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Potentiale der Wasserstoff-Sauerstoff-Verbrennung in Dampfkraftwerken VGB PowerTech 12 l 2020

Autoren

Abstract

Potentials of hydrogen-oxygen combustion to provide secondary reserves in steam power plants

In the context of energy transition, an increased demand for balancing power is expected to keep the grid frequency steady due to the unpredict-able availability of fluctuating energy sources. The decommissioning of thermal power plant capacity will cause main suppliers of balancing power to be eliminated and alternative tech-nologies will be required. In this paper, the po-tential of the combustion of hydrogen with oxy-gen is investigated, as the steam produced offers the possibility for these power plants to become more ecological by using green hydrogen and, as an alternative for throttling of turbine valves, provides an alternative to energy storage. By us-ing stationary power plant simulation, the ide-al location of steam injection for the hydrogen-oxygen-combustion is investigated. Further-more, using kinetic reaction calculations, the reaction progress for various state parameters is determined in order to understand the forma-tion of residual gases. l

Potentiale der Wasserstoff-Sauerstoff- Verbrennung zur Bereitstellung von Sekundenreserve in DampfkraftwerkenN. Siwczak, D. Gustav, M. Höltermann, F. Dinkelacker und R. Scharf

N. SiwczakD. GustavR. ScharfInstitut für Kraftwerkstechnik und Wärmeübertragung Leibniz Universität Hannover Hannover, DeutschlandM. HöltermannF. DinkelackerInstitut für Technische Verbrennung Leibniz Universität Hannover Hannover, Deutschland

Potentiale der Wasserstoff-Sauerstoff-Verbrennung in Dampfkraftwerken

Im Rahmen der Energiewende wird, da die Verfügbarkeit fluktuierender Energiequellen nicht planbar ist, mit zunehmendem Regel-leistungsbedarf gerechnet, um die Netzfre-quenz stabil zu halten. Die gleichzeitige Still-legung thermischer Kraftwerkskapazität führt jedoch dazu, dass die Hauptanbieter von Regelleistung wegfallen und alternative Technologien erforderlich werden.

In dieser Arbeit wird das Potential der Ver-brennung von Wasserstoff mit Sauerstoff in Dampfkraftwerken als Alternative zur An-drosselung der Turbinenventile untersucht. Durch den Einsatz von grünem Wasserstoff bietet dieses Verfahren eine hochwertige An-wendung einer ökologisch gewonnenen Ener-gieressource. Mittels stationärer Kraftwerks-simulation wird der optimale Ort der Dampf-einspeisung für ein Referenzkraftwerk er- mittelt.

Des Weiteren wird anhand reaktionskineti-scher Berechnungen der Reaktionsfortschritt für verschiedene Zustandsparameter be-stimmt, um den Anfall von Restgasen zu ver-stehen.

1 Einleitung

Der Ausbau der erneuerbaren Energien im Rahmen der Energiewende macht eine Fle-xibilisierung der Energieversorgung erfor-derlich. Das fluktuierende Aufkommen der Wind- und Solarenergie führt zu Schwan-kungen der Stromeinspeisung, die durch einen dynamischeren Betrieb bestehender Anlagen und neue Speicherkonzepte aus-geglichen werden. Um auch zukünftig eine stabile und zuverlässige Stromversorgung zu gewährleisten, wird auch der Bedarf an Regelleistung steigen.Die zusätzliche temporäre Verbrennung von Wasserstoff mit Sauerstoff im Dampf-kreislauf konventioneller Kraftwerke ist eine bereits im Projekt HYDROSS disku-tierte Möglichkeit zur Bereitstellung von Primärregelleistung [1, 2, 3].Ziel dabei ist eine Leistungserhöhung durch die Erhöhung des Dampfmassen-stroms. Die Temperatur bleibt als Ausle-

