Toekomstaspecten in de elektrische energievoorziening: leergang Kivi 1976, gehouden bij de Technische Hogeschool Eindhoven op 13 en 14 januari 1976

Toekomstaspecten in de elektrische energievoorziening

Citation for published version (APA):

Technische Hogeschool Eindhoven (THE). Vakgr. Technieken van de Energievoorziening (1976).

Toekomstaspecten in de elektrische energievoorziening: leergang Kivi 1976, gehouden bij de Technische Hogeschool Eindhoven op 13 en 14 januari 1976. (Leergang KIvI; Vol. 1976). Koninklijk Instituut van Ingenieurs.

Document status and date: Gepubliceerd: 01/01/1976

Document Version:

Uitgevers PDF, ook bekend als Version of Record

Please check the document version of this publication:

• A submitted manuscript is the version of the article upon submission and before peer-review. There can be important differences between the submitted version and the official published version of record. People interested in the research are advised to contact the author for the final version of the publication, or visit the DOI to the publisher's website.

• The final author version and the galley proof are versions of the publication after peer review.

• The final published version features the final layout of the paper including the volume, issue and page numbers.

Link to publication

General rights

Copyright and moral rights for the publications made accessible in the public portal are retained by the authors and/or other copyright owners and it is a condition of accessing publications that users recognise and abide by the legal requirements associated with these rights. • Users may download and print one copy of any publication from the public portal for the purpose of private study or research. • You may not further distribute the material or use it for any profit-making activity or commercial gain

• You may freely distribute the URL identifying the publication in the public portal.

If the publication is distributed under the terms of Article 25fa of the Dutch Copyright Act, indicated by the “Taverne” license above, please follow below link for the End User Agreement:

www.tue.nl/taverne Take down policy

If you believe that this document breaches copyright please contact us at: openaccess@tue.nl

providing details and we will investigate your claim.

De Leergang:

"TOF.KOMSTASPECTEN IN DE ELEKTRISCHE ENERGIEVOORZIENING11

georganiseerd door de Afdeling voor Elektrotechniek van het Koninklijk Instituut van Ingenieurs,

in samenwerking met de vakgroep ''Technieken van de Energievoorziening" van de Afdeling der Elektrotechniek van de Technische Hogeschool Eindhoven.

Inhoudsopgave:

I Prof.dr. L.H.Th. Rietjens,

"MEID-generatoren voor het opwekken van elektrische energie".

II Dr. Th. Bohn, dr. G. Kolb

"Gegenüberstellung von MHD-Generatoren und Gas-turbinen als Vorschaltstufen für Dampfkraftwerke".

III Dr. A.N. Greenwood,

"Technical approaches to the solution of short circuit current limiting in power systems".

IV Dr. H. Thanawala,

"Applications and design aspects of short-circuit limiting couplings".

V Prof.ir. G.A.L. van Hoek,

"Mogelijkheden voor de begrenzing van kortsluitstro-men in hoogspanningsnetten; economische aspecten".

VI Ir. K.I. Kolev,

"Achtergronden, ontwikkelingen en toekomstaspecten van de toepassing van gassen en harsen als isolatie-media".

VII Ir. G.C. van Deventer,

"Gassen en harsen in de kabeltechniek".

VIII Ir. R. Boersma,

"Isolatie en isolatiesystemen in gesloten schakel-materiaal voor de hogere spanningen".

IX Drs. H.C.W. Gundlach,

"Vacuum als schakelmedium".

X Prof.dr. F.C. Schwarz,

MAGNETOHYDRODYNAMISCHE ENERGIE-OMZETTING

L.H.Th. Rietjens

I - 1

-MAGNETOHYDRODYNAMISCHE ENERGIE-OMZETTING ~·,)

L.H.Th. Rietjens

Technische Hogeschool Eindhoven

Bij de conventionele electriciteitsproduktie gaat 60% van de op-gewekte warmte verloren. Door de ontwikkeling van een magneto-hydrody-namische generator kan warmte rechtstreeks in elektrische energie worden omgezet. Koppelt men nu een dergelijke MHD-generator aan een conventionele centrale dan kan het rendement bij de elektriciteits-produktie worden opgevoerd tot 60%. Dit betekent een besparing op brandstoffen van 33% en een aanzienlijke beperking van de thermische vervuiling van ons oppervlaktewater en de luchtverontreiniging. Het lijkt dan ook onverantwoord dat.de activiteiten in West-Europa op het gebied van MHD-onderzoek zo gering zijn.

Inleiding

De magnetohydrodynamische (MHD-) energie-omzetting kan worden benaderd als een op zichzelf staand interessant proces. In een elektrisch geleidend medium (hydro) dat in beweging is (dynamisch) in eenmagnetisch veld (magneto) worden elektrische velden opgewekt. Dit proces verdient extra aandacht omdat het mogelijkheden biedt om op grote schaal warmte in elektrische energie om te zetten. Wanneer we naar de huidige elektriciteitsproduktie kijken dan zien we dat deze produktie nog steeds overwegend plaats vindt via de door Newcomen in het begin van de achttiende eeuw geïntroduceerde stoom-cyclus. Geproduceerde warmte wordt gebruikt om stoom te maken. Door expansie drijft de stoom een turbine aan, die gekoppeld is aan een dynamo, de generator. In de generator beweegt een wikkeling van geleidend materiaal ten opzichte van een magnetisch veld waardoor in de wikkeling een inductiespanning wordt opgewekt en vervolgens elek-trische energie kan worden afgenomen.

De MBD-generator biedt nu de mogelijkheid om een aantal tussen-stadia van het hierboven beschreven proces uit te sluiten. De

stoom-"') overgenomen uit Natuur en Techniek ~ (1974)

I - 2

-cyclus en daarmee de stoomturbine kan overbodig worden. Warmte, aanwezig in de verbrandingsgassen, kan in de MHD-generator

recht-streeks worden omgezet in elektrische energie. Het directe omzettings-o

proces en de hoge aanvangstemperatuur (1700-2700 C) maken het moge-lijk het rendement van de elektriciteitsproduktie aanmerkemoge-lijk op te voeren.

Onderzoek naar alternatieve energiebronnen en alternatieve

energie-conversiesystemen tvoor energievoorziening of energieverbruik op grote schaal) dient te worden geplaatst in het totale kader van de energieproblematiek. Van nieuwe ontwikkelingen in dit gebied moet worden verwacht dat zij - bij positieve resultaten van het onderzoek

-een belangrijk aandeel (meer dan 1 procent) zullen kunnen innemen in de totale nationale energievoorziening c.q. het totale nationale energiegebruik. Daarbij moet men in overweging nemen dat de intro-ductie van nieuwe omvangrijke systemen in de energiesector een

periode van tien tot dertig jaar vergt. Het beleid ten aanzien van onderzoek op het gebied van energievraagstukken dient dan ook geba-seerd te zijn op een lange termijnplanning die een periode van ten-minste tien jaar omvat.

Bij het vaststellen van prioriteiten ten aanzien van het ₁onderzoek

moeten een aantal zaken worden geanalyseerd. Er moet bijvoorbeeld worden vastgesteld welke plaats de volledig ontwikkelde methode gaat

innemen ten opzichte van bijv~orbeeld de mondiale energiestromen, welke betekenis de methode heeft in verband met de voorraden fossiele en nucleaire brandstoffen, wat de invloed is op het ecologisch even-wicht, enz.

Gesteld kan worden dat het huidige wereldverbruik aan energie

ongeveer 0,06 x 1015 kWh/jr is. Aan zonnewarmte ontvangt de aarde ca 800 x 1015 kWh/jr. Aan winbare kolen, olie en aardgas hebben wij , totaal nog respectievelijk 56 x 1015 kWh, 4 x 1015 kWh en 3 x 1015 kWh ter beschikking. In de vorm van nucleaire brandstof (zowel

splijt-brandstof, inclusief het kweekproces als de fusiebrandstof voor de

.deuterium-deuterium reactie) is volgens onze huidige begrippen onbeperkt energie beschikbaar. Uit deze gegevens kan men terecht concluderen dat - naast de splijtbrandsto,f, zonne-energie en deuterium -ook de

I 3

-winbare kolen voorlopig voldoende energie kunnen leveren.

