Zdjęcia Elektrowni w Skawinie wykonał Marek Sanok

Zdjęcia Elektrowni w Skawinie wykonał Marek Sanok 56 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01

Podawanie wody opadowej powstałej z procesu regeneracji wymieniaczy jonowych stacji demineralizacji wody, do reaktora półsuchego odsiarczania spalin w Elektrowni Skawina Piotr Knura, Jarosław Karkocha RAFAKO S.A. III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 57

58 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01

PIOTR KNURA JAROSŁAW KARKOCHA RAFAKO S.A. PODAWANIE WODY ODPADOWEJ POWSTAŁEJ Z PROCESU REGENERACJI WYMIENIACZY JONOWYCH STACJI DEMINERALIZACJI WODY, DO REAKTORA PÓŁSUCHEGO ODSIARCZANIA SPALIN W ELEKTROWNI SKAWINA. Streszczenie: Pierwsza część artykułu stanowi zwięzły opis półsuchej technologii odsiarczania (metoda RP+FT) wraz z podaniem przykładu realizacji IOS w Elektrowni Skawina. Druga część publikacji, opisuje próby podania do reaktora IOS (Instalacja Odsiarczania Spalin) ścieków poregenaracyjnych z regeneracji jonitów stacji demineralizacji wody. Dodatkowo przedstawiono opis zaobserwowanych procesów wraz z komentarzem i propozycją kierunków rozwiązań technicznych zmierzających do dostosowania pracy IOS z użyciem wody odpadowej ze stacji demineralizacji wody. III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 59 1

1. Opis instalacji odsiarczania z zastosowaniem reaktora pneumatycznego i filtra tkaninowego metoda RP+FT Instalacja odsiarczania spalin w oparciu o metodę półsuchego odsiarczania z zastosowaniem reaktora pneumatycznego zintegrowanego z filtrem tkaninowym (RP+FT), charakteryzuje się dużą redukcją szkodliwych związków kwaśnych SO, HCl, HF i SO z wykorzystaniem suchego sorbentu w postaci wapna hydratyzowanego Ca(OH). Wapno hydratyzowane może być dostarczane bezpośrednio od dostawcy sorbentu lub może być przygotowane z tlenku wapnia CaO poprzez proces suchogaszenia. Zalety metody RP+FT: Wysokie skuteczności usuwania kwaśnych składników spalin: Skuteczność usuwania SO 90% 95% (max 98%) Skuteczność usuwania SO powyżej 95% (max 99%) Skuteczność usuwania HCl powyżej 95% (max 99%) Skuteczność usuwania HF powyżej 90% Najbardziej efektywne wykorzystanie sorbentu spośród wszystkich wapiennych metod półsuchych. Nadmiar stechiometryczny Ca/S = 1,1 1,4. Brak konieczności stosowania specjalnie preparowanych sorbentów. Możliwość stosowania dwóch rodzajów sorbentu - Ca(OH) lub CaO (węzeł suchego gaszenia wapna). Instalacja może być zastosowana do oczyszczania zarówno małych (np. kotły WR 5, WR 10, OR 16, WR 5, OR, WP 70), średnich (np. WP 10, OP 140, OP 0, OP 80, OP 40) jak i dużych jednostek energetycznych (np. kotły OP 650 i większe). IOS może współpracować z jednym kotłem lub oczyszczać spaliny z układów skolektorowanych. Instalacja RP+FT w odróżnieniu od metod mokrych nie generuje żadnych ścieków. Stosunkowo niskie zużycie wody procesowej Bardzo wysoki stopień redukcji pyłu. Gwarantowane stężenie pyłu za instalacją IOS 0 mg/m n s.s 6% O (na wszystkich obiektach zrealizowanych przez Rafako S.A. nie przekracza 5 mg/m n s.s 6% O ). Możliwość zabudowy instalacji zarówno na spalinach odpylonych (np. za elektrofiltrem), wstępnie odpylonych lub spalinach w ogóle nieodpylonych (szczególnie w przypadku kotłów rusztowych). Duża zmienność obciążenia spalinami pojedynczego reaktora bez konieczności recyrkulacji spalin oczyszczonych zakres obciążenia: 40% - 110% projektowego strumienia maksymalnego. Ze względu na specyfikę stosowanych rozwiązań technologicznych i rodzajów używanych mediów technologia RP+FT charakteryzuje się znacznie prostszą obsługą eksploatacyjną i konserwacyjną w stosunku do metod konkurencyjnych, przy jednoczesnym zachowaniu bardzo wysokiej dyspozycyjności. Zwarta i kompaktowa zabudowa instalacji pozwala na wkomponowanie instalacji w istniejącą infrastrukturę. Metoda RP+FT w przypadku odsiarczania małych i średnich ilości, średnio zasiarczonych spalin, charakteryzuje się korzystniejszymi wskaźnikami ekonomicznymi niż metoda MOWAP. Względem innych wapiennych półsuchych metod, metoda RP+FT zawsze wykazuje przewagę ekonomiczną. Umiarkowane zużycie energii elektrycznej mniejsze niż MOWAP, porównywalne do innych wysokosprawnych metod półsuchych. Ze względu na temperaturę prowadzenia procesu odsiarczania (15-0ºC powyżej punktu rosy) nie ma potrzeby wtórnego podgrzewu spalin oczyszczonych lub budowy tzw. mokrego komina. Nie wymaga też stosowania dodatkowych systemów antykorozyjnych (stal kwasoodporna, gumowanie itp.). W większości przypadków istnieje możliwość wprowadzenia spalin oczyszczonych do istniejącego komina. Instalacja po wprowadzeniu do układu dodatkowych środków adsorbujących (węgiel aktywny, koks aktywny, preparowane adsorbenty mineralne np. Minsorb) wykazuje wysoką zdolność usuwania dioksyn, furanów, rtęci i innych metali ciężkich. Usuwanie wcześniej wspomnianych związków jest możliwe nawet bez stosowania dodatkowych adsorbentów. Zjawisko to występuje, kiedy instalacja pracuje na spalinach zapylonych, a w popiele lotnym jest duża 60 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01

