung 22: Gravimetrische Staubmessung Hydrobox
Trotz der eher ernüchternden Ergebnisse mit der Hydrobox wurde versucht, mit einer eigenen Vorrichtung zur Abgaswäsche und –kondensation eine Reduktion der
Staubfracht im Abgas zu erreichen. Die Rücklauftemperatur wurde auf 35°C geregelt, um realistische Betriebsbedingungen wiederzugeben und um den Zug des
Rauchgassystems nicht zu stark zu verringern.
In der ersten Erprobung des Messgerätes wurden zwei Messungen durchgeführt.
Die Gewichtsdifferenz der Leerfilter war sehr gering, so dass ein Fehler durch Trocknung und Wiegung nur sehr gering ins Gewicht fällt. Der Fehler lag zwischen 0,3%
und 1,6%. Die Beladung der Planfilter mit Staub ist deutlich zu erkennen. Die
Abbildung 23 zeigt zwei beladene Planfilter (links) und eine Leerhülse (rechts).
Probe 1
Probe 2
Leerfilter 1
Abbildung 23: Staubbeladene Planfilter
Der Kessel wurde zur Ermittlung der Staubreduktion im Standardzustand (Volllast
mit λ = 2) gefahren. Die Staubemissionen (EB) lagen für den Standardbetrieb ohne
Wäscher etwas höher im Vergleich zur ersten Erprobung.
Eine Reduktion konnte in dieser Messung nicht nachgewiesen werden. Vielmehr liegen die Messwerte im Wäscherbetrieb sogar noch etwas höher.
Die Beladung des Rauchgases mit Wasserdampf sollte in den Probenahmen nicht zu
Fehlern führen, da die Proben mit einem beheizten Filterkopf genommen wurden.
40 / 80
während der Probenahme, durch die Beheizung, stark überhitzt wird. Vor der Erfassung des Volumenstroms wurde der Wasserdampf in zwei Kühlern auskondensiert,
so dass auch der Bezug auf trockenes Rauchgas stets gewährleistet war.
Es wäre vorstellbar, dass diese Feststoffe über Tröpfchen in den Filter gelangen, dort
nach der Verdunstung des Wassers übrig bleiben und den Filter beschweren. Damit
würde eine Eindüsung sogar zum gegenteiligen Effekt, einer Beladung des Rauchgases mit Partikeln statt einer Entstaubung, führen.
20
18
EB, tr in mg / m³tr (13% O2)
16
14
Erste Erprobung
12
10
8
6
4
2
0
Reihe1
Standard
betrieb
Standard
betrieb
Leerhülse
1
Leerhülse
2
Standard
betrieb
Standard
betrieb
10,6
10,1
0,2
0,0
13,2
12,9
W äscher
Wäscher
betrieb 2 l/h betrieb 2 l/h
16,4
14,3
Leerhülse
0,2
Abbildung 24: Auswertung der gravimetrischen Staubmessung
Um zu prüfen, ob die Gewichtsdifferenz durch die im Wasser gelösten Salze begründet werden kann, wurden weitere Experimente mit Eindüsung von destilliertem
Wasser vorgenommen:
1. Wassereindüsung:
3 l /h, trk = 35°C
2. Kondensationsbetrieb: trk = 6°C
3. Standardbetrieb:
8 l /h, trk = 35°C
8 l /h, trk = 35°C
8 l /h, trk = 35°C
Die Abbildung 25 zeigt die Messungen bei der Eindüsung von destilliertem Wasser.
In der ersten Messung wurden 3 l/h eingedüst. In der Folgemessung wurde nur
Kondensationsbetrieb gefahren (Rücklauftemperatur trk = 6°C), wobei weniger Emissionen gemessen werden als im Wäscherbetrieb.
Bei Verwendung destillierten Wassers traten die zuvor festgestellten Zunahmen der
Filterbeladung nicht mehr auf. Allerdings wurde auch kein nennenswerter Entstaubungseffekt festgestellt (Abbildung 25).
41 / 80
20
18
EB, tr in mg / m³tr (13% O2)
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Reihe1
Wäscherbetrieb 3 l/h
Kondensat
ionsbetrieb
Standard
betrieb
16,1
12,3
15,1
Wäscher
Wäscher
Wäscher
betrieb 8 l/h betrieb 8 l/h betrieb 8 l/h
13,6
15,4
14,2
Leerhülse
1
Leerhülse
2
0,9
0,4
Abbildung 25: Eindüsung von destilliertem Wasser
Partikelmessung mittels SMPS+E
Die Messungen wurden mit einem anderen Verfahren (SMPS+E, Scanning Mobility
Particle Sizer + Faraday Cup Elektrometer) wiederholt. Mit einem SMPS+E-Messgerät
wird nicht die Partikelmasse, sondern die Partikelanzahl in einem definierten Volumen festgestellt.
Die Messungen wurden für den Standardbetrieb, sowie für den Betrieb mit Wassereindüsung (2 l/h und 8 l/h) vorgenommen (S. Abbildung 26). Die Auswertungen zeigen, dass das Anzahlmaximum des Standardbetriebes bei etwa 43 nm liegt. Bei der
Eindüsung verschiebt sich das Maximum (Anzahlkonzentration) in Richtung höherer
Partikeldurchmesser (46 nm für 2 l/h und 52 nm für 8 l/h). Der Grund für die Verschiebung des Maximums könnte eine Agglomeration der kleinen Staubpartikel zu
größeren Staubpartikeln sein.
Auch aus den Messergebnissen mit dem SMPS+E-Gerät kann nicht auf nennenswerte Entstaubungseffekte via Wassereindüsung/Rauchgaskondensation geschlossen
werden.
42 / 80
Partikelanzahlkonzentration Etr, (13% O2)
dN/dlog(Dp) in 1/cm³
1E+08
9E+07
8E+07
7E+07
6E+07
5E+07
4E+07
Standard
3E+07
Eindüsung 2 l / h
2E+07
Eindüsung 8 l / h
1E+07
0E+00
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Partikeldurchmesser in nm
Abbildung 26: SMPS+E-Auswertung; Standard- und Wäscherbetrieb
Die Messungen stehen damit im Widerspruch zur o.g. Veröffentlichung [Rawe et al.,
2007] und den neueren Messungen am Schräder-Rauchgaskondensator [Schraeder,
2008]. Sie sind andererseits im Einklang mit der klassischen Literatur [Baudirektion
Kanton Zürich, 2008, Seite 11], die eine Abscheidung von Nanopartiklen durch Wäsche praktisch ausschließt.
AP 1.14 Auslegung und Aufbau Prüfstand (FH Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE)
An der FH Wolfenbüttel würde einen Teststand für entwicklungsbegleitende Messungen mit dem Themenschwerpunkt Holzfeuerung aufgebaut (S. Abbildung 27).
Der Kesselprüfling wurde von dem Partner Solvis bereitgestellt. Neben der Konditionierung der Wärmesenke zeichnet sich dieser Teststand durch eine hochwertige Abgas-Analytik und durch ein Partikelgrößen-Messgerät aus. Um eine ausreichend
große Menge an Pellets vorrätig lagern zu können, wurde ein Pelletbunker mit einem Fassungsvermögen von 4,8 t errichtet. Ein Pelletfördersystem mit integrierter
Massenwägung wurde für den Teststand von Partner EOS entwickelt.
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Abbildung 27: Entwicklungsbegleitender Prüfstand für Pellets-Feuerungen
an der FH Wolfenbüttel
Am Fraunhofer ISE wurde ein Teststand zur Durchführung von entwicklungsbegleitenden Messungen aufgebaut. Der Teststand verfügt über mehrere frei temperierbare Kühlwasserströme, eine Konditionierung von primärer und sekundärer Verbrennungsluft bis 400 °C und eine Motorbremse für frei wählbare Motordrehzahl. Die
Sensorik erfasst Energiemengen im kalorimetrischen Verfahren, Luftmassenströme
und deren Druckverluste, Verbrennungstemperaturen, Abgasverhalten, Brennstoffverbrauch sowie elektrische Kenngrößen. Zudem ist der Teststand vorbereitet um
selbstständig Versuchsabläufe nach vorgegebenen Kriterien durchzuführen und ggf
abzubrechen oder zu überspringen falls kritische Systemparameter überschritten
werden. Somit kann eine effiziente Charakterisierung von mKWK durchgeführt
werden. Durch die späte Verfügbarkeit des Stirlingmotors im Projekt liegt der
Schwerpunkt auf der Abbildung von Prüfszenarien und echten Versorgungsobjekten
sowie auf der Beobachtung der Vorgänge innerhalb der Brennkammer.
44 / 80
Abbildung 28: Entwicklungsbegleitender Prüfstand für Pellets-Feuerungen
am Fraunhofer ISE (ohne Darstellung der Sensorik)
AP 1.15 Weiterentwicklung des Stirling-Motor-Arbeitsmusters (Fraunhofer
ISE)
Im Laufe des Projekts wurde das Arbeitsmuster durch verschieden Projektpartner
weiterentwickelt. In Strömungssimulationen wurde bei EOS und beim Fraunhofer ISE
die Strömungen in der Brennkammer auf Basis des X7 nachgebildet. Die Ergebnisse
zeigten eine assymetrische Flammausbildung. Dies bedeutet, dass die vier Erhitzerstränge des Stirlingmotors unterschiedlich stark von den Brenngasen erwärmt werden. Ein unrunder Lauf des Motors wäre die Folge. Eine komplizierte und schwierig
zu fertigende weil mehrfach verdrillte Form der Erhitzerrohre sollte zunächst der
Flammassymetrie entgegenwirken. Mit der in AP 1.10 beschriebenen Entwicklung
eines Nachverbrennungsrings konnte eine bessere Flammsymmetrie erreicht, und
damit einfachere Erhitzerrohre verwendet werden.
Die zunächst verfügbare Modellreihe X7 war in Prototypenbauart einzeln gefertigt
und unterlag einem so raschen Entwicklungsprozess, dass es praktisch keinen geeigneten Zeitpunkt gab, zu der man den Motor für die Entwicklung der Systemintegration in die PeStiS-Anlage aus dem Entwicklungsprozess hätte nehmen können.