Daarmee is echter het probleem van de energievoorziening niet opgelost. De eisen van het natuurlijke evenwicht en van beperkte thermische en luchtverontreiniging gaan domineren en positieve bij-dragen daartoe kunnen worden verwacht van conversieprocessen met een hoog rendement. Zo zal bij het opvoeren van het rendement van elek-triciteitscentrales van 37 naar 54% the thermische vervuiling van het oppervlaktewatèr door de centrales tot minstens de helft worden terug-gedrongen. Bij verhoging van het rendement snijdt namelijk het mès ten aanzien van de thermische verontreiniging aan twee kanten. Voor gelijke hoeveelheden elektrische energie is minàer primaire brandstof nodig. Er wordt minder primaire warmte vrijgemaakt waarvan door het hogere rendement een relatief kleiner deel in het koelwater verloren gaat. MBD-centrales kunnen volgens de berekeningen werken met rendementen van 55-60%.

Het principe van een MBD-generator

Het princ~pe van een MBD-generator werd op 12 januari 1832 door Michael Faraday voorgesteld tijdens een vergadering van de Royal

Society of London. Hij was uitgenodigd voor het geven van "The Bakerian Lecture for 1832". Zijn lezing was getiteld "Experimental Researches in Electricity". Faraday had geconstateerd dat in sommige vaste stoffen een elektrische stroom wordt opgewekt wanneer deze stoffen in beweging worden gebracht in magnetische velden. Hij was ervan overtuigd dat

soortgelijke effecten in deformeerbare media (in concreto in vloeistoffen) zouden moeten kunnen optreden. Om dit te onderzoeken voerde hij experi-menten uit in het meer van Kensington Palace; hij verkreeg hiervoor de vereiste koninklijke toestemming.

Faraday veronderstelde dat het aardmagneetveld niet met de aarde meedraaide en dat het water van het meer zich met het draaien van de aarde door dit magneetveld bewoog. Aldus zou een elektrische stroom moeten worden geinduceerd. Faraday was er zich van bewust dat bij de gemaakte veronderstelling ook de meetkabel zich in het aardmagneetveld bewoog en dat de hierin opgewekte stroom het te meten effect zou tegen-werken. Hij verwachtte echter dat het verschil in geleidingsvermogen van roodkoper en water een netto effect zou opleveren. Nauwkeurige analyse van zijn.meetresultaten leverde geen positief resultaat op.

I - 4

-Faraday's volçtende stap was het stilstaande water te vervangen door het stromende water van de Thames. Hij experimenteerde

gedu-rende drie dagen bij de Waterloo Bridge; 900 voet koperen meetkabel die we gelegd over de railing van de brug, verbond de twee in het water neer-gelaten elektroden met een galvanometer. In dit experiment

beweegt een geleidend deformeerbaar medium, het Thameswater, zich in een magnetisch veld, het aardmagneetveld, waarbij door de Lorentz-kracht een elektrische stroom geïnduceerd moet worden (de bewegingsrichting van het water is niet parallel aan de magnetische krachtlijnen). Faraday schrijft over dit experiment: "I constantly obtained deflections at the galvanometer but they were irregular and were, in succession, referred to other causes that that sought for". Ondanks dit negatieve resultaat stelt hij: "Theoretically it seems a necessary consequence, that where water is flowing in a magnetic field, there electric currents should be formed", en hiermee heeft hij het principe voor de magnetohydrodynamische energieconversie vastgelegd.

Faraday's suggestie, die zonder belangrijke ontwikkelingen hon~

derd jaar is blijven liggen, is opnieuw in de belangstelling gekomen in de jaren omstreeks 1930 toen Langmuir de toestand van een heet en geïoniseerd gas als vierde aggregatietoestand introduceerde. Naast de vaste, vloeibare en gasvormige toestand onderkende hij de geïoni-seerde toestand waarin een gas geraakt bij voldoende verhitting: hij noemde deze toestand van het medium plasma. Vele experimenten zijn in de jaren dertig uitgevoerd, waarbij plasma als het bewegende en geleidende medium werd gebruikt. Deze hebben evenmin als bij

:-Faraday het beoogde resultaat opgeleverd. De nog te hoge weerstand van het plasma beperkte het geproduceerde elektrische vermogen. De sterke ontwikkeling van het plasma-onderzoek gedurende de laatste twintig jaar - een ontwikkeling die nog steeds wordt gestimuleerd door

de wens om uit het samensmelten van lichte atoomkernen nuttige energie te winnen - heeft de belangstelling voor de magnetohydro-dynamische energieconversie opnieuw vergroot. Naast de grote proef-modellen die in vele landen werken, is nu ook de eerste proefcentrale in bedrijf.

I 5

-Nadere analyse van de werking van een MBD-generator

In MBD-generatoren die op het ogenblik in aanbouw of in studie zijn voor het opwekken van elektrische energie op grote schaal, stroomt plasma dat bestaat uit een mengsel van neutrale deeltjes,

~

ionen en elektronen met een snelheid v door een magnetisch veld met

+ + + +

magnetische inductie B. Het geïnduceerde veld, E

=

v X B, treedt op tengevolge van de Lorentz-kracht op de geladen deeltjes en resulteert in een scheiding van elektronen en ionen en zodoende in een

elek-+

trische stroomdichtheid j in de generator (zie figuur 1).

Voor een ideale MBD-generator wordt het elektrische vermogen P dat kan worden geleverd gegeven door:

p _{(Apv) . { (~v} 2 _{+ C T + pV) . - (~v} 2 _{+ C T + pV) . t}}

in v in v ui (1)

Hierin is (Apv) . de per tijdseenheid binnenstromende massa. (A is in

de doorsnede van het kanaal, p de dichtheid en v de snelheid van het 2

medium.) (~v +CT+ pV). ' t is de enthalpie (de totale energie)

v in,ui

per massa-eenheid van het stromende plasma aan de ingang respectie-velijk de uitgang van de MBD-generator. We zien dat binnenstromende energie van het plasma is opgebouwd uit drie componenten: kinetische

2

energie ~v , warmte C T (C is de soortelijke warmte en T de tempe-v v

ratuur van het plasma) , en potentiële energie pV (p is de druk en V het specifieke volume van het plasma) •

Formule (1) geeft aan dat een deel van de in het plasma

2 2 2

aanwezige kinetische energie (~v ) . - (~v ) 't _ ~~v , een deel

in Ul

van de warmte ~C _v T en een deel van de potentiële energie ~pV wordt omgezet in elektrische energie (de hier gespecificeerde energieën zijn gegeven per eenheid van massa van het doorstromende plasma) . De hoge aanvangstemperaturen, T. , (minimaal 1500

°c

bij gebruik

in

van geavanceerde gasgekoelde kernreactoren en minimaal 2000

°c

bij gebruik van fossiele brandstoffen) geven de mogelijkheid tot een belangrijke rendementsverbetering. Immers, het maximaal te bereiken rendement n wordt op natuurlijke wijze begrensd door de verhouding van de absolute temperaturen waartussen de installatie werkt:

I - 6 -n T . 1 _ uit T. (2) in

Voor de configuratie van een MBD-generator zoals deze in figuur 1 is gegeven (de "gesegmenteerde Faraday mode") kan het totaal uit-wendig te leveren elektrische vermogen worden benaderd door:

p _{Vol a v} 2 _{B k (1 - k)} 2 ₍₃₎

Hierin is Vol het volume van het MHD-kanaal, a het elektrisch ge-leidingsvermogen van het plasma, v de snelheid van het medium, B de magnetische inductie, en k de belastingsfactor van de generator.

Een hoog magnetisch veld, een hoge snelheid van het plasma en een goed elektrisch geleidingsvermogen resulteren in een hoog vermo-gen P. De bij Moskou gebouwde modelcentrale

3

heeft een MHD-kanaal met een volume van 1,5 m • De magnetische in-ductie in het kanaal is 2 T en de snelheid van het plasma is 1000 m/s. Met een geleidingsvermogen van 20 Siemens/ra (1/Qm) en een belastingsfacto1

0,7 komen we met formule (3) tot een elektrisch vermogen van 25 MW.

Zoals reeds geschreven is, kunnen MBD-generatoren het conversie-rendement van elektrische centrales belangrijk verhogen. Conversie, via het MBD-principe, is aan te bevelen, omdat thermische energie van een gas of vloeistof zonder tussenstappen (een turbine of roterende generator) in elektrische energie kan worden omgezet. Het systeem biedt technische voordelen omdat bewegende delen niet in contact komen met het medium op hoge temperatuur. Hierdoor kunnen in vergelijking met conversiesystemen met draaiende delen hogere temperaturen toege-past worden, wat leidt tot verhoging van het rendement. Bovendien zijn MBD-generatoren in staat grote vermogensdichtheden te leveren. Uit formule (3) is te zien dat de vermogensdichtheid evenredig is met het elektrische geleidingsvermogen en met het kwadraat van de magne-tische inductie. Om voldoende geleidingsvermogen te realiseren zal de temperatuur van het medium, afhankelijk van het gebruikte systeem, variëren tussen 1500 en 2700

°c.