ilość niespalonego węgla. Technologia RP+FT może być z powodzeniem stosowana w ITPOK (spalarniach odpadów). Wady metody RP+FT: Duże zapotrzebowanie na sprężone powietrze znacznie większe niż w MOWAP, porównywalne z innymi metodami półsuchymi. Produkt poreakcyjny z wszystkich metod półsuchych, jest trudny do gospodarczego wykorzystania i na ogół musi być deponowany. Ze względu na efektywne wykorzystanie sorbentu technologia RP+FT generuje najmniejsze ilości produktu poreakcyjnego spośród wszystkich technologii półsuchych. Przy odsiarczaniu dużych ilości, mocno zasiarczonych spalin metoda RP+FT posiada mniej korzystny wskaźnik ekonomiczny niż metoda MOWAP. Rysunek IOS w Elektrowni Skawina Model D Struga spalin kierowana na IOS doprowadzona jest do dolnej części reaktora poprzez kanały spalin nieodsiarczonych. W reaktorze wchodzi w kontakt z sorbentem i opuszcza reaktor w górnej jego części. Z reaktora spaliny przechodzą do filtra workowego, gdzie zostaje usunięty pył. Wentylator wspomagający jest zabudowany za filtrem workowym a jego parametry są takie by skompensować stratę ciśnienia na instalacji. Dalej spaliny odprowadzane są kanałami spalin odsiarczonych do komina. W technologii półsuchego odsiarczania spalin z zastosowaniem reaktora pneumatycznego jako sorbent stosuje się wapno hydratyzowane Ca(OH), które magazynuje się w zbiorniku (silosie) sorbentu. Wapno hydratyzowane pochodzić może bezpośrednio z dostawy lub też może być przygotowywane na miejscu z wykorzystaniem linii suchego gaszenia wapna palonego CaO. Dostawa sorbentu Ca(OH) lub CaO odbywać się może zarówno transportem samochodowym jak i kolejowym. Rozładunek sorbentu następuje pneumatycznie za pomocą sprężonego powietrza. Zbiorniki sorbentu są wyposażone we wszystkie niezbędne urządzenia, zapewniające właściwe i bezpieczne zasilanie w sorbent reaktora zgodnie z wymaganiami obiektu i technologii. Ilość dozowanego sorbentu jest sterowana w zależności od zawartości SO w spalinach surowych i czystych oraz od natężenia przepływu spalin. Spaliny wprowadzane są do dolnej części reaktora i płynąc w kierunku króćca wylotowego, turbulentnie mieszają się z wodorotlenkiem wapnia Ca(OH) i recyrkulowanym produktem poprocesowym tworzącym złoże fluidalne. W złożu fluidalnym następuje absorpcja SO i innych kwaśnych składników spalin. Część cząstek stałych opuszcza reaktor wraz ze spalinami i przepływa do filtra workowego. Po odpowiednim czasie przebywania na workach filtra, produkty poreakcyjne transportowane są do lejów pyłu pod filtrem, a następnie do układu recyrkulacji produktu. Układ recyrkulacji produktu wyposażony jest w system transportujący, który większą część produktu zawraca do obiegu (do reaktora). Nadmiar produktu jest odprowadzany do zbiornika pośredniego, a stąd do zbiornika retencyjnego PPR-u (skrót produktu poreakcyjnego). III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 61