gungsparameter der Turbinen konstant. Die Verbrennungstemperatur wird des-halb  durch die Eindüsung und Verdamp-fung von Wasser verringert und dadurch der Massenstrom entsprechend zusätzlich erhöht. Die Verbrennung von Wasserstoff mit Sauerstoff in Dampfatmosphäre wird beispielsweise von Schimek, Tanneberger und Stathopoulos et al. untersucht, um die Verbrennungstemperatur herabzusetzen [4, 5, 6]. Dabei wird das Gemisch vor der Zündung durch zusätzlich zugeführten Wasserdampf verdünnt und gekühlt.Ein potentielles Problem der H2-O2-Dampf-erzeugung ist das Vorhandensein von Was-serstoff und Sauerstoff als Restgase nach der Verbrennung. Die Ansammlung von Restgasen kann sich negativ auf das Kon-densatorvakuum auswirken, wodurch die Leistung und der Anlagenwirkungsgrad sinken. Um die Größenordnung der Rest-gasmengen abschätzen zu können, wurden für alle relevanten Druck- und Temperatur-bereiche die Restgaskonzentrationen im chemischen Gleichgewicht berechnet. Da-bei wurde eine stöchiometrische Reaktion untersucht, bei der der Restgasgehalt mini-mal ist. Zusammen mit den Prozessgrößen aus der Kraftwerkssimulation ergeben sich aus den berechneten Restgaskonzentratio-nen die Massenströme an Wasserstoff und Sauerstoff, die im Kondensator abgesaugt werden müssen. Sofern die Evakuierungs-leistung der Vakuumpumpen der Konden-satoren von infrage kommenden Kraftwer-ken ausreichend groß ist, sind technolo-gisch einfacher darstellbare Magerbrenn- konzepte denkbar.In dieser Arbeit wurde die Zugabe von er-zeugtem Dampf in den Dampfkreislauf ei-nes Kraftwerks simuliert. Dabei wurden verschiedene Einspeiseorte untersucht: 1. vor der Hochdruckturbine, 2. in die hei-ße Zwischenüberhitzerleitung sowie 3. vor der Niederdruckturbine. Basierend auf den Anforderungen zur Bereitstellung von Pri-märregelleistung (nach 30 s vollständig zur Verfügung stehende Regelleistung für eine Dauer von bis zu 15 min) wurden die erforderlichen Dampfmassenströme und

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Potentiale der Wasserstoff-Sauerstoff-Verbrennung in DampfkraftwerkenVGB PowerTech 12 l 2020

die thermische Leistung des H2-O2-Dampf-erzeugers für die drei Positionen der Ein-düsung ermittelt. Dies bildet die Basis für die Beurteilung der Positionen hinsichtlich technologischer Machbarkeit und Wirt-schaftlichkeit.

2 Simulation im Kraftwerkskreislauf

Die Simulationen wurden mit der Kreis-laufsimulationssoftware Ebsilon Professio-nal der STEAG GmbH durchgeführt. Als Referenzanlage wurde das Gemeinschafts-kraftwerk Hannover in Stöcken (GKH) ge-wählt, ein 1989 in Betrieb genommenes und als Doppelblockanlage ausgeführtes steinkohlebefeuertes Heizkraftwerk in un-mittelbarer Nachbarschaft zu den Standor-ten der Volkswagen AG und Continen-tal  AG. Im Kondensationsbetrieb liegt im Nennlastfall die elektrische Nettoleistung der Anlage bei etwa 290 MW. Ein Schalt-bild des modellierten Wasser-Dampf-Kreis-laufs zeigt B i l d   1 .In B i l d   2 ist die thermische Leistung der Wasserstoff-Sauerstoff-Brennkammer (kurz PriO2H2: Primärregelung durch Verbren-nung von Wasserstoff und Sauerstoff) im Verhältnis zur zusätzlich vorhandenen elektrischen Leistung ΔPel dargestellt, die aus der Einspeisung des Dampfes resul-tiert. Durch die Erhöhung des Massen-stroms der PriO2H2 steigt die elektrische Leistung an. Die derzeitige Mindest-Ange-botsgröße zur Bereitstellung von Primärre-gelleistung beträgt 1 MW. Bei ΔPel = 1 MW ist folglich die geringste thermische Leis-tung der PriO2H2 erreicht, die zur Qualifi-zierung der Anlage für die Erzeugung und Bereitstellung von Primärregelleistung ge-nügt. Damit in allen Teillastzuständen zu-sätzlich 1 MW aufgebracht werden kann, muss ausgehend vom niedrigsten Teil- lastbetrieb bei 60 MW in B i l d   2   ( d ) die mindestens zu erzeugende thermische Leistung der Wasserstoffverbrennung er-

mittelt werden. Der ermittelte thermi-sche Leistungsbereich der PriO2H2 für die verschiedenen Einspeisepunkte vor den drei Teilturbinen ist in Ta b e l l e 1 darge-stellt.

Es ist erkennbar, dass die Komplexität der PriO2H2 vom Ort der Einspritzung ab-hängt. Im Hochdruckbereich muss sowohl ein großes Leistungsspektrum als auch ein Druckbereich von etwa 73,6 – 180 bar ab-gedeckt werden. Die Festigkeit von Bautei-len in diesem Druckbereich erfordert hohe Wanddicken und kostenintensive Werk-stoffe sowie aufwändige Fertigungsverfah-ren. Ebenso ist durch die Temperatur von etwa 535 °C eine hohe Temperaturfestig-keit der Werkstoffe gefordert. Da der Druck von 180 bar im Hochdruckbereich um ein Vierfaches den Druck während der Experi-mente des Projekts HYDROSS überstieg, bei denen es zu thermischen Spannungs-rissen aufgrund der dickwandigen Bauteile kam, steigt die Gefährdung des Bauteilver-sagens bedeutend an [1]. Generell führt die hohe Verbrennungstemperatur sowie die daraus resultierende hohe Wärme-stromdichte im Bereich der Reaktionszone zu einer enormen Belastung der Bauteile, die durch Verwendung hoher Drücke wei-ter steigt.