Dies wurde erst mit der Modellreihe X8 möglich, in die viele der entwickelten Verbesserungen eingeflossen sind. Die Modellreihe X8 verfügt über die vereinfachten
Erhitzerrohre, einen Trennhaubengenerator, Wickelregeneratoren und ein in Kleinserie gegossenes Motorgehäuse mit integrierten Kühlwasserkanälen. Die bedeutet
auch eine gleichzeitige Kostenreduktion der Motoren. Einer der ersten Motoren der
X-8 Baureihe wurde 2007/08 am ISE in den mittlerweile optimierten Pelletskessel der
Firma KWB eingebaut. (siehe AP 1.10, AP 2.2)
45 / 80
Abbildung 29: Gasraum der neuen Motorgeneration (CFD-Modell) (Quelle: SPM)
Abbildung 30: Stirlingmotor
beim Einbau in das PeStiSArbeitsmuster
AP 1.16 Funktionstest des Stirling-Motors (Fraunhofer ISE)
Im Juli 2007 wurde einer der ersten Motoren der X8-Baureihe durch Mitarbeiter von
SPM und des Fraunhofer in den Werkstätten von SPM montiert. Ein Probelauf konnte wegen eines defekten Kolbens und noch fehlenden Anbauteilen nicht durchgeführt werden. Im weiteren Verlauf wurde der Motor ans ISE gebracht und mit einem
neuen Kolben ausgestattet, neue Regeneratoren wurden eingebaut und abweichend zur gängigen Einbaupraktik bei SPM, federnd eingelagert. Der Trennhaubengenerator wurde eingebaut und die Erhitzerköpfe wurden in ihre Einbauposition
eingepasst. Diese hatten zuvor zu Undichtigkeiten geführt, weil sie nicht passgenau
waren und sich beim Einbauen gegenseitig verspannten. Um den Druck im Motor
aufzubauen, zu halten und ggf wieder abzulassen, wurde eine Druckhaltung nach
dem Vorbild der bei SPM eingesetzten Stickstoffaufladung angebaut.
Im September 2007 sollte der Motor bei SPM in Betrieb genommen werden. Dazu
wurde der Motor in die dortige Testumgebung integriert. Bei dieser Inbetriebnahme
konnte kein generatorischer Betrieb erreicht werden. Auf Grund der unterschiedlichen Zielsetzung bei der weiteren Entwicklung, konnte durch die unterschiedliche
Sensorik des ISE-Motors und des SPM-Teststands keine Vor-Ort-Diagnose über die
Ursachen gestellt werden. Der Motor wurde weiter modifiziert und in der Entwicklungsumgebung am ISE in Betrieb genommen. Hierzu wurde zunächst die Regeneratoraufhängung abgeändert um ein Blow-By zu verhindern. Die Kolbenbefestigung wurde verbessert. Nachdem dauerhaft re-produzierbare Zustände erreicht
werden konnten wurden verschiedene Varianten der Feuerung untersucht, die sich
in der Antriebsleistung des Motors unterschieden. Ein generatorischer Betrieb war
nicht möglich. Damit konnten trotzdem grundlegende Zusammenhänge erkannt
und die Wirksamkeit einzelner Maßnahmen überprüft werden.
Zum Jahreswechsel wurde der Motor einer erneuten Revision unterzogen. Hierbei
wurden die Regeneratoren umgewickelt und insgesamt erleichtert, die Kolbenringe
abgedreht und verbesserte Kolbenstangendichtungen eingebaut. Mit dieser Maßnahme wurden die Eigenverluste soweit reduziert, dass sich die Schleppleistung von
46 / 80
300 Watt vor der Revision auf 50 Watt nach der Revision unter ansonsten gleichen
Bedingungen verringerte.
Solange der Generator als Antrieb für den Stirlingmotor diente, war nur die Dreieckschaltung am Generator eine mögliche Betriebsart um das notwendige Antriebsdrehmoment aufzubringen. Durch die Revision sank das Drehmoment soweit, dass
ein umschalten in die günstigere Sternschaltung möglich wurde. Damit und mit einer weiteren Dämmschicht am Wassermantel in der Brennkammer wurde der für die
späteren Messungen verwendete Referenzzustand mit 100 Watt positiver Generatorleistung erreicht7.
4.2
Arbeitspaket 2 : Entwicklung eines Arbeitsmusters
AP 2.1 Entwicklung einer Regelungshardware und der Sensorik (Fraunhofer
ISE)
Regler Hardware
Sämtliche Komponenten zur Steuerung und Netzankopplung sind ein einen Schaltschrank integriert. Unter anderem befinden sich in dem Schrank die Motorschütze,
diverse Leitungsschutzschalter und das WAGO-System. Zur Erfassung der erzeugten
elektrischen Arbeit ist zusätzlich noch ein Stromzähler enthalten.
Als Regelungshardware kommt eine frei programmierbare Steuerung vom Typ
WAGO 750-860 zum Einsatz.
Das WAGO-I/O–System 750 ist ein kompaktes modulares I/O-System. Es besteht aus
einem Feldbuskoppler und den daran angeschlossenen Funktions-Modulen. Das System basiert auf einem ARM-7-Mikroprozessor (32 Bit RISC-Architektur, 44 MHz
Taktfrequenz). Es verfügt über 16 MB RAM und 4 MB Flash als Massenspeicher.
Folgende Wago-Messmodule werden eingesetzt.
•
4-Kanal Analog Eingangsklemme für Widerstandssensoren 750-460
Mit dieser Eingangsklemme können 4 PT1000 Sensoren ausgewertet werden.
Intern befindet sich eine Konstantstromquelle, die den Platinsensor speist. Mit
Hilfe dieses festgelegten Stromes kann der Spannungsfall gemessen und ausgewertet werden.
•
2-Kanal Analog Eingangsklemme für Thermoelemente 750-469
Die analoge Eingangsklemme misst die Thermospannung. Der Wert kann entweder direkt als Spannungswert ausgegeben werden, oder mittels einer geeigneten Umrechnung und Linearisierung in einen Temperaturwert umgerechnet
werden.
•
2-Kanal Vor-/Rückwärtszähler 753-638
Der 2-Kanal-Zähler speichert die gezählten binären Impulse und übergibt den
jeweiligen Zählerstand an das Bussystem.
7
Die im Labor des Partners SPM zur gleichen Zeit erzielten Motorleistungen des gleichen Prototyps X8 konnten in Freiburg nicht erreicht werden. Als Ursache wird hauptsächlich unterschiedliche Einstellungen des KWB-Kessels, die unterschiedliche Durchströmung des Erhitzers
(1-Zug- Variante versus 2-Zug-Variante) unterschiedliche Drehzahl vermutet. Eine genauere
Analyse dieser Abweichungen konnte aus Zeitmangel nicht durchgeführt werden.
47 / 80
Als Sensoren vor den Messmodulen werden folgende Komponenten eingesetzt:
•
Widerstandssensoren
Zur Temperaturerfassung im Speicherkessel und der Brennkammer werden Platinsensoren, so genannte PT1000 Glieder, verwendet. Hauptvorteil dieser Sensoren ist die hohe Linearität des Widerstandes über die Temperatur. Ein PT1000 ist
ein temperaturabhängiger Widerstand, der bei 0ºC einen Widerstandswert von
1000 Ohm besitzt.
•
Thermoelemente
Aufgrund der sehr hohen Temperaturen in der Brennkammer wir zur Temperaturerfassung in der Brennkammer ein Nickel - Chrom/Nickel Thermoelement
vom Typ K verwendet. Der messbare Temperaturbereich geht von -90 bis +1370
ºC. Solch ein Thermoelement besteht aus zwei unterschiedlich dotierten Halbleitermetallen, die an den Enden miteinander verbunden sind. Bei einer Temperaturdifferenz von dem verbundenen Ende zu der Anschlussstelle wird entlang des
Leiters aufgrund des Seeback-Effekts eine elektrische Spannung erzeugt. Es ist
darauf zu achten, dass die Leitungsenden auf gleichem Temperaturniveau liegen, da sonst zusätzlich die in der Messleitung entstehende Thermospannung
gemessen wird.
•
Energiemessung
Zur Erfassung der aufgenommenen bzw. erzeugten elektrischen Leistung wird
ein Energiezähler der Firma Berg verwendet. Über den S0-Impulsausgang wird
eine Fernzählung der Energiedaten ermöglicht. Der Impulsausgang liefert 1000
Impulse/kWh.
•
Schaltschrank
In der vorliegenden Schaltung besteht zusätzlich noch die Möglichkeit alle Leistungsschütze über Niederspannungsrelais zu schalten. Diese Niederspannungsrelais können wiederum mittels der digitalen Ausgänge des WAGO Moduls angesteuert werden.
AP 2.2 Entwicklung eines Pelletofens und der Pelletfördereinrichtung für das
Arbeitsmuster „PeStiS“
Eine Bewertung des Pelletkessels USP15 des Projektpartners KWB ergab, dass er als
Basis für das Arbeitsmusters geeignet ist. Er weist die in AP 1.10 entwickelten Anforderungen auf bzw kann durch Modifikation angepasst werden. Variationen der
Modifikationen ermöglichen außerdem die Untersuchung des Einflusses unterschiedlicher Randbedingungen. Die Modifizierungen umfassten den Einbau einer getrennt regelbaren Primär- und Sekundärluftzufuhr (siehe hierzu AP 3.4), die Variation des Wärmeentzuges aus der Brennkammer (siehe hierzu AP 3.4), Variation der
Einblasung der Sekundärluft (Neuentwicklung des Nachverbrennungsringes siehe
unten), unterschiedliche Strömungswege in dem Kessel und damit Umströmung des
Erhitzerkopfes (siehe unten und siehe AP 1.2)
Der eingesetzte Pelletkessel ist als zweizugiger Kessel aufgebaut (siehe Abbildung
31). Mit dieser Rauchgasführung werden Untersuchungen bei FH Wolfenbüttel und
am ISE durchgeführt (s. AP 3.4). Anschließend wird am Fraunhofer ISE die Strömungsführung geändert, so wie es von den Projektpartnern KWB und ISE vorge48 / 80
schlagen wurdde. Im Bereich des Erhitzerkopfes wird die „180°-Umlenkung“ der
Rauchgasströmung (vgl. AP 1.2) durch einen seitlichen Auslass des Rauchgases ersetzt wurde (s. Abbildung 31). Der Vorteil dieser Rauchgasführung ist, dass die Erhitzerrohre auf seiner ganzen Länge von einem weitgehend uniformen heißen
Rauchgasstrom umgeströmt werden, während bei der „180°-Umlenkung“ ein
Großteil der Rauchgase nur im unteren Bereich an den Erhitzerrohren vorbei strömt.