Proces usuwania kwaśnych składników spalin zachodzi zgodnie z następującymi reakcjami: Ca( OH) Ca( OH) Ca( OH) Ca( OH) CaSO 1/ H O 1/ O CaSO 1/ H O Ca( OH) Ca( OH) HCl CaCl H O SO CaSO 1/ H O 1/ H O SO CaSO 1/ H O 1/ H O H O SO 1/ O CaSO H O HF CaF H O CO CaCO H O Klasyfikując powyższe reakcje według szybkości i intensywności procesów neutralizacji kwaśnych składników spalin można zapisać: 4 4 4 SO > HF > HCl > SO > CO W wyniku tych reakcji uzyskuje się stały produkt reakcji, zawierający mieszaninę popiołu, siarczynu, siarczanu, chlorku, fluorku i węglanu wapnia z nieprzereagowanym wodorotlenkiem wapnia oraz innymi zanieczyszczeniami usuniętymi ze spalin. Kształt reaktora zapewnia oczyszczanie gazów spalinowych z zanieczyszczeń gazowych, gdzie reakcję absorpcji prowadzi się w wytworzonym w reaktorze wirze wewnętrznej cyrkulacji gazu. W wyniku różnicy ciśnień panujących na dole i u góry reaktora, spowodowanej spadkiem prędkości gazu wywołanej wzrostem średnicy reaktora w miarę przepływu strugi gazu do góry, cześć strugi przepływających gazów odgina się od środka i do dołu, a następnie do ściany i góry reaktora, tworząc wewnętrzną cyrkulację o kształcie zbliżonym do torusa wokół wyimaginowanego poziomego okręgu. Do tak wytworzonego wiru wewnętrznej cyrkulacji gazu, doprowadza się i rozprasza czynniki absorpcyjne, cześć produktu poprocesowego z odpylacza i wodę, przez co w reaktorze tworzy się strefa cyrkulacji o zwiększonej koncentracji aerozolu. Oczyszczany gaz wprowadza się od dołu do reaktora z prędkością w granicach 10 40 m/s, kierując jego strumień równolegle do jego ściany lub pod ostrym kątem do niej. W wyniku wzrostu średnicy reaktora, w miarę przepływu gazu do góry, prędkość strumienia gazu zmniejsza się do wielkości zawartej w granicach 1 5 m/s. Spaliny będące w reaktorze, kondycjonowane są drobno rozpyloną wodą, przy pomocy specjalnej dyszy tworzącej krople o wielkości kilkuset µm, które są absorbowane i/lub kondensowane na powierzchni fluidyzujących cząstek stałych. Cząstki te stanowią mieszaninę świeżego sorbentu i recyrkulowanego produktu poreakcyjnego. Dzięki gwałtownemu odparowaniu wody, temperatura spalin w reaktorze szybko zostaje obniżona do wymaganej temperatury procesu to jest 90 0 C 100 0 C. Do zajścia reakcji pomiędzy SO a Ca(OH) konieczne jest zaadsorbowanie na powierzchni cząstki sorbentu pary wodnej; cząsteczki pary układają się w postaci tzw. monowarstw tworząc swego rodzaju interfejs dla dwutlenku siarki. Dwutlenek siarki słabo reaguje z sorbentem jeżeli liczba mono warstw pary wodnej zaadsorbowanej na jego powierzchni jest mniejsza niż 1. Szybkość reakcji wzrasta z liczbą mono warstw zaadsorbowanej pary wodnej. Tlen i dwutlenek węgla nie wywierają istotnego wpływu na szybkość reakcji z wapnem. Mechanizm reakcji, przewiduje powstanie na powierzchni cząstki wapna kompleksu SO - woda. Do tego celu potrzebna jest odpowiednia ilość zaadsorbowanych warstw pary wodnej, co pozwala na powstanie symetrycznej konfiguracji ligandów H O wokół cząsteczki SO. Przy ilości monowarstw powyżej średniej wartości - cząsteczka SO może tworzyć kompleks z wodą na zasadzie podobnej jak w przypadku rozpuszczania dwutlenku siarki w ciekłej wodzie. Kompleks taki następnie reaguje z sorbentem. Część cząsteczek siarczanu (IV) ulega utlenieniu do siarczanu (VI) poprzez reakcję z tlenem obecnym w gazie, przy czym utlenianie zajdzie jedynie wtedy, gdy tlen jest obecny w trakcie tworzenia się siarczanu (IV). Jeżeli siarczan (IV) powstanie przy nieobecności tlenu, to nie ulegnie utlenieniu podczas późniejszego kontaktu z cząsteczkami tlenu. Stwierdzono, że utlenianie siarczynu wapnia nie ma wpływu na szybkość reakcji. Przebieg reakcji odsiarczania: 6 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 4