I 7

-Het onderzoek.

In het huidige onderzoek zijn momenteel twee hoofdrichtingen te onderscheiden: i) de open systemen waarbij fossiele brandstoffen wor-den gebruikt en temperaturen tot 2700

°c

worden bereikt, en ii) de gesloten systemen waarbij een edelgas met een temperatuur van ca

1700

°c

het actieve medium is.

Een grote MHD-proefcentrale, de U-25, is in bedrijf gesteld bij Moskou. De centrale is ontworpen om 25 MW elektrisch te leveren aan het electriciteitsnet van Moskou. Deze proefcentrale is een onderdeel van het Russische programma dat erop gericht vóór 1985 een commerciële (tot 1000 MW elektrisch) MHD-centrale

te bouwen. Het schema van een dergelijke centrale is gegeven in figuur

2. Aardgas wordt hier met voorverwarmde lucht, die verrijkt is met zuur-stof, verbrand tot temperaturen van maximaal 2700

°c.

•Een makkelijk te ioniseren inzaai (bijvoorbeéld kaliumcarbonaat (K

2

co

3)) wordt toegevoegd om het geleidingsvermogen van het plasma te verhogen. Een inzaaiconcentratie van 0,1 procent is voldoende. Het door de MHD-generator geleverde gelijkstroomvermogen wordt omgezet in wissel-stroom. Het verbrandingsgas dat uit de MHD-generator komt is nog heet genoeg om een conventionele stoomcentrale te bedr_ijven. Nadat het verbrandingsgas warmte aan de stoom heeft afgegeven, wordt het via een schoorsteen afgevoerd: open systeem. De MHD-generator -thermodynamisch werkend tussen 2700 en 1700

°c-

is zodoende

een "topper" van het totale conversiesysteem. Het totale rendement van een dergelijke centrale met een elektrisch vermogen van 1000 MW is berekend op 55-60 procent.

Belangrijke experimentele resultaten zijn bereikt in de U0-2 machine, de voorloper van de U-25. De U0-2 heeft maximaal een

elektrisch vermogen van 1 MW geleverd en heeft gedurende 15.000 uur met succes gewerkt.

I - 8

-In het U-25 project is de eerste fase van onderzoek succesvol afgesloten. De maximale bedrijfstijd per cyclus is 100 uur geweest; het maximale vermogen 13 MW elektrisch. Gedurende de volgende

fasen van het onderzoek zal het vermogen in continu bedrijf wor-den opgevoerd tot 25 MW.

Het Amerikaanse MBD-progranuna waarvoor in 1975 14.000.000 dollar be-schikbaar is en in 1976 28.500.000 dollar wordt verwacht, is voornamelijk gericht op componenten van MBD-centrales. Er is een Amerikaans-Russische samenwerking tot stand gekomen die onder meer zal resulteren in de instal-latie van een in Amerika ontworpen MBD-kanaal in de Russische U-25 generat De ontwerp-parameters voor dit kanaal zijn 18 MW elektrisch gedurende 100 uur.

De gesloten MBD-generatoren werken in hoofdzaak met edelgassen. De minimum temperatuur waarbij deze systemen kunnen werken is ca 1500

°c

hetgeen aanmerkelijk lager is dan de vereiste temperatuur bij de open systemen. Dit is mogelijk omdat bij gesloten

MHD-generatoren die in bedrijf zijn, twee temperaturen kunnen optreden: een gastemperatuur van bijvoorbeeld 1700

°c

en gelijktijdig een elektronentemperatuur van bijvoorbeeld 2700

°c.

De elektronentem-peratuur bepaalt met de toegevoegde inzaai (bijvoorbeeld 0,1 pro-cent cesium) het geleidingsvermogen. Het onderzoek van gesloten MBD-systemen is in eerste instantie gericht geweest op de HTGR, de hoge temperatuur gasgekoelde reactor als warmtebron. Een commer-ciële gasgekoelde reactor met een bedrijfstemperatuur van 1700

°c

is echter gedurende de eerste 10 à 15 jaar niet te verwachten.

Als warmtebron voor de gesloten systemen wordt momenteel pri-mair fossiele brandstof gezien. De verbrandingswarmte wordt via een warmtewisselaar aan een edelgas toegevoerd. Het grootste project op dit gebied wordt uitgevoerd bij General Electric Company te

Philadelphia in Amerika. Een warmtewisselaar met een vermogen van 3 MW thermisch wordt momenteel beproefd en zal bij succes leiden tot de bouw van een warmtewisselaar van 50 MW (z;Le figuur 3) . Als toekoms-tige warmtebronnen voor gesloten MBD-generatoren kunnen worden genoemd: a) geconcentreerde zonne-energie, b) de HTGR, de hoge temperatuur gas-gekoelde reactor, en c) fusiereactoren.

I - 9

-Gericht fundamenteel onderzoek

Ondersteuning aan bovengenoemde grotere projecten wordt gegeven door gericht fundamenteel onderzoek dat in een groot aantal institu-ten, waaronder universiteiinstitu-ten, wordt uitgevoerd. In het bijzonder worden die deelprocessen onderzocht die nog niet goed begrepen zijn. Om een idee te geven van de problemen die worden onderzocht worden

er hier enkele genoemd:

- In hoeverre kan een speciale kanaalgeometrie met specifieke, bij-voorbeeld cilindervormige elektroden de werking van de generator verbeteren.

- Wat kan er gedaan worden om de emissie van de elektrische stroom bij de elektroden te bevorderen.

- Wat is de oorzaak van de in het plasma optredende fluctuaties en wat kan er gedaan worden om deze fluctuaties te onderdrukken.

Langs deze weg kan de werking en dus het rendement van de MHD-generator worden verbeterd.

Bij dit type onderzoek maakt men veel gebruik van plasmabran-ders. Met behulp van een plasmabrander kan men op relatief een-voudige wijze beschikken over een plasmastroom met gewenste para-meters. Het betreffende gas wordt door de brander gevoerd en in de brander wordt het gas geïoniseerd en verhit met behulp van een elek-trische ontlading. Het uit de brander gestuwde plasma wordt door het MHD-kanaal geleid. In experimenten worden plasmastralen met de volgende parameters gebruikt: Mach-getal (verhouding van de

snelheid van het plasma en de geluidssnelheid onder gegeven' plasma-condities). i.c. 1,2, stagnatiedruk (druk die het plasma zou hebben nadat het isentropisch tot stilstand is gebracht) i.c. 8 atm,

stagnatietemperatuur (temperatuur die het plasma zou hebben nadat

het isentropisch tot stilstand is gebracht) i.c. 2500

°c.

Het.onderzoek in Nederland op het gebied van MHD-conversie is geconcentreerd aan de Technische Hogeschool te Eindhoven. Het onder -zoek is gericht fundamenteel. De plasmastroom wordt hier gemaakt met behulp van een 12 m lange schokbuis. Twee diafragma's scheiden de

hoge-druk sectie, gevuld met helium tot 10 atm, van de lage-druk

l - lU

-cesium. Zodra de diafragma's breken treedt een schokgolf op in het testgas en wordt het argon-cesium-mengsel gecomprimeerd en verhit tot een plasma

met een stagnatietemperatuur van 2700

°c.

Het hete plasma stroomt door het

MHD-kanaal waarin een magneetveld is aangelegd met een magnetische inductie van 3,6 T. In deze generator is gedurende korte perioden een elektrisch vermogen van 1400 kW opgewekt (figuur 4).

Toekomstverwachtingen

De principiële mogelijkheid van MHD-energieconversie is duidelijk aan-getoond alsmede de potentiële mogelijkheid van een hoog conversie-rendement. Belangrijk ontwikkelingswerk op het gebied van de technologie bij hoge

temperaturen wordt momenteel gedaan, voornamelijk in Rusland, Amerika en Japan. In Rusland is het werk gericht op MHD-centrales voor piek- en basisbelasting. In Amerika is het werk in eerste instantie gericht op MHD-centrales voor noodsituaties en piekbelasting. Bijzondere aandacht wordt daarbij besteed aan de ontwikkeling van supergeleidende magneten voor de noodzakelijke velden met een magnetische inductie tot 8 T. Ook de corrosie van de elektroden (bijvoorbeeld koper, met cesium bedekt wolfraam of inconel)

en van de isolatiewanden (bijvoorbeeld aluminiumoxyde) vraagt verder onde

r-zoek. Vermeldenswaard in deze zijn de resultaten die bereikt zijn aan de universiteit te Tennessee (VS). Bij de verbranding van kolen in een open MHD-generator beschermt de gloeiende en vloeibare sintellaag de elektroden

en de wanden van de generator. De vloeibare sintellaag die tijdens het in

bedrijf zijn van de installatie regelmatig wordt vervangen, heeft geen nadelige invloed op het energie-conversieproces.