Die Dampfparameter der Einspeisung vor der Mitteldruckturbine entsprechen dem experimentell untersuchten Bereich beim HYDROSS-Projekt (vgl. Ta b e l l e 1 ). Im HYDROSS-Projekt konnte allerdings auch im Mitteldruckbereich keine langfristige

Bauteilfestigkeit nachgewiesen werden, die mit der Reisezeit eines konventionellen kohlebefeuerten Dampfkraftwerks mithal-ten kann [1]. Aus diesem Grund muss in zukünftigen Studien diese Problematik be-sonders betrachtet werden.

Eine Möglichkeit, niedrige Drücke und Temperaturen verwenden zu können, bie-tet die Einspeisung vor der Niederdrucktur-bine. Im gesamten Leistungsspektrum der Referenzanlage zwischen 60 MW bis 145 MW betragen der Druckbereich 1,3 bis 3,1 bar und die Temperatur zwischen 140 °C und 220 °C. Dadurch, dass hohe thermi-sche Leistungen der PriO2H2 notwendig sind, um 1 MW elektrische Leistung zu ge-nerieren, ist ein vergleichsweise ho-her Massenstrom erforderlich. Im Fall der ND-PriO2H2 wird bei der Simulation kein vorgewärmtes Speisewasser, sondern das prozessinterne Wasser nach der Kon-densatpumpe zur Konditionierung der ND-PriO2H2 verwendet, das bei Nennlast etwa 44 °C und 17 bar hat. Die Dampfpara-meter können nicht weiter erhöht werden, da die Schaufeln der Niederdruckturbine eine niedrigere Temperaturfestigkeit im Vergleich zu den MD- und HD-Turbinen ha-ben, um den auftretenden Fliehkräften we-gen der langen Schaufellänge standhalten zu können.

Bei einer Last von 60 MW ist eine Stei- gerung des Dampfmassenstrom in der Überströmleitung um +7,1 % notwendig, um die elektrische Leistung um 1 MW zu erhöhen.

A7 A6A5

A4 A3A2 A1 KA2 KA1

G

Bild 1. In Ebsilon modellierter Wasser-Dampf-Kreislauf.

Tab. 1. Thermischer Leistungsbereich und Betriebsparameter einer PriO2H2 in Abhängigkeit der Einspeisung des erzeugten Dampfes ausgehend vom Nennlastzustand für eine Generator-leistung von 60-145 MW.

Leistung in MW Temperatur in °C

Druck in bar

von bis von bis

HD-PriO2H2 2,4 16,07 535 73,6 180

MD-PriO2H2 3,94 14,93 535 15,8 38,7

ND-PriO2H2 7,91 10,41 140 bis 220 1,3 3,1

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Potentiale der Wasserstoff-Sauerstoff-Verbrennung in Dampfkraftwerken VGB PowerTech 12 l 2020

3 Analyse der Verbrennung

Die Bruttoreaktionsgleichung der Reaktion von Wasserstoff mit Sauerstoff

2H2 + O2 2H2O

setzt voraus, dass die Reaktion vollständig verläuft. Genauer wird die Reaktionskine-tik durch die Berücksichtigung der einzel-nen Elementarreaktionen beschrieben. Hierzu wurde die Software Cantera in der Version 2.4.0 verwendet, die zur Berech-nung chemischer Kinetik, Thermodynamik, Transportprozesse, chemischer Gleichge-wichte und auch zur Berechnung relevan-ter Daten wie der laminaren Brennge-schwindigkeit geeignet ist [8]. Der Verlauf chemischer Reaktionen kann dadurch er-mittelt und grafisch dargestellt werden. Auch ist Cantera ein lizenzfreier Open Source-Code, sodass eigene Reaktionsme-chanismen oder Transportmodelle imple-mentiert werden können. Die in dieser Arbeit verwendeten Reakti-onsmechanismen sind in Ta b e l l e   2 ab-

gebildet. Zur Reduktion der Rechenzeit empfiehlt es sich, die Reaktionsmechanis-men auf die benötigten Elementarreaktio-nen zu reduzieren und beispielsweise alle Kohlenwasserstoff- und Stickstoffspezies zu vernachlässigen, die bei der Reaktion von Wasserstoff mit Sauerstoff nicht auf-treten.Benötigte thermodynamische Daten für Wärmekapazität, Standard-Bildungsen-thalpie und Standard-Bildungsentropie werden aus Polynomen mit sieben Parame-tern berechnet, die auf Basis der Arbeiten von McBride et al. [12] sowie Gorden und McBride [13] gebildet werden. Die Bestim-mung des chemischen Gleichgewichts und dessen Zusammensetzung bei bestimmten Zuständen erfolgt durch die Minimierung