H O H SO H O H HSO Ca( OH) CaH Ca H Ca SO OH SO CaH OH HSO OH 1/ H O CaSO 1/ H O CaSO 1/ O / H O CaSO H O Na wykresie pokazana jest zależność szybkości reakcji SO z Ca(OH) w zależności od stopnia zwilżenia złoża fluidalnego w reaktorze. Stopień zwilżania złoża jest funkcją ilości wody podanej do reaktora. Widzimy, że szybkość reakcji gwałtownie wzrasta wraz ze wzrostem stopnia zwilżenia złoża fluidalnego. Trzeba jednak zauważyć, że wzrost szybkości reakcji ulega nagłemu spowolnieniu po przekroczeniu stopnia zwilżenia na poziomie 0,8 kg HO /m. Dalsze schładzanie spalin, a co za tym idzie zwiększanie stopnia zwilżenia nie przynosi wymiernych korzyści. 4 Zależność szybkości reakcji SO z Ca(OH) od stopnia zwilżwenia produktu poreakcyjnego,5 Szybkość reakcji [mol/l*s]*10 4,5 1,5 1 0,5 0 0 0,1 0, 0, 0,4 0,5 0,6 Stopień zwilżenia produktu [kg HO /m PPR] Wykres Zależność szybkości reakcji SO i Ca(OH) od stopnia zwilżenia produktu poreakcyjnego III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 6 5

Rysunek. Zasada działania metody RP+FT Drugi etap oczyszczania spalin zachodzi w filtrze workowym służącym do dokładnego oczyszczania spalin z pyłów jak również z kwaśnych składników spalin. W filtrze zachodzą także reakcje chemiczne, takie same jakie opisano powyżej. Filtr workowy zbudowany jest z kilku indywidualnych komór (ich ilość zależy od wielkości strumienia spalin). Oczyszczane spaliny wprowadzane są poprzez kanał spalin o zmiennym przekroju, zmniejszający się wraz z jego długością dla zapewnienia optymalnego rozdziału strugi spalin wewnątrz filtra oraz przepływu laminarnego spalin wewnątrz filtra. Dalej zanieczyszczone spaliny są rozprowadzane króćcami i kanałami do poszczególnych komór. Nad kanałem spalin zanieczyszczonych umieszczony jest kanał gazu oczyszczonego z zaworami talerzowymi odcinającymi poszczególne komory. Przedział komory spalin zanieczyszczonych oddzielony jest od przedziału spalin oczyszczonych za pomocą płyty sitowej, na której zawieszone są worki filtracyjne i kosze wsporcze (stabilizujące pionowe położenie worków). Spaliny zanieczyszczone przepływając przez tkaninę filtracyjną worków, pozostawiają cząsteczki pyłu na jej zewnętrznej warstwie. Gdy warstwa nagromadzonego pyłu (tzw. placek filtracyjny) powiększy różnicę ciśnień pomiędzy wlotem a wylotem filtra ponad wartość nominalną, system sterowania uruchomia proces oczyszczania (regeneracji worków). Pył zsypuje się do, umieszczonych pod każdą komorą stożkowych lejów. Pojedyncza komora może zostać wyłączona z pracy poprzez zamknięcie klap spalin zanieczyszczonych oraz zaworów talerzowych. Umożliwia to przeprowadzenie prac serwisowych na poszczególnych komorach bez konieczności wyłączania całego filtra z pracy. Instalacja odsiarczania spalin rozumiana jako jeden ciąg technologiczny (jedna nitka) składający się z jednego reaktora współpracującego z jednym filtrem workowym nie posiada w zasadzie dolnej granicy ilości odsiarczanych spalin. Może być zabudowana za bardzo małymi kotłami, które generują mniej niż 50 000 m n /h spalin. Maksymalna ilość spalin kierowana na jedną nitkę odsiarczania wynosi obecnie około 900 000 m n /h. Ograniczenie to wynika z ograniczeń konstrukcyjno technologicznych filtra workowego. Istnieje potencjalnie możliwość budowy większych filtrów, a co za tym idzie zwiększenie przepustowości pojedynczej nitki, jednak niesie to pewne ryzyko wynikające z zaburzeń hydrauliki przepływu spalin we wnętrzu filtra co może być przyczyną nierównomiernej dystrybucji pyłu na poszczególne komory i powodować zakłócenia w pracy filtra. W przypadku kiedy ilość spalin poddawanych odsiarczaniu jest większa od wspomnianej wcześniej wartości należy przewidzieć zabudowę równoległego ciągu technologicznego (drugiej nitki). Zastosowanie układu wielonitkowego 64 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 6