Hingegen ergibt sich ein Nachteil, da die Trennbleche die ehemals homogene radiale
Verteilung des Rauchgases am Ausgang des Erhitzerbereichs beeinträchtigen. Die 4
Erhitzerrohr-Pakete werden jeweils zu einem Teil nicht umströmt.
Erhitzerrohr
Rauchgasweg:
Original USP 15
"0-Zug"
Abbildung 31: links: Darstellung der Rauchgaswege in der Brennkammer mit
Stirling-Erhitzer für die Strömungsvariante Original USP 15 und 0-Zug;
rechts: Obere Ansicht der Brennkammer und des Kessels in der "0-Zug"Variante
Der serienmäßige Nachverbrennungsring der Fa. KWB wurde an der FH Wolfenbüttel in mehreren Evolutionsschritten weiterentwickelt. Die Historie dieser Entwicklun
g ist in [ZB_2006] zu finden. Die Ergebnisse der Feuerungsversuche mit den serienmäßigen NVR (N0) und den modifizierten NVR (N1 und N2) werden im AP 3.7 dargestellt.
„Feuerung ohne Wassermantel“
Um eine Abschätzung bzw. erste Erkenntnisse über die Funktionalität einer Feuerung ohne Wassermantel zu bekommen, wurden CFD-Simulationen durchgeführt.
Hierbei werden Berechnungen zum Wärmetransport an den Wabenplatten untersucht. Für eine erste Abschätzung der Funktionsweise wurde ein vereinfachtes 2-D
Modell in das CFD-Simulationsprogramm implementiert. Der Wabenkörper wurde
als poröses Gebiet in der Simulation abgebildet. Diese Annahme vereinfacht die
konstruktive Gestaltung für die Simulation, zugleich wird mit dieser Lösung auch ein
laminares Strömungsbild erreicht.
49 / 80
Abbildung 32: Temperaturverteilung „Feuerung ohne Wassermantel“
Das Ergebnis der Simulation (Abbildung 32) zeigt, dass die Abstrahlintensität der
Dämmoberfläche auf den gegenüberliegenden Wabenkörper durch das hohe Temperaturniveau (ca. 230°C) sehr groß ist. Die strömende Luft im Wabenkörper erwärmt sich von 26°C auf über 100°C. Die Außenseite der Wabenoberfläche erwärmt sich fast nicht und bleibt auf dem Niveau der Außenluft (26°C). Damit wurde
die grundsätzliche Funktionsweise gezeigt.
Für eine praktische Umsetzung des Konzeptes ist es entscheidend, welches Verhältnis, bei gegebenen Gesamtabmessungen, zwischen Dämm- und Wabenkörperdicke
herrschen soll. Hierfür wurde wegen des wesentlich geringeren Rechenaufwandes
das oben beschriebene 2-D-Modell benutzt.
Die Gesamtkonstruktion besitzt eine Dicke von 17 Zentimetern, wobei der benötigte
Luftspalt auf eine Breite von 2 Zentimeter festgesetzt ist. Die Simulation wurde für
einen Wabenkanaldurchmesser von 1,2 Millimetern, entsprechend einem Wärmeübergangs-koeffizienten von ca. 80 W/(m²K) durchgeführt.
Die Ergebnisse aller durchgeführten Simulationen wurden in der Abbildung 33 zusammengefasst. Die untere durchgehend blaue Linie zeigt die Übertemperatur der
Waben am Eintritt der Verbrennungsluft (entsprechend der Außenhülle de Kessels)
für die jeweiligen Varianten. Die restlichen Linien beschreiben die Temperaturerhöhungen im Wabenkörper.
50 / 80
15
15
Wabenkörpereintri tt
10cm_Wabenkörper
9cm_Wabenkörper
8cm_Wabenkörper
7cm_Wabenkörper
6cm_Wabenkörper
5cm_Wabenkörper
4cm_Wabenkörper
Dämmkörperhöhe
14
13
8
12
T em p era tu rerh ö h u[°C]
ng
11
10
6
14
13
12
11
10
9
9
8
8
7
7
4
6
6
5
5
D ä m m k ö rp erh ö [cm]
he
10
4
4
2
3
3
2
2
1
1
0
0
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
Wabenkörperhöhe [cm] bei 17cm Aufbau
Abbildung 33: Übertemperatur auf der Oberfläche und innerhalb des Wabenkörpers
Die entscheidende blaue Linie zeigt ein breites Temperaturminimum in der Mitte.
Das bedeutet, dass es bei Wabenkörperdicken zwischen ca. 4 cm (entsprechend einer Dämmdicke von 11 cm) und ca. 14 cm (entsprechend einer Dämmdicke von 1
cm) nur zu einer geringfügigen Anhebung der Oberflächentemperatur kommt. Der
Bereich des Temperaturminimums ist sehr breit und zeigt eine große Variationsmöglichkeit bezüglich der Waben- und Dämmkörperhöhen.
Die große Breite des Temperaturminimums indiziert zudem, dass die hier vorgegebene Gesamtdicke von 170 mm nicht notwendig ist, um durch die Kombination
Dämmschicht + Wabenkörper eine praktisch wärmeverlustfreie Konstruktion zu erhalten. In den späteren 3-D-Simulationen wurde deshalb auf eine Gesamtdicke vom
120 mm (60 mm Dämmhöhe, 20 mm Luftspalt und 60 mm Wabenhöhe) zurückgegangen.
Im Abbildung 34 sind die Temperaturen am Wabenaustritt in Abhängigkeit der
Dämmkörperhöhe dargestellt. Es zeigt, dass eine Dämmkörperhöhen von 5 Zentimetern maximale Wabentemperatur von unter 100°C ermöglichen. Somit kann für den
Wabenkörper ein zelluloser Werkstoff verwendet werden.
51 / 80
900
A u stri ttstem p era tu ren d er W a b en k[°C]
ö rp
800
Ganglinie Wabenaustrittstemperaturen
700
600
500
400
300
200
100
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
Dämmkörperhöhe [cm] bei 17cm Aufbau
Abbildung 34: Temperatur der Wabenkörper auf der warmen Seite (Austritt
der Verbrennungsluft)
Vor der Umsetzung im Experiment wurde als weiterer Simulationsschritt ein 3-DModell erstellt. Da erste Rechnungen eine ausgeprägt asymmetrische Durchströmung des Wabenkörpers zeigten, wurde eine Umlenkung eingefügt, die zur den
Luftspalt etwa bis zur Hälfte der Spaltlänge in zwei Strömungswege teilt. Damit hat
jedes Luftteilchen eine ähnliche Wegstrecke.
Abbildung 35 zeigt eine maximale Oberflächentemperatur von 31°C, mithin nur 5 K
oberhalb des gewählten Umgebungstemperaturniveaus von 26°C. Über der Wabenkörperoberfläche geht deshalb nur etwa 0,2 % der eingesetzten Wärmeenergie
verloren.
Abbildung 35: Oberflächentemperatur Wabenkörper der verkleinerten Geometrie (1,2 mm)
Innerhalb des Wabenkörpers liegt die maximale bei 135°C, so dass zellulose Werkstoffe als Wabenmaterial in Frage kämen. Anhand der Simulation kann davon aus52 / 80
gegangen werden, dass die Verbrennungsluft um ca. 57 Kelvin auf 83°C vorgewärmt wird.
Obwohl später im Experiment nur die oben beschriebene radiale Anströmung verwirklicht werden sollte, wurde der Vollständigkeit halber auch die axiale Anströmung simuliert. Abbildung 36 zeigt die Oberflächentemperatur. Auch bei axialer
Durchströmung der Wabenkörperisolierung tritt praktisch keine Temperaturerhöhung gegenüber der Umgebung auf, d.h. die Feuerung arbeitet ohne Oberflächenverluste. Die axial durchströmte Isolierung ist allerdings, wie weitere Simulationen
zeigten, wesentlich empfindlicher gegenüber einer Vergrößerung des Wabendurchmessers (und folglich einer Verschlechterung des Wärmeübergangskoeffizienten innerhalb der Wabe). Ein weiterer schwerer Nachteil ist die hohe Temperatur des
Wabenmaterials auf der Innenseite (bis zu 250°C). Damit ist der Einsatz preiswerter
zelluloser Werkstoffe praktisch ausgeschlossen.
Abbildung 36: Oberflächentemperatur axiale Wabenkörperkonstruktion
Die Versuchsergebnisse der Feuerung ohne Wassermantel werden im Abschnitt 3.4
dargestellt.
AP 2.3 Entwicklung Vorwärmungseinrichtung für Brennluft für das Arbeitsmuster (FH Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE)
Es wird erwartet, dass die Vorwärmung der Verbrennungsluft durch das Abgas zu
einem Anstieg der Verbrenungstemperatur und damit zu besseren Übertragungsleistungen am Erhitzerkopf führt. Sowohl bei EOS8 auch am ISE wurde die Luftvorwärmung zunächst durch ein elektrisches Nachheizregister nachgestellt. Dabei wird lediglich Sekundärluft erwärmt. Eine Vorwärmung der Primärluft birgt die Gefahr der
Schlackebildung auf dem Brennteller durch zu heiße Temperaturen. Am Fraunhofer
ISE wird die Verbrennungsluft durch einen Ringspaltkompressor gefördert um den
nachfolgenden Druckverlust zu überwinden. Dieser entsteht bei der Massenstrommessung, Aufteilung in Primär und Sekundärluft und Erhitzung der Sekundärluft im
Heizregister.
8
Erläuterungen zu dem Aufbau bei Partner EOS und zu den dort durchgeführten Messungen
sind im Anhang 1 zu finden.
53 / 80
Bei Messungen am PeStiS Arbeitsmuster hat sich die Luftvorwärmung als nahezu
wirkungslos erwiesen. Abbildung 37 zeigt die Temperaturen am Erhitzerkopf und im
Zylinder Nr. 3, die thermische und Leistung von Kessel und Stirlingmotor, sowie die
elektrische Generatorleistung. Die Wärmetauscherflächen für den Kessel kommen
mit den Brenngasen aber erst in Berührung nachdem Sie den Erhitzerkopf des Stirlings passiert haben. Erklärbar ist dies durch die Bauweise dieses speziellen Kessels.