Ondersteunend MHD-onderzoek vindt in veel meer landen plaats. De

activiteiten in West-Europa zijn echter op dit gebied onverantwoord laag.

Het onderzoek beperkt zich in West-Europa tot geringe inspanning op het gebied van de gesloten systemen. De huidige resultaten, in het bijzonder

bereikt in Rusland met de U0-2 en U-25-installaties en in Amerika met

de Mark V en de LORHO-~achines wettigen het ontwerp en de bouw van de

eerste generatie MHD-centrales.

Bij verdere succesvolle ontwikkeling van de magnetohydrodynamische

energieconversie, welke naar schatting nog tien jaar zal vergen, zal het

I 11

-kunnen worden opgevoerd naar 60 procent. Dit betekent een besparing op brand-stoffen van 33 procent en een inperking van de thermische vervuiling tot 50 procent. De hoge verbrandingstemperaturen bieden verder mogelijkheden tot beperking van de luchtverontreiniging.

Literatuur

- MHD Electrical Power Generation, 1972 Status Report, Atomie Energy Review, Vol. 10, IAEA, Vienna, 1972.

- Scientific American, September 1971, January 1974.

- Resources and Man, National Academy of Sciences, 1969.

I - 12 -I + R

. -:-/j

/ . 1

1

1 1

Figuur 1: Het principe van een gesegmenteerde MHD-generator .. v is de snelheid van het plasma, B de magnetisch inductie, I de stroom door het generatorsegment en R de belasting van dit segment.

-+

De elektrische stroom (j) in het kanaal geeft met de magnetische

-+ -+ -+

I - 13 -Schoorsteen ClSIUM Kalium MHD <lENf.RATOR Brandstof ~----0_{rander1---~~---11} Lucht wissel-richter stoom-ketel Stoomturbine l'OMP koel-water synchroon-generator

Figuur 2: Een schema van een open MHD-centrale in combinatie met een

conventionele centrale. In de brander wordt voorverwarmd gas

0

met zuurstofrijke lucht verbrand tot 2700 C. Het hete plasma wordt door het MHD-kanaal gevoerd. Daarna wordt het plasma, dat nog een temperatuur van 1700

°c

heeft, gebruikt om een stoomturbine aan te dri jven.

I - 14 -expansie-kanaal . ' MHD-kanaat en magneet verwarmd argon-gas \ warmtewisselaars \ 1

Figuur 3: .Een·overzicht van een toekomstige 2000 MW· (thermisch) centrale. Het is een gesloten MHD-systeem in combinatie met een conven-tionele stoomcentrale. r:ie warmte van de verbrandingsgassen wordt cyclisch toegevoerd aan de vier aluminiumoxyde wisselaars. Na accumulatie van de warmte wordt een

warmte-wisselaar leeg gepompt en doorstromend argongas voert vervolgens de warmte naar de MHD-generator.

E E 0 0 0 " E E 0 0 0

•

1

Q) .. _.µ

"

,

_. u Q) Ul ..\<! ;j H 'Ö 1· Q) tJ'> 0 ::c: I - 15 -)..j .--l 0 <ll .µ .µ <ll <ll <ll .:: Ul _::> <ll

."

~ . : ..\<! .:: ₀ ;j Q

."

u ~ 1 <ll H _::> 0 0 _H :> <ll <ll z lUW "l l Ul <ll .§, <ll )..j ~ <ll ·rl Q .:: <ll <ll )..j ..\<! .--l . Q) tJ'> ~ • :r: .:: Q) ::> 0 1 Ul (.)

Figuur 4: Een schema van de schokbuisgenerator. Bij de aanvang van het experiment zit het argon-cesium testgas in de lage druk sectie.

Wanneer de magneetspoelen bekrachtigd zijn worden de diafragma's

gebroken. Het testgas wordt dan door het hoge druk heliumgas gecomprimeerd en verhit tot de vereiste temperatuur.

GEGENUBERSTELLUNG VON MHD-GENERATOREN UND GASTURBINEN ALS VORSCHALTSTUFEN FtiR DAMPFKRAFTWERKE

T. Bohn, G. Kolb

Programmgruppe Systemforschung und Technologische Entwicklung der Kernforschungsanlage Jülich GmbH, D 517 Jülich, Postfach 1913, Tel (02461) 616363

n-1

1. Einleitung

In Zukunf t wird man bei der Konzeption von Kraf twerken nicht nur die Stromgestehungskosten minimieren wollen, sondern auch auf die Probleme derVersorgungssicherheit und der Umweltbelastung

Rücksicht nehmen. Die zwei letzt genannten Kriterien gaben mehr und mehr AnlaB, sich Kraftwerkskonzepten zuzuwenden, die den Brennstoff optimal nutzen, d.h. hohe Wirkungsgrade haben.

Eine Ubersicht über mögliche Konzeptionen für Kraftwerke mit hohen Wirkungsgraden muB auch MHD-Kraftwerke berücksichtigen. Beim

Vergleich von MHD-Kraftwerken und konventionellen Kraftwerken t r i t t dabei ein prinzipielles Problem auf. Dieses Problem ergibt sich aus den weniger genau bestimmbaren Kosten und Wirkungsgra-den bei Wirkungsgra-den noch nicht erprobten MHD-Kraftwerken. Wir sind da-bei von absolut funktionsf ähigen MHD-Geheratoren und plausiblen Kostenansätzen ausgegangen. Bei konventionellen Kraftwerken wur-den bekannte Kosten eingesetzt.

Zwei Gesichtspunkte müssen bei der Beurteilung von MHD-Kraf twer-ken vorab noch erwähnt werden.

1. Alle neuentwickelten Kraftwerkskonzeptionen müssen in Konkurrenz zu den jeweilig wirtschaft-lichsten Systemen treten. Derzeit sind die Strom-gestehungskosten der Kernreaktoren, d.h. der Leichtwasserreaktoren die niedrigsten.

2. Die Brennstoffkosten steigen derzeit unpropor-tional stärker an als die Kapitalkosten. Das be-deutet auf alle Fälle, daB ein Trend existiert, der teure Kraftwerke mit hohen Wirkungsgraden

bevorzugt. ·

Bei den nachfolgenden Ausführungen muB berücksichtigt werden, daB an vielen Stellen nur Schätzungen weiterhelfen. Dies gilt insbesondere für die sehr unkonvehtionellen Komponenten wie z.B. Supraleitermagnet und Höchsttemperaturwärmetauscher.

2. Die betrachteten Kraftwerkskonzepte

Abb. 1 aus (1) zeigt die Prinzipschaltung eines modernen Dampf-kraftwerks (DKW) mit einem Nettowirkungsgrad von 41%. Diese Kraftwerke sind heute rnit ihren ProzeBdaten (siehe Abb. 1) an der Grenze der technischen Verbesserungsfähigkeit, da die T. ur-binenmaterialien keine höheren Temperaturen für den Langzeitbe-trieb zulassen.

Dieser Wirkungsgrad läBt sich durch Anheben der oberen ProzeB-tempera tur verbessern, wobei die hohen Temperaturen durch andere Aggregate ausgenützt werden, so daB die Dampfturbine selbst nur mit zuträglichen Te~peraturen belastet wird. Als Vorschaltstufen bieten sich offene Gasturbinen (GT) an, aber auch MHD-Generatören vom effenen und geschlossenen Typ, wie sie im Vortrag von

II- 2

In den nachfolgenden Ausführungen werden stets eine thermische Brennkammerleistung von 1000 MJ/sec und ein Brennkammerwirkungs-grad von 98% zugrunde gelegt. Der B5ennstoff ist immer Erdgas mit einem Heizwert von 7500 kcal/Nm bzw. 9080 kcal/kg und es

ist nur von Grundlastanlagen die Rede.