der Gibbs-Funktion in Abhängigkeit von verschiedenen Randbedingungen. Die zur Lösung der Gibbs-Funktion bei stöchiome-trischer Verbrennung von Wasserstoff und Sauerstoff benötigten thermodynamischen Zustandsgrößen sind der Druck, die Tem-peratur und die chemischen Potentiale. In Cantera wird durch die Funktion equilibra-te das chemische Gleichgewicht ermittelt und in dieser Arbeit für Enthalpie und Druck konstant gehalten. In B i l d 3 ist das berechnete chemische Gleichgewicht für Temperaturen zwischen 300 und 4.000 K und Drücke zwischen 1 und 100 bar mit dem GRI 3.0 Reaktionsmechanismus dar-gestellt. Auf der vertikalen Achse ist der prozentuale Gewichtsanteil des Wasser-stoffs und auf der Abszisse der Gewichtsan-

∆Pel in MW

P th,

PriO

2H2 in

MW

P th,

PriO

2H2 in

MW

P th,

PriO

2H2 in

MW

P th,

PriO

2H2 in

MW

∆Pel in MW

∆Pel in MW∆Pel in MW

HD-PriO2H2MD-PriO2H2ND-PriO2H2

HD-PriO2H2MD-PriO2H2ND-PriO2H2

HD-PriO2H2MD-PriO2H2ND-PriO2H2

HD-PriO2H2MD-PriO2H2ND-PriO2H2

18,0

16,0

14,0

12,0

10,0

8,0

6,0

4,0

2,0

14,0

12,0

10,0

8,0

6,0

4,0

2,0

9,0

8,0

7,0

6,0

5,0

4,0

3,0

2,0

1,0

8,0

7,0

6,0

5,0

4,0

3,0

2,0

1,0

(a) 145 MW (b) 118 MW

(c) 90 MW (d) 60 MW

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,00,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

Bild 2. Verhältnis der thermischen Leistungen der H2-O2-Brennkammer zur zusätzlichen elektrischen Leistung ∆Pel gegenüber dem Nennlastzustand für 145 MW, 118 MW, 90 MW und 60 MW.

Tab. 2. Übersicht über die in dieser Arbeit verwendeten Reaktionsmechanismen.

Reaktionsmechanismus Autor Referenz

GRI-Mech 3.0 Smith et al. [9]

AramcoMech 1.3 Metcalfe et al. [10]

AramcoMech 2.0 Kéromnès et al. [11]

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Potentiale der Wasserstoff-Sauerstoff-Verbrennung in DampfkraftwerkenVGB PowerTech 12 l 2020

teil des Sauerstoffs im Bezug zum entstan-denen Wasser dargestellt. Der Zielbereich im Diagramm entspricht den angestrebten Restgaskonzentrationen des Projekts HYD-ROSS.

Es wird deutlich, dass innerhalb der unter-suchten Parameter der Zielbereich nicht erreichbar ist. Je höher die Starttempera-tur der chemischen Reaktion ist, desto we-niger liegt das chemische Gleichgewicht auf der Produktseite der Reaktion und die Konzentration der Reaktanten Wasserstoff und Sauerstoff steigt an. Gegensätzlich wirkt sich die Erhöhung des Drucks wäh-rend der Reaktion auf das chemische Gleichgewicht aus. Mit steigendem Druck verlagert sich das Gleichgewicht auf die

Produktseite und die Restgaskonzentrati-on sinkt auf 0,019 Gew.-% für Wasserstoff und 0,09 Gew.-% für Sauerstoff bei Initial-bedingungen von 100 bar und 300 K.Die Verläufe der Graphen sind annähernd identisch, weshalb auch hier das chemi-sche Gleichgewicht nicht im gewünschten Zielbereich liegt. Um den Zielbereich des HYDROSS-Projekts dennoch zu erreichen, ist eine Reduzierung des Wasserstoffan-teils auf mindestens 0,01 Gew.-% nötig.Obwohl der Massenanteil des Wasserstoffs zu hoch ist, liegt er für Sauerstoff vor allem bei niedrigen Temperaturen deutlich un-terhalb des Grenzwerts. Der Einfluss des Drucks auf den Massenanteil des Sauer-stoffs gewinnt erst bei hohen Starttempe-