Die Verbrennungsluft wird in Rohren durch die Aschekammer geführt. Hier wird die
Verbrennungsluft durch die Abgase, die den Erhitzerkopf bereits passiert haben
vorgewärmt. Die Abgase kühlen dabei ab. Wird jetzt eine Luftvorwärmung vorweggenommen und die interne Erwärmung substituiert, so dringt die Verbrennungsluft
bereits heiß in den Aschraum ein, wird nur noch geringfügig erhitzt und kühlt das
vom Erhitzerkopf kommende Abgas nicht mehr herunter. Die zugeführte elektrischen Energie im Heizregister findet sich in einem Anstieg der Kesselleistung.
Die erzielten Ergebnisse der Luftvorwärmung lassen nicht generell auf die Unwirksamkeit einer Luvo schließen, sondern gelten nur für die vorhandene Kesselgestaltung. Jedoch wurden aus diesem Grund keine Konstruktionsentwürfe für einen Abgas/Luft-Wärmeübertrage entwickelt, zumal die konstruktive Ausführung des Bauteile auch von der Kesselkonfiguration abhängt und somit losgelöst nicht zielführend ist. Bei einem anderen Brennkammerkonzept kann der positive Effekt der Luftvorwärmung evtl. deutlicher auftreten.
1000
10
900
9
800
8
700
7
600
6
500
5
400
4
300
3
200
2
100
1
s_temp_cc_mid_mid
0
0ohne
LuVo
LuVo
400 °C
s_temp_st_zyl_3
th e rm is c h e L e is tu n g [k W
T e m p e r a tu r [° C ] b z w . e l. L e i s tu n g
Die entwickelte Vorrichtung wird weiter bei den Teststanduntersuchung verwendet,
da sie auch ermöglicht das Verhältnis Primär- zu Sekundärluft genau einzustellen
und damit die Lambda-Zahl der Verbrennung zu bestimmen.
s_el_power_generator
P_th_Kessel
P_th_Stirling
0
Abbildung 37: Einfluss der Sekundärluftvorwärmung auf den Stirlingmotor
(vgl. [Maurath, 2008]).
AP 2.4 Anpassung der Speicheranschlüsse und des internen Wärmetauschers
für das Arbeitsmuster (FH Wolfenbüttel, Fraunhofer ISE)
Die langen Anfahrphasen der Pellet-Stirlig-KWK-Anlage machen einen großen Pufferspeicher erforderlich, da bei geringen Laufzeiten der elektrische Nutzungsgrad
deutlich geringer als der Nenn-Wirkungsgrad ausfallen würde (siehe AP1.1) Für das
PeStiS-Arbeitsmuster wird ein 950l-Pufferspeicher gewählt, der sowohl die Möglichkeit der Integration von Speicherladelanzen als auch eines TauschAbgaswärmetauschers ermöglicht. Es wird der Pufferspeicher solvismax 956 einge-
54 / 80
setzt. Die Lanzenhöhen werden in Abstimmung mit den Ergebnissen der Simulation
ausgelegt und verschiedene Verschaltungen zwischen KWK-Anlage, Pufferspeicher
und Teststandhydraulik vorgesehen, um verschiedene Betriebsszenarien vermessen
zu können.
An der FH Wolfenbüttel wurden gemeinsam durch die Partnern EOS und Solvis den
Betrieb des Tauchwärmeübertragers im Schichtenspeicher mit Rauchgas aus der Pelletsfeuerung am Prüfstand messtechnisch untersucht. Abbildung 38 zeigt das Gesamtschema mit den Daten eines typischen Betriebszustandes. Wegen des hohen
Strömungswiderstandes des Wärmeübertragers im Speicher konnte mit dieser Anordnung keine Volllast, sondern nur etwa 50% Teillast gefahren werden. Die Energiebilanz zeigt, dass bei den genannten Daten der größte Teil der zugeführten
Brennstoffenergie in den Erhitzer fließt, gleich danach kommt die von der gekühlten
Brennkammer und den Konvektionszügen des Kessels aufgenommene Wärmeleistung, der Kondensationswärmeübertrager hat nur einen geringen Beitrag.
Abbildung 38: Blockschaltdiagramm Integration des KondensationsWärmeübertrages in den Speicher
Besonders interessant bei diesem Versuch war das Verschmutzungsverhalten des
Kondensations-Wärmeübertragers. Andere Versuche des Institutes, bei denen mit
einem Tunnelbrenner direkt in einen Wärmeübertrager gleicher Bauart gefeuert
wurde, hatten eine extrem schnelle Verschmutzung und Verstopfung gezeigt. Bei
dieser Anordnung zeigt sich dagegen, dass ein Großteil der Asche, insbesondere der
grobe Anteil, im eigentlichen Kessel abgeschieden wird.
55 / 80
0,17 kW
2,5%
0,03 kW
0,4%
0,50 kW
7,2%
Heizkreis
2,84 kW
41,1%
Erhitzerkopfkreis
Speicher
Einspühung
3,36 kW
48,7%
Abgasverluste
Abbildung 39: Energiebilanz Integration des KondensationsWärmeübertrages
Lanze zur Wassereindüsung
Benetzter Bereich
Abbildung 40: Inneres des Kondensationswärmeübertragers nach 110 Stunden Betrieb
Die Verschmutzung des Kondensations-Wärmeübertragers, der im Bereich der feineren Verrippung zur Sicherheit mit einer Einsprühlanze ähnlich der im AP 1.11 beschriebenen versehen worden war, blieb dagegen während der gesamten Betriebszeit (ca. 110 Stunden) in einem beherrschbaren Rahmen. In dem Bereich, der unmittelbar von der Lanze erreicht wurde, trat praktisch keine Verschmutzung auf.
Auch der Druckverlust über den Wärmeübertrager stabilisierte sich nach kurzem Anstieg bei etwa 120 Pa, so dass auch aus diesem Parameter nicht auf ein allmähliches
Zusetzen des Wärmeübertragers geschlossen werden kann.
Damit erscheinen auch relativ zerklüftete Wärmeübertragerflächen für das Abgas
aus Holzpelletfeuerungen einsetzbar, unter der wichtigen Bedingung, dass grobe
Asche vorher abgeschieden wurde, und mit der Empfehlung, die Heizflächen ständig benetzt zu halten.
56 / 80
AP 2.5 Fertigung des Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE)
Das Arbeitsmuster des Fraunhofer ISE (siehe AP2.2) wurde zu Beginn dieses Arbeitspunktes ohne Stirlingmotor entwickelt und betrieben. Mit Hilfe von Strömungssimulation und Versuchsreihen mit interner Sensorik wurde ein Betriebszustand entwickelt der für den Einsatz des Stirlingmotors geeignet erschien. Ziel war es die
Verbrennungstemperatur zu erhöhen. Siehe AP Isolierung und AP 1.2.
Da der verwendete Pelletskessel von KWB zunächst nicht wasserlos betrieben werden kann, wurde als Speicher der Solvismax 956 Pufferspeicher eingesetzt, der sowohl über Ladelanzen für die Beladung mit Wasser als auch über eine Anschlussmöglichkeit für einen Rauchgaswärmetauschers für die Beladung über das Abgas
verfügt . Siehe AP 2.4
Die elektrische Anbindung erfolgt über einen Wechselrichter mit Bremssteller. Somit
ist der eingesetzte Asynchronmotor auch mit anderen Drehzahlen zu betreiben als
es die Netzfrequenz zulässt.
In langer Ermangelung des Stirlingmotors war es notwendig sich sämtliche Optionen
die zu einem besseren Betriebspunkt führen könnten offen zu halten. Diese Vielfältigkeit an Randbedingungen ist nur am Teststand gewährleistet. Eine weitere speziellere Konzeption des Arbeitsmusters kann erst erfolgen, wenn das Zusammenspiel
der Systemkomponenten und die internen Zusammenhänge verstanden wor-den
sind. Das Arbeitsmuster ist somit integraler Bestandteil des Teststandes,
Weitgehend automatisch ablaufende Prüfprozeduren siehe [Schmitt, 2006] können
dazu verwendet optimale Betriebspunkte ausfindig zu machen und die Regelungsund Betriebsaufgaben in einem zweiten Schritt stark zu konzentrieren und in eine
vom Teststand losgelöste Regelung für den eigenständigen Betrieb der Anlage zu
übertragen. (Siehe AP 2.1, AP 3.2)
4.3
Arbeitspaket 3: Teststanduntersuchungen des Arbeitsmusters
AP 3.1 Zusammenbau/Anschluss am Speicher des Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE, FH Wolfenbüttel)
Das PeStiS-Arbeitsmuster am Fraunhofer ISE wurde zunächst an die Wärmesenke
des Teststandes angeschlossen, um gezielte konstante Randbedingungen für die Untersuchung des Stirling-Motors zu ermöglichen. Die Verzögerungen bei der Fertigung/Bereitstellung des Stirling-Motors sowie die auftretenden Probleme bei dem
Betrieb (siehe AP 1.15) ließen es nicht mehr zu, dass die erstellten Konzepte zur Anbindung der KWK-Anlage an den Pufferspeicher im Rahmen von diesem Projekt
umgesetzt werden konnten. Eine Beschreibung der Konzepte ist in AP 1.6 zu finden.
Zur Untersuchung des speicherintegrierten Rauchgas-Wärmetauschers wurde an der
FH Wolfenbüttel eine Pelletbrenner an einen Tauchwärmetaucher angepasst. Die
Beschreibung der Komponenten, der Versuche und der Ergebnisse ist in AP 2.4 beschrieben.
AP 3.2 Inbetriebnahme und Optimierung der Regelungstechnik des Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE)
Die Inbetriebnahme des Arbeitmusters ergab mehrere Optimierungsmöglichkeiten.
57 / 80
Um den Stirlingmotor zu starten, wird ein verhältnismäßig hohes Drehmoment benötigt. Der Motor wird deshalb in Dreiecksbeschaltung gestartet. Ist der Motor angelaufen wird die Verschaltung auf eine Sternschaltung geändert. Dadurch sinkt die
nominelle Nennleistung des Motors und der Wirkungsgrad steigt an. Dennoch waren die momentan erreichbaren mechanischen Leistungen noch so gering, dass der
Generator in einem Bereich mit schlechtem Wirkungsgrad lief, und die abgegebene
elektrische Leistung gegenüber der mechanisch abgegebenen Leistung deutlich reduziert war. Eine Verbesserung der Motorleistung führte daher auch zu einer Verbesserung des Generators-Wirkungsgrades.
Abbildung 29 zeigt Ergebnisse eines Testlaufes des Stirlingmotors am ISE Teststand.