Abb. 2 zeigt eine kombinierte GT-DKW-Anlage. Als Spitzenlast-aggregat arbeiten.Gasturbinen i.a. ohne Abwärmenutzung und er-reichen wegen des Kompressors nur einen WirkUngsgrad von 27-29%,

zeichnen sich aber durch Einfachheit und Billigkeit aus. Für den GT-DKW-ProzeB wurden eff ektive Flammtemperaturen von 1200 K bis 1273 K (Ë 1000°c) zugrunde gelegt. Diese Flammtem-peraturen werden durch eine überstöchiometrische Verbrennung

(etwa 3-facher LuftüberschuB) erreicht. Die GT-Austrittstempera-turen müssen hoch genug sein, urn vernünftige Abmessungen für den Dampferzeuger zu gewährleisten. Bei einer oberen Dampf-prozeBtemperatur von 53o0c ~ 800 K und einer Temperaturspanne von 150 K darf die Flammgasternperatur nach der GT nicht.

wesent-lich unter 950 K sinken. Mit einem isentropen. Turbinenwirkungs-grad (= Verhältnis der tatsächlich gewonnenen elektri~chen Leistung zur isentropen Enthalpiedifferenz) von 90% i.st mit

der Flammtemperatur auch der Brennkammerdruck festgelegt. Dieses GT-DKW-Konzept hat die geringste Zahl variabler Parameter.

Da bei allen hier betrachteten Kraftwerkskonzepten die Eintritts-temperaturen in den Dampferzeuger liber 950 K liegen, wird der Bruttowirkungsgrad (ohne Abzug des Eigenbedarf s) des DKW auf 42% gesetzt. Generell werden allen elektrischen Bruttoleistungen 5% Eigenbedarf abgezogen.

Zu den beiden MHD-Anlagen der Abb. 3 und 4 sind einige grundsätz· liche Bemerkungen notwendig:

Abgesehen von den hohen Flammtemperaturen, beim Verbrennungsgas-MHD-Generator (VG-MHD) liber 2800 K und bei der fossil beheizten Edelgas-MHD (EG-MHD) liber 2300 K, sind die MHD-Aggregate kompli-zierte Aggregate, weil viele Parameter die physikalischen Vor-gänge beeinflussen, wobei die EG-MHD wegen der Nichtgleichge-wichtsionisation in manchen Bereichen sehr empf indlich von den Parametern abhängt. Als wesentliche variable GröBen, die die Energiewandlung und damit die Kanalabmessungen und schlieBlich auch die ökonornie festlegen, treten der Anfangsstagnationsdruck, die Strömungsgeschwindigkeit, der Lastfaktor und vor allem die magnetische Induktion auf. Weitere Parameter, die aber konstant gesetzt sind, werden im nächsten Kapitel erwähnt.

Abb. 3 zeigt einen offenen VG-MHD-Generator. Nach der Druck-Bren1 kammer kommen Düse, MHD-Generator und Diffusor. Die Abwärme muB die Luft hoch vorwärmen (bis 2000 K), urn hinreichend hohe Flamm-temperaturen zu gewährleisten. In die Brennkammer wird auch das Saatmaterial (eine wässrige K₂co

3-Lösung, Gewichtsverhältnis 1 :1 Kalium-Anteil im Massenstrom 1%) eingespritzt, das möglichst vollständig vor dem Kamin wieder zurückgewonnen werden soll. Nach dem Luftvorwärmer ist das Gas mit knapp 1700 K für den Dampferzeuger heiB genug. Mit 450 K~ 180°c t r i t t das Gas in den

II- 3

Saatabscheider und eine Reinigungsstrecke, bevor es den Kamin verläBt.

Ein Kompressor komprimiert die Luft - für den Grundlastbetrieb natürlich nicht

o

2 - angereichert - auf den Brennkammerdruck, bevor sie im Luftvorwärmer auf etwa 2000 K vorgewärmt wird. Mehr ist für den Dauerbetrieb mit der derzeitigen Technologie nicht zu erreichen, obwohl es wünschenswert ist, denn die ökonomie wird mit fallender Luftvorwärmung deutlich schlechter.

Für die VG-MHD ist noch festzuhalten, daB durch die sehr hohen ProzeBtemperaturen und durch das Saatmaterial die Kanalwände durch Korrosion beeinträchtigt werden, während in den kälteren Anlageteilen sich K₂

to

3-Ablagerungen bilden. Solche S~hichten können den Wärrneübergang in Wärrnetauschern beeinträchtigen. In den später erläuterten Rechnungen wurde angenornmen, daB solche Ablagerungen verrnieden werden können.

Abb. 4 schlieBlich zeigt den indirekt fossil befeuerten EG-MHD-Kreislauf. Wegen der irn Vergleich zurn Verbrennungsgas verschie-denen physikalischen Vorgänge irn 1-atornigen Edelgas-Caesiurn-Ge-misch - Prof. Rietjens geht ausführlich darauf ein - reichen

schon wesentlich niedrigere Proze.Bternperaturen urn 2000 K für eine hinreichend hohe Energiewandlung aus. In den ursprüngl~chen

Vorstellungen war eine direkte Aufheizung in einem gasgekühlten Hochternperatur-Reaktor vorgesehen, aber solch hohe Reaktoraus-tri ttsternperaturen sind auf absehbare Zeit nicht in Sicht, so daB auf eine ind~_rekte Aufheizung ausgewichen werden muB, wo-mi t aber Wirkungsgradeinbu.Ben auftreten, da man nicht die ge-samte Brennstoffleistung in den Sekundärkreislauf bekommt. Ein Gebläse bringt die Luft auf den Brennkammerdruck von 1,3 bar, wobei die Luft noch vorgewärmt wird. Die Temperaturdiffe-renz zwischen dem Eintritt des Edelgases in den Edelgas-Wärme-tauscher (EG-WT) und dem Flammgas arn Ende des EG-WT ist ein Parameter, der den Wirkungsgrad und die ökonomie wesentlich be-einflu.Bt. Für den anschlieBenden Luftvorwärmer (LuVo) wurde

angesetzt, daB die Ternperaturdifferenz zwischen der vorgewärmten Luft und dem Flammgas beim Eintritt in der LuVo mindestens 150 K betragen soll. Aus dieser Forderung heraus, sind die Abgastem-peraturen verhältnismäBig hoch, etwa 560 K, was den Wirkungs-grad nochmals herabsetzt.

Zurn geschlossenen Edelgas-Kreislauf ist zu sagen, da.B die obere ProzeBtemperatur immer 2000 K beträgt und daB 2-stuf ig mit

einer Zwischenkühlung komprimiert wird. 3. Physikalisch-technische Auslegungen

Da alle vorgestellten Aggregate rnit Erdgas befeuert werden, sind alle Rechnungen an 2 Chemieprogramme gekoppelt, von denen eines die jeweils notwendigen thermischen, kalorischen und elektrischen Parameter als Funktion von Druck und Temperatur berechnet. Das zweite Programm berechnet die Flammtemperatur als Funktion von

II- 4

Luftvorwärmung und Stöchiometriefaktor (letzteres im Falle der GT, sonst liegt nur stöchiometrische Verbrennung vor). Die Grundlagen sind ausführlich in (2) und (3) dargelegt. Die Luft-kompression und die Luftvorwärmung für Temperaturen unter 1500 K wurden nach (4) berechnet. Für die Luftvorwärmung über 1500 K wurden die Enthalpiewerte aus den JANAF-Tables interpoliert. Die Strömung und die Energiewandlung in den MHD-Generatoren wurde mit Hilfe quasieindimensionaler Strömungsgleichungen

be-schrieben, wobei Reibung, Wärme- und Strahlungsverluste sowie die endliche Segmentierungsbreite der Elektrodenwände

berück-sichtigt wurden (6) - (10).

Für den Fall der VG-MHD umf assen die Strömungsg1leichui:igen,

wo-bei hier stets chemisches Gleichgewicht vorausgesetzt wurde, eine verlustlose isentrope Düsenströmung, eine detaillierte Kanalströmung mit dem effektiven Ohrnschen Gesetz nach

Hurwitz-Kilb-Sutton (7) • sowie die Zustands-, Energie-, Impuls- und

Kontinuitätsgleichungen. Der Einfachheit halber wurde eine Expansion mit konstanter Geschwindigkeit vorausgesetzt.

Für alle MHD-Kanäle wurde das Segmentierungsverhältnis

(=Elek-troden- + Isolatorbreite zu Kanalbreite) gleich 0,1 gesetzt.

Für die EG-MHD sind wegen der gegenüber den schweren Gasteilchen erhöhten Elektronentemperatur die physikalischen Bedingungen wesentlich komplizierter, wobei dieser Nichtgleichgewichtseffekt

noch durch Schwingungen des Elektronenzustands, die sog. elektro

thermischen Instabilitäten beeinträchtigt werden kann. Der Ein-fluB dieser Effekte sowie die endliche Segmentierung wurden mit Hilfe der Formeln aus (8) und (9) für das effektive Ohrnsche Ge-setz und die Elektronentemperatur beschrieben, wobei Relaxations effekte vernachlässigt wurden.