raturen an Bedeutung. Folglich bietet die Untersuchung verschiedener Verbren-nungsluftverhältnisse, vor allem im Be-reich magerer Verbrennung, die Möglich-keit, die Wasserstoffrestgaskonzentration zu reduzieren. Gleichzeitig ist darauf zu achten, dass der Sauerstoffanteil unterhalb des Grenzwertes bleibt, um den Zielbe-reich zu erreichen.Eine Analyse des Restgases bei der Ver-brennung von Wasserstoff und Sauerstoff bei verschiedenen Stoffmengenanteilen (0,7 ≤ λ ≤ 1,3) zeigt B i l d   4 . Die verbun-denen Kurven zeigen den Stoffmengenan-teil von H2 und O2 für jeweils unterschied-liche Drücke von 1 bis 100 bar mit einem Inkrement von 10 bar. Aufgrund der Fest-stellung, dass vor allem niedrige Tempera-turen zu einem hohen Reaktionsfortschritt führen, ist eine als Idealfall anzunehmende Temperatur von 300 K gewählt worden. Mit steigendem Druck sinkt sowohl die Stoffmenge an Wasserstoff als auch die des Sauerstoffs. Diese Reduktion wird immer geringer, je höher der Druck ist, sodass da-von auszugehen ist, dass die Umsetzung von Wasserstoff und Sauerstoff zu Wasser zunehmend unvollständiger wird. Außer-dem beträgt der Stoffmengenrest des Was-serstoffs ein Vielfaches der Stoffmenge des Sauerstoffs.Folglich kann zur weiteren Reduktion des Massenanteils des Wasserstoffs im Restgas ein mageres Mischungsverhältnis mit Sau-erstoffüberschuss gewählt werden. Für den Betrieb eines H2-O2-Dampferzeugers im Kraftwerk ist zudem die Bildung von Knall-gas zu vermeiden, welches durch geringe Wasserstoffkonzentrationen erreicht wird. Eine magere Verbrennung des Wasserstoffs wäre daher aus sicherheitstechnischen As-pekten anzustreben. Da dies jedoch Mas-senanteile sind und vor allem die Dichte von Sauerstoff deutlich höher als die des Wasserstoffs ist, führt die Erhöhung des Sauerstoffmassenanteils zu einem höheren Restgasvolumen. Damit der Volumenstrom

Massenanteil O2 in Gew.-%

Mas

sena

ntei

l H2

in G

ew.-%

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0Zielbereich

Temperatur

Druck

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5

Bild 3. Chemisches Gleichgewicht bei der Verbrennung von Wasserstoff und Sauerstoff (λ=1) bei verschiedenen Starttemperaturen und Drücken mit GRI-Mech 3.0. Eine farbige Kurve zeigt verbundene Punkte bei konstanter Temperatur und variablem Druck.

1bar10bar20bar30bar40bar50bar60bar70bar80bar90bar

Stoffmengenanteil O2

Stof

fmen

gena

ntei

l H2

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,05

0,00

Bild 4. Stoffmengenanteil von H2 und O2 bei (0,7 ≤ λ ≤ 1,3) T= 300 K; p = 1-100 bar mit dem GRI-Mech 3.0 Reaktionsmechanismus.

1bar10bar20bar30bar40bar50bar60bar70bar80bar

Verbrennungsluftverhältnis [-]

Stof

fmen

gena

ntei

l nRe

st

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0

0,65

0,60

0,55

0,50

0,45

0,40

0,35

0,30

Bild 5. Stoffmengenanteil des Restgases an der gesamten Stoffmenge bei T = 300 K und p = 1-80 bar mit dem GRI-Mech 3.0 Reak- tionsmechanismus

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. VGB PowerTech 12 l 2020

der Restgase möglichst niedrig ist und von den Evakuierungspumpen des Kondensats abgesaugt werden kann, muss auch deren Anteil am gesamten Volumenstrom mini-mal sein. Deshalb wird der Anteil der Rest-gasstoffmenge nRest durch

nRest = nGesamt − nH2O

definiert.B i l d   5 zeigt den Stoffmengenanteil nRest für verschiedene Mischungsverhältnisse und bestätigt, dass bei Abweichung des Verbrennungsluftverhältnisses vom stöchi-ometrischen Wert dieser ansteigt. Das Mi-nimum liegt jedoch bei einem leicht fetten Gemisch von etwa λ = 0,96. Dies ist auf die Dichteunterschiede zwischen Wasserstoff und Sauerstoff zurückzuführen, da bei Wasserstoffüberschuss der Restanteil des Sauerstoffs sinkt und dadurch auch die Stoffmenge der gesamten Restgase redu-ziert wird. Bei weiterer Reduktion des Sau-erstoffanteils unter λ  =  0,96 nimmt die Reststoffmenge wieder zu, da der Anteil des unverbrannten Wasserstoffs ansteigt. Folglich nimmt bei mageren Gemischen der Restgasvolumenstrom aufgrund der größeren Dichte des Sauerstoffs zu, ob-wohl die Massenanteile bestimmter Spezi-es sinken.