Bei der Startphase. Der Stirlingmotor läuft in der Startphase als „Bremse“ für den
motorisch betrieben Generator. Zu sehen ist der Verlauf der elektrischen Antriebsleistung in Abhängigkeit vom Arbeitsdruck im Stirling.
Druck-Leistungs Verlauf
0
elek tr . L e istu n g [
-200
-400
-600
-800
-1000
-1200
-1400
-1600
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
mittlerer Arbeitsdruck [bar]
Abbildung 41: Stromaufnahme des Generators in der Startphase in Abhängigkeit vom Arbeitsdruck im Stirlingmotor
Bei der Variante RGW B (auch „0-Zug-Kessel“ genannt vgl. AP 2.2), strömt das
Rauchgas nicht zwischen Nachverbrennungsring und Wassermantel in Richtung der
Aschekammer, sondern vom Erhitzerkopf aus in die Kammer oberhalb des Wassermantels. Bei einer Nennlast von 25 kWth konnte mit dieser Konfiguration am Tag der
Inbetriebnahme der Regelung eine elektrische Leistung von 125 Watt bei 750 min-1
erreicht werden.
Mit den gleichen Betriebsparametern, jedoch mit Rauchgasweg A (vgl. AP 2.2),
wurde eine Generatorleistung von 250 Watt erzielt.
Es ist zu erwarten, dass die Stirlingleistung bei einer Verringerung der Drehzahl von
750 auf 500 min-1 nochmals ansteigt, da der Stirlingmotor bei der niederen Drehzahl einen höheren Wirkungsgrad besitzt. Die Messung ergab jedoch keine Änderung der Generatorleistung bei Verringerung der Drehzahl.
Grund hierfür ist die Tatsache, dass der Stromgenerator für einen Betrieb von
750 min-1 ausgelegt ist und die Verschlechterung des Generatorwirkungsgrad bei
500 min-1 der Wirkungsgraderhöhung des Stirlingmotors entgegenwirkt.
58 / 80
Durch Erhöhung des Arbeitsdruckes ließ sich die Generatorleistung auf 360 Watt
steigern.
AP 3.3 Inbetriebnahme Arbeitsmuster
Die Revision des Stirlingmotors der Generation X8 lässt einen Generatorbetrieb des
Stirlingmotors zu. Die Inbetriebnahme und reproduzierbare Feststellung des Referenzstatus erfolgte unter den folgenden Randbedingungen:
Die Motordrehzahl wird auf 500 Umdrehungen je Minute festgelegt. Die Feuerungsleistung beträgt 15 kW bei einem mittleren Luftüberschuss von Lambda gleich 1,85.
Eine externe Luftvorwärmung findet nicht statt. Das untere Druckniveau liegt bei 1,9
bar und das obere Druckniveau auf 2,3 bar Absolutdruck. Die Rücklauftemperatur
beträgt 20 °C bei einem Kühlwasserstrom von 1200 kg/h Der Wassermantel ist gedämmt. Es wird der optimierte Nachverbrennungsring verwendet. Es wir die Mehrzugige Abgasführung aus der Originalkonfiguration des KWB Kessels verwendet.
Der Trennhaubengenerator wird im Stern betrieben. Die Wärmeabgabe erfolgt an
den Teststand. Die Randbedingungen werden so lange konstant gehalten bis die
Messwerte als quasistationär angesehen werden können.
In diesem Referenzzustand liefert der Generator eine elektrische Leistung von 100
Watt.
AP 3.4 Teststandversuche mit dem Arbeitsmuster (Fraunhofer ISE, FH Wolfenbütttel)
Bei der Charakterisierung des Arbeitsmusters wurden einzelne Parametervariationen
durchgeführt und die Sensitivität des Arbeitsmusters auf diesen Parameter festgestellt. Auf diese Weise wird die Wirksamkeit von Optimierungsmaßnahmen quantifizierbar.
Alle Versuche sind detailliert in [Maurath, 2007] dokumentiert.
Einfluss der Rauchgasführung
Die Modifikationen an der Brennkammer führten im Laufe der Entwicklungsarbeiten
mit dem X8 zu unterschiedlichen Varianten des Arbeitsmusters. Der Partner SPM hat
die Brennkammer derart modifiziert wurde, dass die heisse Verbrennungsluft länger
am Erhitzer entlang, fast bis an die Zylinder strömen konnte. Damit wurden bei SPM
sehr gute Ergebnisse erzielt. Beim Fraunhofer ISE wurde unter Beibehaltung der ursprünglich vorgesehenen Feuerungsleistung mit dem verschließen von Bypassmöglichkeiten für die Verbrennungsgase, beste Resultate erreicht.
Einfluss der Drehzahl
Die Motordrehzahl der Stirlingmotoren vor der X8 Baureihe waren für 500 U/min
ausgelegt. Das aktuelle Arbeitsmuster ist mit einem 8 Poligen Asynchronmotor ausgestattet dessen Netzsynchrondrehzahl bei 750 U/min liegt. Das bedeutet, das ein
stillstehender oder zu langsam laufender Motor angetrieben wird, während ein
schneller drehender Motor gebremst wird. Dabei wird elektrisch Energie eingespeist.
Die höhere Drehzahl sollte durch geringere Druckverluste im Arbeitskreis und in den
Regeneratoren ermöglicht werden. Bei einem ähnlich großen Arbeitsvermögen je
Zyklus würde die Leistung steigen. Zudem sind schneller drehende Generatoren kostengünstiger und effektiver als ihre 12-Poligen Pendants.
59 / 80
Bei der Feuerung mit 15 kW ist der Wärmeeintrag in den Stirlingmotor nicht ausreichend um den Wärmebedarf des Stirlingmotors zu decken. Eine Steigerung der
Drehzahl von 500 U/min auf 750 U/min führt zur Verringerung der Leistung bis hin
zur Schubumkehr (kein Generatorbetrieb mehr möglich) Bei der 25 kW Feuerung ist
kein Leistungsunterschied zu erkennen. Die höhere Drehzahl und die geringere spezifische Arbeit je Zyklus heben sich auf.
Ein exakter Zusammenhang ist hier nicht zu beschreiben da, sich mit der sinkenden
Drehzahl des Motors auch der Wirkungsgrad des Generators verschlechtert und sich
somit mehrere Parameter gleichzeitig verändern.
Einfluss des Arbeitsdrucks
Eine Erhöhung des mittleren Arbeitsdruckes, erhöht die Masse des Arbeitsgases das
dem Stirling-Zyklus zur Verfügung steht. Damit steigt die durch die oszillierende
Luftsäule übertragbare Energie. Allerdings steigt auch der Druckverlust im Erhitzer
und am Regenerator. Zudem steigt auch das Druckgefälle zwischen maximalem und
minimalem Systemdruck, was bei den doppelt wirkenden Kolben zu Leckageströmen und zu höherer Reibung an dynamischen Dichtungen führt. Die Erhöhung des
Systemdrucks von 0,9 bar Überdruck auf 2,3 bar führt bei 15 kW Feuerungsleistung
zu keiner Leistungssteigerung. Die Feuerung kann das zusätzliche Potential des Stirlingmotors nicht ausreichend mit Wärme versorgen. Bei der 25 kW Feuerung hingegen ist ein Anstieg der Leistung um 120 Watt zu beobachten.
Einfluss der Feuerungsleistung
Bei der Wahl der Versorgungsobjekte wurde ein thermischer Leistungsbedarf von
15 kW ermittelt, an dem sich das PeStiS-Arbeitsmuster orientiert. Ändert man die
Ausrichtung hin zu Anwendungen mit einem größeren Leistungsbedarf so steigt die
abgegebene elektrische Leistung des Arbeitsmusters um ca. 280 Watt. Dieser Anwendungsfall wird vom Industriepartner SPM untersucht. Dabei zeigt sich eine andere Variante der Abgasführung als vorteilhaft.
Einfluss der Sekundärlufttemperatur
Wie in AP 2.3 geschildert wirkt sich eine externe Luftvorwärmung (LuVo) normalerweise steigernd auf das Temperaturniveau der Verbrennung und damit positiv auf
den Energieeintrag in den Stirlingmotor aus. Bei der Konfiguration des Arbeitsmusters tritt durch die externe Luftvorwärmung eine Leistungssteigerung von 30 Watt
auf.
60 / 80
Abbildung 42: graphische Darstellung der Rauchgasführung "0-Zug" (in
Grünen) und "2-Zug" (in Gelben) (Quelle: SPM, Überarbeitung: ISE)
Variation der Rücklauftemperatur (jeweils bei gleichem Massestrom,
also nahezu gleicher Spreizung über dem Stirling):
Höhere Rücklauftemperaturen reduzieren das theoretische Potential für den StirlingProzess. Im Versuch ist zu beobachten, dass sich im Rahmen der in Gebäuden üblicherweise vorkommenden Schwankung der Rücklauftemperaturen zwischen 25 °C
im Kaltwasser und 60 °C im Heizungsrücklauf einer Radiatorenheizung eine Leistungsänderung im Bereich von 30 Watt ergibt.
Sollte der Stirlingmotor in einem späteren Entwicklungsstadium höhere elektrische
Leistungen erzielen so sollte diese Abhängigkeit erneut untersucht werden, da nicht
sicher ist ob der Leistungsverlust bei höherer Rücklauftemperatur absoluten oder relativen Charakter hat.
Variation des Massenstromes und damit der Differenz zwischen Eintritts- und Austrittstemperatur des Kühlwassers:
Ein geringer Kühlwassermassestrom hat zur Folge, dass sich das Kühlwasser innerhalb des Motors aufwärmt und die nacheinander umspülten Zylinder somit unterschiedlich temperiertes Kühlwasser zur Verfügung haben. Eine ungleiche Leistung
der einzelnen Zylinder ist dadurch denkbar. Im Versuch hat sich gezeigt, dass die
abgegebene Leistung etwas größeren Schwankungen unterliegt. Eine signifikante
Leistungsänderung kann nicht nachgewiesen werden. Die Fertigungsstreuung an
Regeneratoren, Kolbenstangendichtungen und natürliche Flammasymmetrie führen
ebenfalls zu einer ungleichen Leistungsabgabe der Zylinder und überwiegen den Effekt des sich aufheizenden Kühlwassers.
61 / 80
Feuerung ohne Wassermantel
Die Versuche wurden am Arbeitsmuster durchgeführt, was im [ZB_2007] AP 2.2
vorgestellt wurde.