Hinter dem MHD-Generator wurde die Diffusorströmung nach der Theorie ven Shapiro (11) berechnet, wobei ein adiabatischer Diffusor mit einem Wirkungsgrad von 90% für den Druckrückgewinn zugrunde gelegt wurde.

Die MHD-Strömungen expandieren von einem parametrisch

vorgegebe-nen Anfangsdruck auf einem Diffusor-Enddruck, der im Falle der

VG-MHD 1,3 bar betrug und bei der EG-MHD frei variiert wurde. Für alle Wärmetauscher (WT) wurden Druckverluste berücksichtigt und zwar für die groBen WT und Dampferzeuger wurde 7f=1,03 und für den Zwischenkühler bei den Edelgas-Kompressoren wurde

JT

=1,01 gesetzt.

Parameter für die VG-MHD: Brennkammerdruck

Vorwärmtemperatur der Luft Magnetische Induktion B

Machzahl arn Kanalanf ang

Lastfaktor K 5-10 bar 1500-2000 K 5-7 Tesla 0,8-1,3 0,75-0,80

II-5

Gasgeschwindigkeit, K und B sind konstant entlang des Kanals.

Parameter für die Edelgas~MHD:

Anf angs-Stagnationsdruck 4-10 bar

Dif fusor-Enddruck

Magnetische Induktion B f'1achzahl M

beliebig, meist 1 bar

4-7 Tesla 0,9-1,3 Lastf aktor

K, M und B

K O, 75-0, 85

sind konstant entlang des Kanals. 4. Kostenberechnungen

Die Kostenberechnungen für MHD-Anlagen sind sehr problematisch, weil die Schätzungen für die Baukosten von nichtkonventionellen Bauteilen, wie Supraleitermagneten und Höchsttemperatur-Wärme-tauschern mit groBen Fehlergrenzen behaftet sind. Diese Kom-ponenten bestimmen aber ganz wesentlich die Investitionskosten und daher sind diese weitgehend von den gleichen Unsicherhei-ten geprägt.

Für die VG-MHD werden die Kostenf ormeln und das Berechnungsver-f ahren von (12) angewandt, wobei die Kosten von AnBerechnungsver-fang 1974 auf Anfang 1976 aktualisiert, d.h. mit dem Faktor 1,28 multi-pliziert wurden. Soweit übertragbar, wurden diese Formeln auch für die EG-MHD genomrnen, insbesondere die Magnetkostenberech-nung. Eine wesentliche Abweichung von (12) war die Berechnung der WT-Kosten, die etwas mehr präzisiert wurde:

Für die spezif ischen Kosten pro übertragener Wärmeleistung wurde die Formel

Spez. Kosten

=

a/ (p· AT) DM/(kJ/sec)

angesetzt.

p ist ein mittlerer Druck der wärmeübertragenden Seite

(Flamm-gas) in bar und

AT

eine mittlere Temperaturdifferenz (in K).

Der Koeff izient a ist eine WT-Materialfunktion und von der Maximalternperatur abhängig (13):

VG/Ar-WT: 70000 6, a ~ 80000

VG/Luft : 50000 ~ a :!!::. 60000

Ar/H₂0 (Zwischenkühler): a

=

30000

Für aie später zitierten Ergebnisse wurde a gleich 70000, bzw. 50000 gesetzt.

Für die Brennkammer des indirekt beheizten EG-MHD wurden 2 DM/ {kJ/sec) und für den MHD-Kanal inklusive Düse und Diffusor 10 DM/kW(MHD) anqenommen. Die spezifischen Kosten des ange-koppel ten DKW sind generell 500 DM/kW (DKW) .

Die aufaddierten Kraftwerkskosten X wurden mit dem Faktor 1 ,3

multipliziert, urn auch das Engineer~ng und die Zinsen während

der Bauzeit zu berücksichtigen: Die gesamten spezifischen

II-6

s

_p 1 3·X , . l'

Pel [ DM/kw], Pel

= gcsamte elcktr lsche Lc.d.stung Die Brennstoffkosten für Erdgas sind derzeit 23 DM/Gcal bzw. b

=

2 Dpf/3600 kJ.

Die Stromgestehungskosten als Funktion der Jahresauslastung T (in h/a) wurden nach folgender Formel berechnet:

100.Annuität·S S (Dpf /kWh) = T 1'J =Netto-Anlagenwirkungsgrad

=

Ll'le Annuität

=

16% +

~

+ b' , b'

=

0,1

effektiv abgegebene elektr.Leist. thermische Brennstoff leistung

Die dem GT-DKW zugrunde gelegten spezifischen Anlagekosten X /~

₁

betragen 850 DM/kW. P e

5. Diskussion der Ergebnisse

Das GT-DKW als derzeitiger Stand der Technik direkt hier als Bezugskraftwerk. Der einzige echte Variationsparameter ist die Flammtemperatur, da die Turbinenaustrittstemperatur etwa 950 K betragen soll.

Die nachf olgende Tabelle zeigt die Nettowirkungsgrade und Strom-gestehungskosten (Dpf/kWh) von 4000-8000 Jahresstunden

Auslastung (TTE = T (GT-Austritt»

To(K) _EX) (bar) TTE(K) ~ _Ne (%' 4CXX) 5CXX> 6COJ 7CXX) 8CXX)

1273 4,8 952 44,89 8,88 8,01 7,43 7 ,01 6,70

1250 4,4 951 44,08 8,96 8,09 7,51 7,09 6,78

1225 4,0 950 43, 14 9,06 8' 19 7,60 7' 19 6,88

1200 3,6 951 42,06 9, 18 8, 31 7,72 7,31 6,99

Bei der VG-MHD wurde die Luf tvorwärmung als übergeordneter Para-meter genonunen und gleich auf den Maximalwert 2000 K gesetzt.

Dort liegt auch das Kostenoptirnum, da bei niedrigerer Luftvor-wärmung und sinkender Flarruntemperatur die elektrische Leit-fähigkeit schnell abfällt.

Wegen des groBen Ternperaturunterschieds zwischen der Luft und dem heiBen, wenn auch drucklosen Flarrungas ist der LuVo sehr kompakt und kostet nur etwa 17,5-18 MDM.

Das einzige wirklich teure Aggregat ist der Supraleitermagnet (SLM), der in der GröBenordnung 100 MDM zu Buche schlägt und alle anderen Investitionskosten urn 1/2 bis 1 GröBenordnung übertrifft. Es ist daher klar, 4aB die Kanäle möglichst kurz

sein rnüssen und daher hohe magnetische Induktionen und niedrige Lastfaktoren bevorzugt werden, weil beides die Kanäle wesentlich verkürzt. Deshalb darf es nicht verwundern, daB trotz der hohen Brennstoffkosten nicht die Kanäle mit dern besten Wirkungsgrad

II-7

ökonomisch sind, sondern kurze Kanäle bei niedrigern Anfangs-druck und transsonischer Strömung~ Die folgende Tabelle zeigt Wirkungsgrad, Kanallänge und Stromgestehungskosten von

4000-8000 h für die 3 kostengünstigsten Kanäle, die bei einer Luftvorwärmung von 2000 K mit 7 Tesla arbeiten:

p K M

_11Nef'%)

L (m) 4000 5000 6000 7000 5

o,

_{75 1 '1 46, 10 4,4} 9,78 8,70 7,98 7,47

5 0,80 1 '1 46,87 5,9 9,87 8,76 8,02 7,49

6

o,

75 _{1 '1 47,26 6,5} 9,90 8,78 8,03 7,49

Die 3 kostengünstigsten Kanäle bei einer Luftvorwärmung auf 1900 K treten ebenfalls bei 7 Tesla auf:

p K M

~N/%

L (m) 4000 5000 6000 7000 5 O, 75 1 '1 45,71 5,55 9,96 8,86 8,12 7,59 5

o,

75 1,2 45,45 5,5 10,00 8,89 8,15 7,62 5 0,80 1 '1 46,44 7,5 10, 11 8,96 8,20 7,65 8000 7 ,09 7,09 7,09 8000 7,20 7,22 7,24

Der indirekt gefeuerte Edelgas-Kreislauf hat 2 kostenkritische Anlageteile, nämlich den SLM und den WT. Wegen eines hohen Wir-kungsgrades sollte der WT mit einer möglichst geringen Tempera-turdifferenz zwischen dem Edelgas und dem Flarnmgas arbeiten. Andererseits sind gemäB der WT-Kostenformel bei thermischen Ubertragungsleistungen von 1000 MJ/sec WT-Kosten in der GröBen-ordnung van 100 MDM zu erwarten, so daB diese Temperaturdifferenz sehr wesentlich ist und man auch hier erwarten muB, daB die opti-malen Kosten nicht beim höchsten WLrkungsgrad auftreten.