4 Technische Auswirkungen

Da Beer et al. [14] in der Theorie sowie Brenner et al. [15] im Experiment darle-gen, dass die installierte Pumpenleistung und das theoretische Saugvermögen der Vakuumpumpen des als Referenz gewähl-ten Kraftwerks Frimmersdorf zur Evakuie-rung der Restgase nicht ausreicht, wird eine Analyse für das Referenzkraftwerk dieser Arbeit durchgeführt. Dazu werden die Ergebnisse der Kraftwerkssimulation und der chemischen Gleichgewichtsbe-rechnung verknüpft. Das dafür nötige Saugvermögen der Vakuumpumpen bei Nennlast wird aus deren Kennlinien ermit-telt und entspricht für den Betriebs-fall 0,76 m3/s und deckt sich mit dem ver-wendeten Literaturwert von 0,75 m3/s von Beer et al. [1]. In der Regel sind für die Anfahrevakuierung mehrere Pumpen vor-handen, sodass in diesem Fall pro Kraft-werksblock zwei Pumpen dieser Bauart installiert sind, von denen jeweils nur eine pro Block im Betrieb verwendet wird. Folglich beträgt das gesamte Saugvermö-gen für den genannten Betriebspunkt 1,53 m3/s. In Ta b e l l e 3 werden die Restgasvolu-menströme für vier Betriebsfälle mit der Vakuumpumpenleistung verglichen. Für die Fälle wurden unterschiedliche Restgas-kombinationen angenommen: 1. eine Kon-zentrationskombination, die im Projekt HYDROSS zugrunde gelegt wurde, 2. die bisher mittlere, minimal erzielte Restgas-konzentration mit der Experimentalversi-on, 3. die Grenzen des Zielbereichs der ge-

samten Entwicklungsarbeiten, 4. die mitt-lere Konzentration bei Betrieb innerhalb der Zielkonzentrationen. Dabei wird die Löslichkeit der Restgase in Wasser ver-nachlässigt [1]. Das Restgas und der Leck-luftmassenstrom im Kondensator sind hin-gegen für den 3. Fall sowie den innerhalb des im Projekt HYDROSS festgelegten Ziel-bereich liegenden 4. Fall mit der Leistung der installierten Vakuumpumpen evakuier-bar. Zur Verwendung einer einzelnen Va-kuumpumpe im Betrieb, wie es derzeit üb-lich ist, muss der Restgasvolumenstrom weiter auf mindestens 0,766 m3/s gesenkt werden.Zur Berechnung der in Ta b e l l e   3 darge-stellten Restgas-Volumenströme Vges

. ist je-

doch eine elektrische Leistungssteigerung von 12 MW für einen Zeitraum von 120 s festgelegt worden und die anfallende Rest-gasmenge daher als hoch einzuschätzen. Durch die geänderte Mindestangebotsgrö-ße an PRL von 1 MW ist eine niedrigere Leistung der H2-O2-Brennkammer nötig. Die Ergebnisse der Kraftwerkssimulatio-nen zeigen, dass im Referenzkraftwerk bei Volllastbetrieb und im Falle einer MD-PriO2H2 maximal ein Dampfmassenstrom von etwa mD

. = 4,75 kg/s nötig ist, um bei-

spielsweise etwa 5,8 MW an zusätzlicher elektrischer Leistung zu erzeugen. Da die Mindestangebotsgröße für Primärregel-leistung derzeit bei 1 MW liegt, sind auch geringere Dampfmassenströme und ther-mische Leistungen der PriO2H2 im Ver-gleich zum Projekt HYDROSS realisierbar. Die Kombination der Ergebnisse der Kraft-werkssimulation und der Berechnung des chemischen Gleichgewichts lassen die Schlussfolgerung zu, dass bei einem Dampfmassenstrom der PriO2H2 von 5 kg/s im Kondensator die in Ta b e l l e   4 darge-stellten Restgasvolumenströme anfallen. Die Restgaskonzentrationen für MD-Pri-O2H2 und ND-PriO2H2 entsprechen den

bestimmten Massenanteilen im chemi-schen Gleichgewicht.

Letztendlich reicht daher eine der bereits installierten Vakuumpumpen aus, um selbst für die bereits experimentell erreich-ten Restgaskonzentrationen den dauerhaf-ten Betrieb der PriO2H2 zu gewährleisten.

5 Schlussfolgerungen

Die Verbrennung von Wasserstoff und Sau-erstoff im Rahmen des Projekts HYDROSS führte aufgrund von technischen Mängeln und geringer Wirtschaftlichkeit nicht zum Markteintritt, obwohl bereits eine Experi-mentalversion, ein Prototyp und eine De-monstrationsanlage gebaut wurden. Eine weitere technische Entwicklung wäre auf-grund der Entstehung von Restgasen bei unvollständiger Verbrennung erforderlich.

Im Rahmen dieser Arbeit wurden Kraft-werkssimulationen am Beispiel des Ge-meinschaftskraftwerks Hannover durchge-führt. Dazu wurde mittels der Software Ebsilon Professional das generierte Modell des Wasser-Dampf-Kreislaufs der Anlage mit der Dampfleitung des bereits auf Be-triebsbedingungen konditionierten Damp-fes einer H2-O2-Brennkammer erweitert.