Der Brenner wurde wird mit einer Brennerleistung von 15 kW, einer Brennraumtemperatur von ca. 1100 °C und einem Verbrennungsluftvolumenstrom von 27 ...
29 m³/h (entsprechend einer mittleren Luftzahl von λ= 1,7) betrieben.
Während der ersten Experimente zeigte sich, dass sich die obere Wabenplatte wesentlich stärker erwärmte als die seitlichen Platten. Die geringste Erwärmung war bei
der unteren Platte zu verzeichnen. Dieser Effekt wurde auf eine unterschiedlich starke Durchströmung der Waben zurückgeführt und diese wiederum auf den Auftrieb
der Verbrennungsluft im Luftspalt zwischen Wabenkörper und Feuerraum, bedingt
durch die höhere Temperatur und mithin geringere Dichte im Vergleich zur Umgebungsluft. Der Auftrieb verursacht eine geringere Druckdifferenz über den Kanälen
der oberen Wabenplatte im Vergleich zu denen der unteren oder seitlichen Platten.
Die Konsequenz ist eine weniger starke Durchströmung.
Um an allen vier Wabenkörperelementen die Druckdifferenz mit dem Ziel einer
gleichmäßigen Durchströmung getrennt einstellen zu können, wurden vier Trennwände eingefügt. Anschließend wurden die Übergänge der vier getrennten Luftspalte in den Verteilerraum durch unterschiedlich breite Streifen von Fasermaterial so
abgedrosselt, dass trotz der o.g. Auftriebseffekte eine gleichmäßige Durchströmung
der vier Wabenplatten erreicht wurde.
Ergebnis dieser Maßnahme ist, dass alle Wabenaußentemperaturen gegenüber der
Umgebungstemperatur (ca. 10°C) kaum ansteigen (unterste Kurven in der
Abbildung 43). Damit ist die in der Simulation gezeigte Realisierbarkeit einer fast
verlustfreien Feuerung ohne Wassermantel auch im Experiment bewiesen worden.
Die der Feuerung zugewandten Wabeninnenseiten erwärmen sich auf etwas über
40°C, eine Temperatur, die von zellulosen Wabenwerkstoffen problemlos verkraftet
wird. Die Verbrennungsluft wird beim Durchströmen der Waben und des Luftspaltes
auf ca. 80°C vorgewärmt. Auch dies ist in guter Übereinstimmung mit den Ergebnissen der Simulation.
62 / 80
100
Wabentemperatur oben innen
Wabentemperatur seite innen
Wabentemperatur oben außen
Wabentemperatur seite außen
Vorwärmtemperatur Verbrennungsluft
T em pe ratur [°
80
60
40
ca. 35 K
20
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Zeit [min]
Abbildung 43: Wabentemperaturen und Verbrennungslufttemperatur
3,0
300
200
2,0
150
1,7
100
50
28 ppm
0
1,0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
130
140
150
160
170
180
190
Zeit [min]
Abbildung 44: CO-Konzentration und Luftzahl
Bei dem in diesem Experiment verwendeten Tunnelbrenner schwankt die Luftzahl
recht stark um den Mittelwert λ= 1,7. Dennoch blieben die CO-Konzentrationen (im
eingefahrenen Verbrennungszustand von 28 ppm bezogen auf luftfreies Abgas)
sehr niedrig. Dies ist auf die konstant hohe Verbrennungstemperatur > 1100°C zurückzuführen, die mit dieser Anordnung erreicht werden konnte.
63 / 80
200
L u ftzahl []
C O -K on zen tration au
= 1f [pp m
250
Fazit
Die Machbarkeit einer annähernd adiabaten Feuerung mit wabenkörperförmiger
Hülle, deren Wärmeenergie praktisch vollständig in das Verbrennungsgas fließt und
somit dem Erhitzer eines Stirlingmotors zur Verfügung steht, konnte gezeigt werden.
Nachverbrennungsring
Durch die CFD-gestütze strömungstechnische Optimierung des Nachverbrennungs
wurde die Strömung im Nachverbrennungsring einer Holzpelletfeuerung homogenisiert (S. ZB_2006 AP 3.4). Dabei wurden Einbaumaße und Druckverlust des Nachverbrennungsringes nicht geändert, so dass die neue Variante (N2) unmittelbar gegen die serienmäßige ausgetauscht werden kann. Diese Variante zeigte bei den späteren Feuerungsversuchen mit Variation der Luftzahl das gutmütigste Verhalten bezüglich der CO-Konzentration im Abgas und generell die niedrigsten CO-Werte .
Als sehr wertvoll erwies sich die Innendämmung des Nachverbrennungsringes mit
Feuerfestmaterial. Dies ermöglichte in Verbindung mit der geänderten Geometrie
eine Rücknahme der Luftzahl von serienmäßig λ=2,0 auf λ =1,5 (s. Abbildung 45).
Gleichzeitig war die Verbrennung stabiler als in der Serieneinstellung und die COEmissionen niedriger. Die Rücknahme der Luftzahl führt eher zu einer Senkung als
zu einer Erhöhung der Abgastemperatur und führt zu einer Steigerung des feuerungstechnischen Wirkungsgrades um 1,6 Prozentpunkte (s. Abbildung 46).
100
90
N1
gedämmt
C O in v p m (13 % O
80
N0
gedämmt
N0
70
60
50
40
N2
gedämmt
30
20
10
0
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
Abbildung 45: CO als Funktion der Luftzahl
64 / 80
2,0
2,1
2,2
2,3
2,4
95,0
100
94,5
optimierter
Zustand
93,75%
trg = 120°C
93,5
f
in % (H
i)
94,0
110
140
93,0
Referenzzustand
92,10%
150
92,5
160
92,0
1,4
1,5 1,52
1,6
1,7
1,8
1,9
1,95
2
Abbildung 46: Feuerungstechnischer Wirkungsgrad
AP 3.5 Abgleich und Validierung der Systemmodelle mit den Ergebnissen
aus dem Arbeitsmuster (Fraunhofer ISE)
Generatorbetrieb
Zur Veranschaulichung der elektrischen Vorgänge am Generatorausgang werden einige Verlaufskurven aus dem Testbetrieb des Arbeitmusters vorgestellt.
Startvorgang des Stirlingmotors mit der Steuerung
Mit der oben beschriebenen Steuerung wurde das Aggregat auf dem Teststand von
SPM in Betrieb genommen. Folgende Abbildung zeigt den zeitlichen Verlauf der elektrischen Wirkleistung in der Netzleitung.
Dazu wurde das Aggregat mit Hilfe der in AP 2.1 beschriebenen Schaltung mit dem
Netz verbunden bzw. gestartet. Voraussetzung hierfür war der Stillstand des Stirlings und die vorherige Aufheizung der Brennkammer.
65 / 80
Startvorgang des Stirlingmotors
7000
Stromspitze beim
Einschaltvorgang
6000
W irk le is tu n g [
5000
Befüllung des
Stirlings mit ca. 2 bar
Druck
4000
3000
Anlauf in
Dreieckschaltung
2000
Sternbetrieb
Der Stirlingmotor zieht die
Asynchronmaschine in den
Generatorischen Betrieb
1000
0
-1000
Zeit [s]
Abbildung 47: Verlauf der elektrischen Leistung beim Startvorgang des Stirling. Verbraucherzählpfeilsystem, Positive Leistungen werden vom Netz bezogen, negative Leistungen werden ins Netz geliefert. (vgl. [Dölker, 2008])
Der Stirlingmotor benötigt zum Anlaufen ein relativ hohes Drehmoment. Wie in
Abbildung 47 gut zu sehen ist, verursacht dieser Anlaufvorgang in Dreieckschaltung
eine hohe Leistungsspitze von etwa 6 kW, die vom Netz bezogen wird. Dies ist mit
einem Strom von circa 9 A verbunden.
Nach drei Sekunden schaltet die Steuerung von Dreieckbetrieb in Sternbetrieb um.
Jetzt kann der Druck im Stirling Motor aufgebaut werden. Sobald nun der Druck
ausreichend hoch ist, liefert der Stirlingmotor die notwendige Leistung, um die Asynchronmaschine über ihre synchrone Drehzahl von 750 U/min zu beschleunigen.
Der Generator liefert eine Spitzenleistung von etwa 300 W ins Netz.
Strommessung in der Motorzuleitung
Schwerpunkt dieser Untersuchung ist, ob der Stirling ein gleichmäßiges Drehmoment aufbringt. Dies gibt einen Hinweis auf die Konstanz der Stirlingleistung.
Da eine direkte hochaufgelöste Drehmomenterfassung im Testaufbau nicht vorhanden war, haben wir den Generatorstrom aufgezeichnet. Abbildung 48 zeigt einen
Ausschnitt. Bei dieser Messung wurde der Stirlingmotor durch den Asynchronmotor
angetrieben.
66 / 80
Oberschwingung
2,5
S tro m [A
2
1,5
1
0,32
0, 3
0,31
0,29
0,28
0,27
0, 26
0,25
0,24
0,23
0, 22
0,2
0,21
0,19
0, 18
0,17
0,16
0,16
0, 15
0,14
0,13
0, 12
0,1
0,11
0,09
0, 08
0,07
0,06
0,05
0, 04
0,03
0,02
0
0
0,01
0,5
Zeit [s]
Strom I1
Strom I2
Strom I3
Abbildung 48: Verlauf der gleichgerichteten Phasenströme während der Einspeisung ins Netz. In diesem Diagramm wurde von den sinusförmigen Strömen der Betrag gebildet, so dass der Verlauf der Hüllkurve deutlicher zu sehen ist.
Deutlich sichtbar ist eine Modulation des Stromes zwischen 1,8 A und 2,1 A Scheitelwert mit einer Periode von etwa 0,08 s oder 12,5 Hz. Das entspricht einem Strom
von 1,95 A (Scheitel) ±8 % und vier Perioden der Netzspannung, also einer Umdrehung eines 8-poligen Motors, und deutet auf ein um etwa ±8 % schwankendes
Drehmoment hin. Diese Pulsation ist in Abbildung 50 weiter unten auch als
Leistungspulsation zu sehen. Sie kann durch ungleichmäßige Heizung, ungleichmäßige Strömungsverhältnisse in den vier Zweigen oder durch mechanische Fehler entstehen.
Netzunterbrechung und Ausschaltvorgang
Abbildung 49 zeigt das Verhalten des Generators bei kurzer Unterbrechung und
beim Abschalten.