Aus MHD-physikalischen Gründen is~

₂

~e~en des gE~~e~ Elektronen-StoBquerschnitts van Helium (5.10 m zu 5.10 m bei Argon) die En~rgiewandlung mit Argon als Arbeitsgas bei sonst gleichen Parametern immer besser. Sie setzt bei Helium erst ab 8 Tesla ein (14). AuBerdem liegt die optimale Caesiumkonzentration in Argon bei 1°/oo tind bei Helium bei 5°/oo (10), was die unbedingt notwendige Saatabscheidung im ersteren Fall sehr begünstigt. Helium hat aber den Vorteil, daB die WT etwa um den Faktor 3 kleiner und billiger ausfallen.

Vorweggenomrnen kann gleich festgehalten werden, daB das Kosten-optimum bei einer Temperaturdifferenz von 400 K zwischen dem Argon-Eintritt in den WT und der Flamrngastemperatur am WT-Aus-t r i WT-Aus-t WT-Aus-t liegWT-Aus-t.

Man kann nun eine schnelle und einfache Wirkungsgrad-Abschätzung dieses Kraftwerk-Konzepts durchführèn, indem man den MHD-Genera-tor dure~ eine Turbine mit entsprechendem isentropen Wirkungs-grad ~· von 0,60 bis 0,75 ersetzt und die erreichbaren

Netto-wirkun~Hgrade als Funktion des Expansionsverhältnisses berechnet (bei einer Zwischenkühlung und T

=

2000 K) .

II-8

Für Argon liegt bei 7 Tesla das maximale Druckvèrhältnis bei 10 (14), das kostenoptimale Druckverhältnis aber bei 6, was hier eine Expansion von 10 bzw. 6 auf 1 bar bedeutet: TTE ist die Temperatur in K am Turbinenaustritt.

Druckverhäl tnis _,. 6 8 10

~is

"7_(%)

Net TTE(K) '1'/_tie.(%) TTE(K) ~ Ne. (%) TTE (K)

0,60 43,13 1301 43,26 1214 43,15 11 51

0,65 44,58 1255 44,85 1165 44,83 1099

o,

70 45,98 1 211 46,38 1117 46,45 1050

0,75 47,33 1168 47,84 1072 47,99 1002

Schon daraus sieht man, daB wegen der indirekten Aufheizung keine hohen Wirkungsgradeauftreten, was sich auf die Stromge-stehungskosten unglinstig auswirkt. Die Investitionskosten sind ebenfalls sehr hoch, weil Magnet und WT in der GröBenordnung 100 MDM liegen. Allerdings lieBe eine spätere Preissenkung von Supraleiter- und Keramik-Materialien eine deutliche Senkung der Stromgestehungskosten erwarten. Hier werden ausschlieBlich die im vorigen Kapitel zitierten spezifischen Kosten verwendet, aber entsprechende Parameterstudien sind geplant.

Wegen der starken Abhängigkeit des Nichtgleichgewichts von den Kanalparametern (Machzahl, magnetische Induktion, Lastfaktor, Eingangsstagnationsdruck) mlissen Bereiche gesucht werden, inner-halb derer sièh die MHD-Strömung stetig verhält und nicht

zwischen Gleich- und Nichtgleichgewichtsionisation schwankt. Formal treten die kostengünstigsten Fälle mit sehr kurzen Kanä-len (1-2 m) bei 7 Tesla auf, wo die Strömungstheorie eventuell nicht gliltig ist, da sehr groBe Öffnungswinkel auftreten. Auch

hier ist der transsonische Bereich - M

=

1,1 bis 1,3-optimal.

Die Kostenwerte sind aber in jedem Fall deutlich liber dem GT-DKW und auch liber dem VG-GT-DKW. Flir die Stagnationsdrlicke v6n 5-10 bar werden die kostengünstigsten Lösungen angegeben.

Immer ist B

=

7 Tesla. Expandiert wird auf 1 bar

Diffusor-End-druck. p K M

_"lr1i%)

L(m) 4000 5000 6000 7000 8000 5 0,81 1 , 1 45,37 1, 16 10,57 9,35 8,54 7,95 7,52 6 O,~ .h_2 45,47 !_J8_ 1~55_ _9,33 . 8,52 _]_, 94 7,50

-

1 - - -

-8,56 -7 ,53-7 0,81 1,2 45,54 1,74 10,62 9,39 7,98 8 0,79 1,2 45, 13 1,37 10,66 9,42 8,60 8,01 7,57 9 0,78 1,2 44,79 1,41 10, 75 9,50 8,67 8,08 7,63 10 0,79 1,3 44,55 1,55 10,84 9,58 8~74 8, 14 7,69 6. SchluBfolgerungen

Die 3 betrachteten Kraftwerkskonzepte haben etwa den gleichen

Nettowirkungsgrad urn 45%. Die errechneten Stromgestehungskost en

hen-II-9

falls im Rahmen der Unsicherheit annähernd gleich sind. Etwas günstiger liegt das Dampfkraftwerk mit vorgeschalteter Gastur-bine. Es ist allerdings möglich, daB sich die nichtkonventio~ nellen Kraftwerkskomponenten des MHD-Konzeptes im Laufe der Zeit verbilligen und damit auch AnlaB zu niedrigen Stromge-stehungskosten geben.

Alle 3 Kraftwerkskonzeptionen haben höhere Stromgestehungskosten als die inzwischen standardisierten Leichtwasserreaktoren. Bei diesen ist zu erwarten, daB Stromgeste.hungskosten von etwa

6 Pfg/kWh im Grundlastbereich von 7000 Stunden erreicht werden. Daraus erklärt sich auch die entscheidende Hinwendung der

groBen EVU's zum Ausbau der erforderlichen Kapazitäten durch Leichtwasserreaktoren.

Literatur

(1) Brown Boveri Mitteilungen 7/8, Juli/Aug. 1975, Bd. 62 (2) W.D. Kühne, G. Kolb: Berechnung der KenngröBen von

Arbeits-gasen des MHD-Verbrennungsgasgenerators, Jül-874-TP, Juli 1972

(3) G. Kolb, W.D. Kühne, R. Blankenhorn:

Theoretische Grundlagen der MHD~Energiewandlung mit Verbrennungsgasen, Jül-1055-TP, März 1974

(4) H. Baehr: Gleichungen und Tafeln der thermodynamischen Funktionen von Luf t und einem Modell-Verbrennungsgas zur Berechnung von Gasturbinenprözessen,

Fortschr.-Ber. VDI-Z~ Reihe 6,Nr. 13,1967 (5) D. Stull et al: JANAF Thermochemical Tables,

Dow Chemical Company, PB 168370

(6) G. Kolb: Die Auslegung von Verbrennungsgas-MHD-Generatoren, Jül-1058-TP, April 1974

(7) H. Hurwitz, R. Kilb, C. Sutton: Influence of Tensor

Conductivity on Current Distribution in a MHD Generator, J.Appl. Phys., Vol 32, Nr. 2, 1961

(8) G. Brederlow, K. Witte, H. Zinko: Performance of a Faraday Rare Gas Alkali MHD Generator, AIAA-J., Vol. 12, Nr.4, April 1974

(9) A. Solbes: Instabilities in Non-equilibrium M.H.D. Plasmas, A Review, AIAA-Paper Nr. 70-40, Jan. 1970

(10) T. Bohn, Ch. Holzapfel, G. Kolb: Parametrische Studien und Dimensionierung von Edelgas-MBD-Generatoren,

( 11 )

( 1 2)

( 1 3)

( 1 4)

II-10

A. Shapiro: The Dynamics and Thermodynamics of Com-pressible Fluid Flows, Vol. I, Ronald Press, 1953

H. Zinko, J. Ravnsborg, G. Kolb: Economical evaluation of MHD-Generator - Air Turbine peaking power plants, 6th Int. Conf. on MHD El. Power Gen., Wash. D.C., 1975 Private Mitteilung Prof. Steimle/Essen

B. Zauderer, C. Marston,

c.