Anhand der chemischen Gleichgewichts-berechnungen für die Reaktion von Was-serstoff und Sauerstoff mittels der Stoff-wertbibliothek Cantera wird die Verwen-dung von atmosphärischer Luft aufgrund der dafür notwendigen Vakuumpumpen-leistung des Referenzkraftwerks ausge-schlossen. Zudem konnte festgestellt wer-den, dass das chemische Gleichgewicht im stöchiometrischen Mischungsverhältnis der Ausgangsstoffe für Drücke im Bereich von 1-100 bar und Temperaturen zwischen 300 bis 2.000 K nicht den erforderlichen Reaktionsfortschritt erreicht, um die im Projekt HYDROSS zulässigen Grenzwerte

Tab. 3. Kumulierte Volumenströme der Restgase der Verbrennung von Sauerstoff und Wasserstoff bei vier verschiedenen Restgaskonzentrationen nach 120 s Betrieb des Dampferzeugers (vgl. [1]) und max. Saugvermögen der Evakuierungspumpen bei pKond = 94 mbar.

Restgaskonzentration 1. Fall 2. Fall 3. Fall 4. Fall

cH20,08 0,04 0,01 0,008

cO20,3 0,28 0,3 0,2

.

Restgas Vges in m³⁄s 4 2,3 1,16 0,83

2x Vakuumpumpe in m³⁄s 1,532

Tab. 4. Berechnete Restgasvolumenströme für den experimentellen Wert des Projekts HYDROSS (1. Fall vgl. [1]) sowie des berechneten chem. Gleichgewichts bei Nennlast des GKH im Fall der MD- (535 °C, 40 bar) und ND-Einspeisung (140 °C, 1,3 bar).

Experiment Hydross [1] MD-PriO2H2 ND-PriO2H2

cH20,08 0,026 0,03

cO20,3 0,123 0,161

mD in kg/s 5 1,2 2,7

VO2 in m³⁄s 0,5714 0,0446 0,1157

VH2 in m³⁄s 0,1376 0,0135 0,0399

Vges in m³⁄s 0,7090 0,0581 0,1556

.

.

.

.

 

 

 

 

 

 

 

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an Restgasen unterschreiten zu können. Mit den installierten zwei Vakuumpumpen pro Block sind jedoch Restgasvolumen- ströme bei Nennlast des Referenzkraft- werkes evakuierbar und der physikalische Sinn des Grenzwerts in Frage zu stellen. Dies liegt daran, dass statt 10 MW Min-destangebotsgröße für PRL derzeit auch 1 MW ausreichend sind. Auf diese Weise ist für die für die PRL-Bereitstellung weniger Dampf erforderlich und es fällt weniger Restgas an.Es konnte nachgewiesen werden, dass mit  Dampfmassenströmen bis 5 kg/s der PriO2H2 die Restgasvolumenströme ausrei-chend gering sind, um mit der Wasserstoff-Brennkammer Primärregelleistung bereit zu stellen. Letztendlich konnte anhand der durchgeführten Arbeiten verdeutlicht wer-den, dass die Verbrennung von Wasserstoff mit Sauerstoff eine alternative Möglichkeit der Dampferzeugung und deren Nutzung in konventionellen Dampfkraftwerken zur Leistungserhöhung bietet. Die Bereitstel-lung von Primärregelleistung ist möglich. Die Analyse bezieht sich bisher auf ein steinkohlegefeuertes Dampfkraftwerk. Die Wasserstoff-Sauerstoff-basierte Primärre-gelleistung kann aber auch im Dampfteil eines Gas- und Dampfkraftwerkes interes-sant werden, die im Rahmen der Energie-wende im Reserveleistungsbereich einen Teil der Kohlekraftwerke ersetzen sollen. Hier sind entsprechende Studien in Zu-kunft geplant.

Danksagung

Wir bedanken uns bei der enercity AG und insbesondere dem Gemeinschaftskraft-werk Hannover Stöcken für die Zurverfü-gungstellung der Daten.Ein Teil der Arbeit wurde im Rahmen des Programms „Innovationslabore für Was-serstofftechnologien“ vom Niedersächsi-schen Ministerium für Wissenschaft und Kultur aus Mitteln des Landes Niedersach-sen vorab gefördert. Die Arbeiten gehö-ren zu den Aktivitäten des Forschungsver-bundes „Dynamik der Energiewandlung – DEW“ der Leibniz Universität Hannover.

Nomenklatur

Gew.-% GewichtsprozentGKH Gemeinschaftskraftwerk

Hannoverh Spezifische EnthalpieHD Hochdruckniveauλ VerbrennungsluftverhältnismD.

DampfmassenstromMD Mitteldruckniveaun StoffmengeND Niederdruckniveaup AbsolutdruckΔPel Elektrische MehrleistungPriO2H2 Primärregelung durch Verbren-

nung von Sauerstoff und Was-serstoff

PRL PrimärregelleistungPth, PriO2H2

Thermische Leistung der H2-O2-Brennkammer

T Absolute TemperaturV.