67 / 80
Effektivwerte U I P gesamter Ausschaltvorgang
6
1000
Punkt 2
800
Punkt 1
400
Punkt 3
4
200
3
0
-200
S trom [A
S pannu ng [V ] / Leistun g
5
600
2
-400
1
69,3
67, 9
65
66,4
51, 7
50,3
48,8
47,4
45,9
44,5
43,1
28,8
27,3
25, 9
23
24,5
21, 6
20,1
16,8
14
15,4
12,5
11,1
8,2
9,64
5,8
4,36
1, 48
-800
2,92
-600
0
Zeit [s]
Phasenspannung U1 (Stern) = U2 = U3 [V]
Wirkleistung Psumme = P1 + P2 + P3 [W]
Phasenstrom I1 = I2 = I3 [A]
Abbildung 49: Verlauf von Spannung, Strom und Wirkleistung während einer Spannungsunterbrechung (Punkte 1-2) und bei Außerbetriebnahme des
Stirling.
Zum Zeitpunkt 1 wurde das Netz abgetrennt, im Zeitpunkt 2 wieder zugeschaltet
und im Zeitpunkt 3 wurde zuerst der Druck aus dem Stirling abgelassen und dann
das Aggregat vom Netz getrennt.
Im Abbildung 50 wird der Zeitraum um Punkt 1 mit hoher zeitlicher Auflösung dargestellt. Die periodisch schwankende Einspeiseleistung von etwa 200 W (gelbe Kurve) ist gut zu erkennen.
68 / 80
Punkt 1
300
1,6
1,4
1,2
100
1
0,8
0
S trom [A
S pann ung [V ] / L ei stu ng
200
0,6
-100
0,4
-200
20,6
20,5
20,4
20,3
20,2
20
20,1
19,9
19,8
19,7
19,6
17,7
17, 6
17, 5
17,4
17, 3
17, 2
17,1
17
16,9
16,8
16,7
16,6
-300
16,5
0,2
0
Zeit [s]
Phasenspannung U1 (Stern) = U2 = U3 [V]
Wirkleistung Psumme = P1 + P2 + P3 [W]
Phasenstrom I1 = I2 = I3 [A]
Abbildung 50: Verlauf von Spannung, Strom und Wirkleistung während einer Spannungsunterbrechung (Punkt 1). Zu Beginn liegt Einspeisebetrieb mit
etwa 200 W vor. Die Leistung schwankt mit etwa ± 50 W.
Fazit Generatormessungen
Aus den Generatormessungen geht hervor, dass der Generator im Nennbetrieb über
200 W liefert. Das belegen die Diagramme in Abbildung 48und Abbildung 50.
AP 3.6 Langzeittest des Arbeitsmusters (Fraunhofer ISE)
Vor der Revision des Stirlingmotors wurden etwa 70 Betriebsstunden mit dem Arbeitsmuster gefahren. In dieser Zeit war nur ein motorischer Betrieb möglich in der
der Stirling angetrieben werden musste. Eindringendes Kühlwasser in den Arbeitsraum gab den Ausschlag den Motor zu zerlegen und auf den aktuellen Entwicklungsstand zu bringen.
Nach der Revision des Arbeitsmusters konnten etwa 230 Betriebsstunden gesammelt werden. In dieser Zeit wurden Betriebserfahrungen gesammelt und das Arbeitsmuster charakterisiert. (siehe AP 3.4)
Neben dem eindringenden Wasser in den Arbeitsraum haben sich zwei Kolben gelöst. Der Langzeittest wurde auf Grund einer sich einstellenden klopfenden Geräuschentwicklung und nachlassender Leistung zum Ende des Projekts eingestellt.
Der Motor steht dem Partner SPM zur Auswertung zur Verfügung.
Nach Projektabschluss wurde der Motor einer kompletten Revision durch den Partner SPM unterzogen. Die Wasserschäden wurden saniert. Der Motor wird seither im
normalen Testbetrieb bei der SPM eingesetzt und bringt dort unter anderen Umgebungsbedingungen die erwarteten Leistungen (Pel: 1000 Watt laut Angaben des
Projektpartners).
69 / 80
AP 3.7 Optimierung des Arbeitsmusters
Die Arbeiten zur Charakterisierung und Optimierung des Arbeitsmusters würden in
AP 3.4 vorgestellt.
Literatur
SPM: Produktvorstellung auf der Firmenwebseite von Stirling Power Module Energieumwandlungs GmbH, http://www.stirlingpowermodule.at/, letzter Besuch: Feb.
2008
Sicre, Benoit: Nachhaltige Energieversorgung von Niedrigstenergiehäusern auf Basis
der Kraft-Wärme- Kopplung im Kleinstleistungsbereich und der Solarthermie; Dissertation an der TU Chemnitz und am Fraunhofer ISE, 2005. Download:
http://archiv.tu-chemnitz.de/pub/2005/0015
DIN V VDE 0126-1-1:Selbsttätige Schaltstelle zwischen einer netzparallelen Eigenerzeugungsanlage und dem öffentlichen Niederspannungsnetz, Ausgabe:2006-02,
(Vornorm)
VdEW Richtlinie Netzanschlussbedingungen
Erzeugungsanlagen am Niederspannungsnetz - Richtlinie für Anschluss und Parallelbetrieb von Erzeugungsanlagen
am Niederspannungsnetz, VdEW (heute VDN), 4. Ausgabe 2001;
Mit VDE-Ergänzungen „Merkblatt Photovoltaik“ und „Hinweise zur selbsttätigen
Freischaltstelle“, Stand September 2005
Technologie- und Förderzentrum Straubing: Erprobung der Brennwerttechnik bei
häuslichen Hackschnitzelfeuerungen mit Sekundärwärmetauscher, November 2002
Rawe, R., Kuhrmann, H., Steinke, J.: Abgaswärmetauscher für Brennwertnutzung
und Entstaubung, in Lüftung/Klima Heizung/Sanität Gebäudetechnik (HLH), Springer, Februar 2007
Schraeder: Beschreibung zum Produkt Hydrobox, Herunterladen unter:
http://www.schraeder.com/produkte/Hydrobox/Produktbeschreibung.html. Letzter
Seitenaufruf: März 2008
Baudirektion Kanton Zürich: PM10-Feinstaubminderung bei automatischen Holz und
Biomassefeuerungen, Bericht zum Stand der Technik, Herunterladen unter:
www.mythen-post.ch/pdfs/bericht_stand_technik_kt_zh.pdf, Letzter Seitenaufruf:
März 2008.
70 / 80
5
Veröffentlichungen
2008
Dölker, Matthias, Praxissemesterbericht, Technischen Hochschule Konstanz, Elektrotechnik- und Informationstechnik und am Fraunhofer ISE, 2008
Kuck, Jürgen; Rottmann, Yves: "Feuerung mit Brennkammer, Wandung und Sauerstoffzufuhr", Kennwort: Feuerung mit wabenkörperförmiger Hülle, Patentanmeldungsschrift 10 2008 009 998.8, Deutsches Patentamt
Kuck, Jürgen; Volta, Dirk; Rottmann, Yves: „Brennkammeroptimierung eines Holzpelletbrenners“, in HLH 59, pp. 82-87
Maurath, Timo: Charakterisierung und Optimierung einer Mikro-KWK-Anlage mit
Holzpelletfeuerung, Bachelorarbeit an der Hochschule Karlsruhe – Technik und Wirtschaft und am Fraunhofer ISE, 2008
Rottmann, Yves: Entwicklung einer wirtschaftlichen und effizienten Feuerung mit
wabenförmiger Hülle zur Verminderung von Oberflächenverlusten, Master-Arbeit an
der FH Wolfenbüttel, 2008
Sicre, Benoit; Wapler, Jeannette, Schüle, Kurt: Development of a wood-fired MicroCHP-System with Stirling engine for residential applications, Internationales Stirling
Forum, Osnabrück, Tagungsband, 2008
Sicre, Benoit; Wapler, Jeannette, Schüle, Kurt: Mikro-KWK-Anlage mit Stirlingmotor
und Holzpelletsfeuerung für den Kleinleistungsbereich, 2. Deutscher Stirling Kongress, CEP Clean Energy Power Symposium, Tagungsband, Stuttgart, 2008
Stanzel, Karl-Heinz: Strom und Wärme aus Holzpellets – Die Entwiclung des „Stirling-Power-Moduls“, Internationales Stirling Forum, Osnabrück, Tagungsband, 2008
Tolias, Achilles: Untersuchung der Stahlkorrosion und Untersuchung von partikelabweisenden, nanostrukturierten Schichten für die Anwendung in HolzpelletBrennern, Diplomarbeit an der Universität Würzburg und am Fraunhofer ISC, 2008
2007
Buddeke, Mathis; Mikro Kraftwärmekopplung: Vermessung und Optimierung einer
Pelletsfeuerungsanlage für den Einsatz eines Stirlingmotors, Bachelorarbeit an der
FHTW Berlin und am Fraunhofer ISE, 2007
Diaz Duarte, Javier Orlando, Entwicklung, Aufbau und Test eines Wechselstromgenerators für einen netzgekoppelten Stirling – Antrieb, Praktikumsbericht an der
Hochschule Darmstadt und am Fraunhofer ISE, 2007
Kuck, Jürgen; Rottmann, Yves; Volta, Dirk; Weissinger, Alexander.: „Brennstoffkessel mit integrierter Einrichtung zur elektrostatischen Staubabscheidung“. Patentanmeldungsschrift A1089/2007, Österreichsches Patentamt
Narare, Anant Vilasrao: Design of a CFD Simulation setup of a Stirling Engine Heat
Exchanger in a Wood Pellet Combustion Chamber, Masterarbeit an der FH Aachen
und am Fraunhofer ISE, 2007
Seibt, René: Entwicklungsbegleitende Messungen an einer Pellet-Stirling-Speicher
Mikro-KWK-Anlage. Praxissemesterarbeit an der Hochschule Zittau/Görlitz und am
Fraunhofer ISE, 2007
71 / 80
Volta, Dirk: Regelungstechnische Maßnahmen zur Prozessoptimierung von Biomassefeuerungen unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten, Master-Thesis at FH Wolfenbüttel, 2007
2006
Kosche, Michael: Aufbau eines Prufstandes für eine pelletsbetriebene MikroKraftwärmekopllungsanlage , Praxissemesterarbeit an der Hochschule für Technik,
Esslingen und am Fraunhofer ISE, 2006
Reineck, Benedikt: Teststandaufbau für Mikro KWK Anlagen, Praxissemesterarbeit
an der Hochschule für Technik und Wirtschaft, Konstanz und am Fraunhofer ISE,
2006
Schmitt, Markus: Inbetriebnahme eines Entwicklungsfeldes und Erarbeiten von Methoden zur Bewertung von Stirling-Mikro-Kraft-Wärme-Kopplungsanlagen auf Basis
von Holzpellets, Diplomarbeit an der FH Gießen-Friedberg und am Fraunhofer ISE,
2006
Tummillo, Gerardo: Thermische Simulation einer Mikro-KWK-Anlage auf Basis von
Stirlingmotor und Holzfeuerung für den Einsatz in Wohngebäuden, Diplomarbeit an
der TU Clausthal und am Fraunhofer ISE, 2006
72 / 80
6
Anhang
6.1
Aufbau und Untersuchung einer Lüftvorwärmungseinrichtung (FH Wolfenbüttel)
An der FH Wolfenbüttel wurde eine Vorwärmungseinrichtung für Brennluft für das
Arbeitsmuster auf Basis des Kessels des Partners Solvis entwickelt.