Cook:Closed Cycle MHD for Central Station Power with Fossil or Nuclear Fuels, GE Techn. Inf. Series Nr. 73SD231

160' c

C = Kondensator

DL = Dampfbeheizter Luftvorwärmer (Dampftuvo)

FG = Frischluftgcblàse

G = Generator

HD= Hochdruckteil derDampfiurbine

K ""' Kessel

ND = Niederdruckteil der Dampfturbine

VJ... = Dampfbchc:izte Spciscwasservorwärmcr

MD = Mitteldrucktc:il der Turbine

RL = Rauchgasbèhc:iztc:r Luftvorwärmer (Rauchgastuvo)

Erdgas

II-1 1

Luft - Sbar

1- - - -

- -

- ---,

1

Gasturbine

1 1 1 1 1 1

Brennkammer

·

Dampferzeuger

zum Dampfkraftwerk

Generator

Ab

gas

Abb. 2: Gasturbine mit nachgeschaltetem ·oampfkraftwerk

1nkammer Düse MHD-Generator Diffusor Wärmeaustauscher Wäscher

Kam

( Abscheider)

/

Mag net

Umformer Generator

Dampfkraft-'-•

Werk

Abb. 3: Offener MHD-Generator mit nachgeschaltetem Dampfkraft-werk

Magnet

Kanal

Düse

Umformer

zum

Dampfkraft

-Zwischenküh

l

er

Luftverdichter

Turbine

:11====~::1-J

1

Diffusor

1

L_ - - - ______

..J

Saatmdterial-abscheider

Brennkammer

Erdgas

,

-1 1 1

Edelgas-Wärmeaustauscher

1

Luftvorwärmer

1 1

l!: _____________

J

Abb. 4: Indirekt fossil beheizter geschlossener Edelgas-MHD-Kreislauf

_ _ _ _ _ _ _ _____n:ml_:Li_,-f-'_____Iln a ,... b rro c,... ba 1 +-C> +-om n"' m nf' lr,...,,. f' +-t.7C> ... tr

1 1 1 1 ----. ~

Abgas

-H H 1

...

N

Technical approaches to the solution of short circuit current limiting in power systems.

Allan Greenwood.

Rensselaer Polytechnic Institute Center for Electric Power Engineering Troy, New York 12181

III-1

TECHNICAL APPROACHES TO THE SOLUTION OF SHORT CIRCUIT CURRENT LIMITING IN POWER SYSTEMS

INTRODUCTION

The rapid and continual growth of load on power systems has been accommodated by a steady increase in voltage levels for power delivery and

a much greater use of interconnection. An important result of this has

been the rapid increase of short circuit levels on the systems. This has

led to much higher short circuit forces and much more demanding duties for

circuit break.ers. As a consequence situations are arising where existing

breakers in potver systems can no longer handle the duties required of them and newly applied circuit breakers are becoming inadequate in progressively

shorter times. In some instances this has brought about the introduction

of special operating procedures to avoid unnecessary risks. However, these are usually undesirable because they tend to negate the advantages of the

tightly interconnected system. The impact of this situation on one large

American utility is well documented in a paper by Falcone et al (1).

The pressures described have forced the search for other solutions. One potential solution is the short circuit current limiter, which is the

subject of this paper. Recent and current activities in this area in the

United States will be discussed. Without prejudice, certain approaches no-tably those which involve the detuning of a resonant circuit, are excluded.

FUNDAMENTAL IDEAS ON CURRENT LIMITING DEVICES

The objective of a current limiting device (CLD) is to limit in some measure the short circuit current that would be normally available, thereby reducing the short circuit farces and the duty on the circuit break.er that

must clear the fault. One of the important attributes of such a device is

its ability to rapidly increase the impedance in the path of the fàult cur-rent, or alternatively, produce a back voltage which will limit the fault current.

Such devices must be extremely rapid in operation since fault currents

can rise at a very fast rate. In this respect a device which is self

trig-gering (does not depend for functional initiation upon a separate sensor)

has an advantage. When a CLD operates a significant amount of energy is

stored in the magnetic field of the system. The process of current

sup-pression releases this energy which must be dissipated or stored without

the development of an excessive overvoltage. In this respect the CLD

re-sembles a direct current circuit break.er and several techniques described for HVDC circuit breakers have been proposed for short circuit current li-miting.

Continuous current carrying, fault sensing, current limiting or imped-ance inserting and energy dissipation, may be achieved by one element or by

a number of different elements. In the current limiting fuse all functions

are combined into one element, the fusible link. This link is capable of carrying the normal load current but couverts into a high pressure plasma when the current becomes excessive. A high countervoltage is developed

which first limits the current and then drives it to zero. This device is

its own sensor and its own current limiter. Also, it dissipates the

-III-2

Current limiting fuses have been very successfully applied at rela-tively low voltages but serious technical problems impede their use at transmission voltage levels. Coordination between load current carrying and fault current limiting is a traditional problem. The fusible element must not melt under normal load or overlaad conditions, but melt quickly when a fault occurs. The task becomes difficult, if not impossible, as the

current and voltage of the,fuse is increased. This has led to the idea of separation of functions.

The fusible element might be by-passed by some kind of normally closed contacts which could assume responsibility for carrying the normal current. On the occurrence of a fault, the contacts would open, inserting the fusible element which could then perform the functions of current limiting, ulti-mately current intertuption for which it cotild be e::ll:clusively designed.

This approach solves one problem but introduces others. It is not self sensing, a sensor would have to be provided and this would take time to operate. The simple current limiting fuse has no moving parts, the new device has. Moreover, the contacts must separate very fast and be capable of supporting any voltage that the fuse and circuit develop during the sub-sequent operation. This is not an easy operation.

As fault current and system voltage are increased the fuse are becomes inadequate to dissipate the energy involved and recover dielectrically. An alternative is to dissipate the energy in a by-passing resistor. This sug-tests a device like the type of power circuit breaker that has a shunting resistor for closing or opening, but clearly it must be far more rapid in its operation. This is a generic type of device for short circuit current limiting. The fuse element may or may not be used. The rapidly opening contacts create an are voltage which connnutates the current into a shunting resistor, thereby increasing the impedance in the fault current path. Al-ternatively, the current is connnutated into a fuse which, on blowing, de-velops a much higher are voltage for current connnutation into the resistor. The resistor then limits the current and absorbs the system energy. The reduced current may be subsequently interrupted by a more modest switching device. This approach has been pursued by Dodds and Rao (2).

The degree of current limiting should be a matter of concern. Ide-ally, it would be desirable to limit the current to some value only

slightly in excess of the anticipated overload current. This may be tech-nically feasible but experience suggests that it is not economically viable with the present state of the art. One should attempt to do no more than

is necessary, but what is necessary may vary from application to appli-cation .

.Another consideration is the duty cycle which a CLD must perform. The simpler this can be, the easier will it be satisfied. It is probable that the first current limiters för transmission voltage levels will be incap.

-able of a duty cycle. This may not be a serious limitation inasmuch as the protection is being provided against extreme conditions which hopefu1ly are rare in their occurrence. A related topic concerns reset; when it has com-pleted an operation, or a duty cycle, how soon can the device be reset and operate again and will this be an automatic procedure?

III-3

TECHNICAL APPROACHES TO SHORT CIRCUIT CURRENT LIMITING

Resistance Insertion

If the impedance is to be increased in order to limit the short cir-cuit current, there are a number of advantages to inserting resistance into the circuit rather than inductance. The resistor is a dissipative element which can help absorb the energy in the system and reduce subsequent

volt-age transients when complete fault isolation is achieved.

The idea of inserting a resistance whose ohmic value changes rapidly with temperature appears attractive, especially if the heating of the re-sistor by the fault current can be used to bring about the resistance

change. Two basic avenues have been explored, the one utilizing a resistor which is normally at or near room temperature and the other utilizing a

cryogenic element which is maintained superconducting in normal operation but which goes "normal" and acquires significant resistance on the inci-dence of a fault.

I t has been found that the implementation of this principle is diffi-cult. Premerlani (3) has investigated the first of these approaches where the principal element was to be a wax-rubber-carbon resistor, a material capable of changing its resistivity by orders of magnitude over a narrow temperature range. Ris analysis showed that the simple scheme described above would not work, for several reasons. To affect a rapid switching operation the mass of the temperature-sensitive resistor must be low so

that the temperature transition and resistance transition can occur quick-ly. However, this is inconsistent with total energy considerations and the need to limit ultimate temperature voltage.

R2

R1

R2.

_co1d.

<<

R.1

R2

>>

R1

51

hot

Figure 1 Basic circuit of resistor inserter

To overcome these problems the circuit shown in Figure 1 was proposed. In this diagram Rl is a linear resistor with considerable thermal capacity; R2 is the thermally-sensitive resistor capable of changing its resistance from a value much lower than Rl to a value much higher than Rl over approx-ima tely 100°C.