Volumenstrom

6 Literaturverzeichnis[1] Beer, S.; Fröhlke, K.; Haidn, O.J.; Härle,

H.; Papenkort, L.;Willms, H.; Wojkowsky, H.: Phase C. Bd. 1: Wasserstoff/Sauerstoff Sofortreserve-Anlage zur schnellen Leis-tungssteigerung von Dampfkraftwerken mit integriertem H-2-O-2-Dampferzeuger: HY-DROSS; Abschlussbericht Phase C. Ficht-ner Development Engineering, 1993.

[2] Sternfeld, H.J.; Wolfmüller, Kh.: Wasser-stoff/Sauerstoff-Momentanreserveanlage – ein Einstieg in die wirtschaftliche Stromer-zeugung aus Wasserstoff. In: VGB Kraft-werkstechnik 66 (1986), Nr. 9, S. 793-801.

[3] Kusterer, H.; Exner, R.; Bergmann, H.: Ein-satz von Wasserstoff zur Sofortreservebereit-stellung im Kraftwerk. In: VGB Kraftwerks-technik Bd. 65, 1993, S. 433-437.

[4] Schimek, S.; Stathopoulos, P.; Tanneber-ger, T.; Paschereit, C.O.: Blue Combustion: Stoichiometric Hydrogen-Oxygen Combusti-on Under Humidified Conditions. In: Volu-me 4B: Combustion, Fuels and Emissions, ASME, Monday 15 June 2015. – ISBN 978-0-7918-5669-7, S. 1-7.

[5] Tanneberger, T.; Schimek, S.; Kossatz, M.; Paschereit, C.O.; Stathopoulos, Panagiotis: Develoment of a Swirl-Stabilized H2/O2

Combustion System under Humidified Con-ditions. In: Digital proceedings of the 8th European Combustion Meeting (2017), S. S.1618-1623.

[6] Stathopoulos, P.; Sleem, T.; Paschereit, C.O.: Steam generation with stoichiometric combustion of H2/O2 as a way to simulta-neously provide primary control reserve and energy storage.

[7] Steinfeld, H.: Experimentelle Untersuchun-gen der Wasserstoffverbrennung in einem Hochenthalpiefreistrahl und einer Modell-triebwerksbrennkammer. Munchen: Her-bert Utz Verlag, 2001 (Luft- und Raum-fahrt). – ISBN 978-3-8316-0049-6.

[8] Goodwin, D.G.; Moffat, H.K.; Speth, R.L.: Cantera: An Object-Oriented Software Toolkit For Chemical Kinetics, Thermody-namics, And Transport Processes. Version 2.3.0. Version: 2017. https://zenodo.org/record/170284, Abruf: 2018-10-15.

[9] Smith, G.P.; et al.: GRI-MECH 3.0. Version: 2003. http://www.me.berkeley.edu/gri_mech/, Abruf: 2018-10-03.

[10] Metcalfe, W.K.; Burke, S.M.; Ahmed, S.S.; Curran, H.J.: A Hierarchical and Compara-tive Kinetic Modeling Study of C1-C2 Hydro-carbon and Oxygenated Fuels. In: Internati-onal Journal of Chemical Kinetics 45 (2013), Nr. 10, S. 638-675.

[11] Kéromnes, A.; Metcalfe, W.K.; Heufer, K.A.; Donohoe, N.; Das, A.K.; Sung, C.-J.; Herzler, J.; Naumann, C.; Griebel, P.; Ma-thieu, O.; Krejci, M.C.; Petersen, E.L.; Pitz, W.J.; Curran, H.J.: An experimental and detailed chemical kinetic modeling study of hydrogen and syngas mixture oxidation at elevated pressures. In: Combustion and Fla-me 160 (2013), Nr. 6, S. 995-1011.

[12] McBride, B.; Gordon, S.; Reno, M.: Coef-ficients for calculating thermodynamic and transport properties of individual species. In: NASA Technical Memorandum 4513 (1993).

[13] Gordon, S.; McBride, J.; Bonnie: Computer program for calculation of complex chemi-cal equilibrium compositions. (1971), Nr. NASA Report SP-273.

[14] Beer, S.; Fröhlke, K.; Haidn, O.J.; Willms, H.: Regelung eines H2/O2 dampferzeugers mit Hilfe eines modifizierten Zirkondioxid-Sensors. In: Chemie Ingenieur Technik 65 (1993), Nr. 8, S. 954-956.

[15] Brenner, A.; Uttich, R.; Weingartner, S.: Entwicklungsstand und Marktpotential ei-nes H2/O2-Dampferzeugers zur Primärre-gelung. In: VGB Kraftwerkstechnik 77 (1997), Nr. 1, S. 14-17. l 

 

 

 

 

 

 

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