Wie im AP 1.12. beschrieben, wurde der Effekt einer Vorwärmung der Verbrennungsluft vor Konstruktion eines rauchgasbeheizten Vorwärmers zunächst durch
Einsatz elektrischer Heizpatronen getestet.
Um Primär- und Sekundärluft getrennt bezüglich Menge und (Vorwärm-)Temperatur
einstellen zu können, wurde der Brennerkasten zunächst geöffnet und Sekundärwie Primärluft jeweils mit eigenen Gebläsen und Heizpatronen separat angeschlossen.
Abbildung 51: Trennung der Luftzuführung
Die Sekundär- wie Primärluftkanäle wurden auch in der Brennkammer isoliert und
Thermofühler für die Wandtemperatur der Rohre angebracht. Innerhalb der Rohre
befinden sich ebenfalls Thermoelemente, zur Erfassung der Lufttemperaturen.
Abbildung 52: LuVo-Modul, Seitenansicht
73 / 80
tp -
Lufttemperatur der Primärluft
tp2 -
Wandtemperatur des Primärluftkanals
ts -
Lufttemperatur der Sekundärluft
ts2 -
Wandtemperatur des Sekundärluftkanals
Erste Versuche zeigen die Temperaturdifferenz während eines Aufheiz- und eines
Abklingvorganges:
420
370
ts aufheiz
ts2 aufheiz
ts abkühl
ts2 abkühl
t in °C
320
270
220
170
120
70
20
0
50
100
150
200
250
in min
Abbildung 53: Aufheizkurve Sekundärluft
Die Aufheizkurve zeigt eine Endtemperatur von etwa 420 °C. Im Dauerbetrieb ist
das Fahren solch hoher Temperaturen jedoch nicht möglich, ohne die Heizelemente
zu zerstören.
Der Zündstab wurde mit einem Stutzen versehen, durch welchen nun die Zündluft
über die interne Heizung zum Brennteller gelangt.
Die Zündluft wird direkt vom Primärluftgebläse bereitgestellt. Das hat den Vorteil,
dass keine separate Pumpe für die Zündung erforderlich ist und das der Luftvolumenstrom in der Bilanzhülle liegt und somit erfasst wird.
Abbildung 54: Zündstab und Zündstab
Für eine Vorwärmung der Verbrennungsluft auf maximal 400°C sind etwa 4 kW erforderlich
Die Umsetzung wurde mit Heizelementen aus Heißluftpistolen realisiert. Die Heizelemente werden in zwei Wicklungen unterteilt, die jeweils etwa einen Widerstand
74 / 80
von 28 Ohm haben. Werden die Wicklungen parallel betrieben ergibt sich eine Leistung von etwa 0,95 kW. Steuert man nur eine Wicklung an, wird eine Leistung von
1,9 kW umgesetzt.
~28 Ω, ~1,9 kW
2.Stufe
red
~56 Ω, ~0,95 kW
1.Stufe
white
black
Abbildung 55: Elektrische Schaltung
Eingesetzt wird nun die 1,9 kW Wicklung da sich diese als sehr stabil erwiesen hat.
Bei Ausnutzung der vollen Heizleistung genügen zwei Heizelemente zur Erwärmung.
Um jedoch die Elemente thermisch weniger stark zu belasten, wurden in der Sekundärluft vier Elemente eingesetzt. In die Primärluftversorgung wurde nur ein Heizelement integriert.
Abbildung 56: Ansicht des umgebauten Kessels mit getrennter Primär- und
Sekundärluftzufuhr und -beheizung
75 / 80
Vorwärmung der Sekundärluft
Der Luftvorwärmbetrieb wurde mit dem Standard-Nachverbrennungsring und mit
dem isolierten Standard- Nachverbrennungsring bei Serieneinstellung (λ=2) durchgeführt.
Beim isolierten Nachverbrennungsring wurde wiederum die Temperatur des Ringes
innerhalb und außerhalb der Isolierung gemessen. Abbildung 57 zeigt beide Temperaturen in Abhängigkeit der Sekundärlufttemperatur. Bemerkenswert ist die extrem
geringe Auswirkung der Sekundärluftvorwärmung auf das Temperaturniveau.
800
tdi
tda
Linear (tdi)
Linear (tda)
750
t in ° C
700
650
600
550
500
450
400
0
50
100
150
200
250
300
350
tS in °C
Abbildung 57: Temperaturen des gedämmten NVR (tdi, tda) bei Sekundärluftvorwärmung
Die Messungen der Verbrennungsgastemperatur am Austritt des NVR (tK4) streuten
leider sehr stark. Auch hier ist aber der sehr geringe Einfluss der Vorwärmung zu erkennen.
76 / 80
940
920
tk4 in °C
900
880
860
840
tk4 ungedämmt n0
tk4 gedämmt n0
tk4 gedämmt n2
Linear (tk4 ungedämmt n0)
Linear (tk4 gedämmt n0)
Linear (tk4 gedämmt n2)
820
800
0
50
100
150
200
250
300
350
400
tS
Abbildung 58: tk4 über tS, Luftvorwärmung
Dieses unerwartete Ergebnis ist nur dadurch zu erklären, dass die der Sekundärluft
elektrisch zugeführte Energie über die Brennkammerwände in das Heizwasser abfließt, ohne dass es zu einer wesentlichen Temperaturerhöhung der Verbrennungsgase kommt.
Zur Veranschaulichung zeigt Abbildung 55 den zeitlichen Verlauf der NVRAustrittstemperatur dienen (hier aus der entsprechenden Messreihe des modifizierten Ringes N2). Man erkennt, dass die Werte stark schwanken. Die Temperaturen
beim Versuch mit 200°C Luftvorwärmung (gelbe Kurve) sind nicht signifikant höher
als die ohne Luftvorwärmung (schwarze Kurve).
77 / 80
920
900
880
t k 4 in ° C
860
840
820
800
780
ts = 35 °C
ts = 200 °C
ts = 100 °C
ts = 150 °C
760
0
5
10
15
20
25
30
time in min
Abbildung 59: Verbrennungstemperatur am Austritt des NVR (hier: N2)
Vorwärmung der Primärluft
Die Ergebnisse bei der Vorwärmung der Primärluft ähneln denen bei Vorwärmung
der Sekundärluft. Eine Auswirkung auf die Verbrennungstemperatur war nicht festzustellen obwohl die Primärluft in der ersten Messung auf 109°C, in einer weiteren
auf 268°C vorgewärmt wurde.
Die geringe Temperaturerhöhung der Verbrennungsgastemperatur am NVR-Austritt
um 17K ist eher durch eine zufällig etwas geringere Luftzahl als durch die Luftvorwärmung zu erklären.
Zusammenfassung
Die Versuche mit elektrischer Vorwärmung der Luft zeigen sehr deutlich, dass eine
erhöhte Verbrennungslufttemperatur unter den gegebenen Randbedingungen
(thermisch niedrig belastete wassergekühlte Brennkammer) nicht zu einer spürbaren
Erhöhung der Rauchgastemperatur am Erhitzer führt. Die zusätzlich zugeführte Energie fließt stattdessen in das Heizwasser ab. Es wurde deshalb auf die Konstruktion
und Entwicklung eines konventionellen rauchgasbeheizten Luftvorwärmers verzichtet.
Zur Erhöhung der Verbrennungsgastemperatur wurden deshalb zwei andere Wege
verfolgt:
78 / 80
•
Die „Feuerung ohne Wassermantel“ (Simulationsergebnisse im AP 2.2, Teststandsergebnisse im AP 3.4).
•
Die Optimierung des Nachverbrennungsringes durch thermische Isolierung und
Senkung des Luftüberschusses (Simulationsergebnisse im AP 1.10, Teststandsergebnisse im AP 3.7).
6.2
Untersuchung des Erhitzerkopfes in der Pelletsfeuerung (FH Wolfenbüttel)
Die integrierte Anlage besteht aus dem Pelletkessel Solvis Lino15 und dem Erhitzerkopf des Stirlingmotors (SPM X8). Da dem Labor des EOS an der FH Wolfenbüttel
kein kompletter Stirling zur Verfügung gestellt werden konnte, wurden die Experimente nur mit dem Erhitzerkopf des Motors durchgeführt.
Abbildung 60: Erhitzerkopf (Draufsicht)
Abbildung 61: Luftkasten (links offen, rechts fertig montiert mit Gebläse)
Der Erhitzerkopf (Abbildung 60) wurde mit einem Luftkasten (Abbildung 61) versehen, um Außenluft als Kühlluft durch die Rohre blasen zu können. Abbildung 62
zeigt die vier Temperaturmessstellen.
79 / 80
th3
th2
th4
th1
Abbildung 62: Bezeichnung der Temperaturmessstellen
Am Luftaustritt des Erhitzers wurden ca. 180°C erreicht (Abbildung 63). Höhere
Temperaturen wären durch reduzieren des Kühlluftstromes möglich gewesen, wurden jedoch aus Sicherheitsgründen (die erwärmte Luft wurde in die Halle abgegeben) nicht angefahren.
6
250
th1
th2
th3
200
5
th4
trg
t in °C
l
4
150
trg
3
100
2
50
1
0
0
0
20
40
60
80
in min
Abbildung 63: Temperaturen am Luftaustritt des Erhitzers
80 / 80
100
120

PeStiS: Pellet-Stirling-Speicher

Transcription

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