posiada szereg zalet. Nadmienić tu należy przede wszystkim znacznie większą, niż w przypadku układu jednonitkowego, elastyczność obciążenia instalacji spalinami. Poprzez zastosowanie równoległego układu zwiększa się dyspozycyjność i bezpieczeństwo ruchowe bloku energetycznego ponieważ awaria jednej nitki nie skutkuje odstawieniem całego bloku a jedynie zmniejszeniem jego mocy. Wadą układu wielonitkowego jest wzrost nakładów inwestycyjnych. Instalacja półsuchego odsiarczania przeznaczona jest przede wszystkim do oczyszczania gazów spalinowych pochodzących z energetycznego spalania paliw stałych (węgiel kamienny, brunatny, torf, biomasa, odpady przemysłowe i komunalne). Instalacja może oczyszczać także spaliny ze spalania paliw ciekłych (olej opałowy, mazut, ropa naftowa) i gazowych (głównie węglowodory). Oprócz gazów pochodzących z energetycznego spalania paliw, instalacja może być wykorzystana do oczyszczania gazów odlotowych z różnorakich procesów przemysłowych np. procesów prażenia rud, procesów spiekalniczych, metalurgicznych itp. Ważnym jest, aby spaliny znajdowały się w stanie termodynamicznym, charakteryzującym się znacznym oddaleniem od punktu adiabatycznego nasycenia. Oddalenie to musi być na tyle duże, że po uwzględnieniu wody dodanej do spalin w reaktorze i obniżeniu w nim temperatury, spaliny po oczyszczeniu powinny znajdować się jeszcze 10 0 ºC powyżej punktu rosy. Spaliny powinny być także wolne od zanieczyszczeń olejowych. Jeżeli istnieje realne zagrożenie wystąpienia oleju w spalinach (np. nieprawidłowa praca palników w kotle opalanym olejem opałowym ) powinno zastosować się filtr workowy, którego worki zbudowane są z olejoodpornej tkaniny filtracyjnej. Rysunek 4 Schemat ideowy IOS Metoda RP+FT Opisywana technologia odsiarczania jest przedmiotem uzyskanego przez firmę Rafako S.A. patentu na wynalazek pt.: Sposób i reaktor do oczyszczania gazów, zwłaszcza spalinowych, z zanieczyszczeń gazowych, zwłaszcza kwaśnych, pismem Urzędu Patentowego z dnia 04.11.009r. (patent trwa od dnia 05.09.005r.). Patent oznaczono numerem Nr 044. III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 65 7

. Przykładowa realizacja IOS metodą RP+FT w Elektrowni Skawina W dniu 06.10.006r. Fabryka Kotłów RAFAKO S.A. w Raciborzu podpisała kontrakt z Elektrownią Skawina na dostawę w systemie pod klucz I nitki odsiarczania spalin opartej na technologii półsuchej z cyrkulacyjnym złożem fluidalnym dla 4 kotłów OP10. Umowa na dostawę II nitki odsiarczania spalin dla kotłów OP0 została podpisana 14.0.007r. Umowy obejmowały wykonanie dwóch bliźniaczych nitek IOS o nominalnej wydajności 550 000Nm /h spalin wilgotnych każda z możliwością trwałego obciążenia spalin do wartości 615 000 Nm /h, pracujących w układzie kolektorowym. Maksymalna ilość spalin wynosi łącznie 1 0 000 Nm /h, natomiast minimalna 50 000 Nm /h (minimalne obciążenie pojedynczej nitki IOS). Podstawowe parametry gwarancyjne IOS w El. Skawina są następujące: - skuteczność odsiarczania powyżej 9% - dyspozycyjność instalacji powyżej 96% - zapylenie spalin poniżej 0 mg/nm - stężenie SO w spalinach oczyszczonych - poniżej 00 mg/m n spal. such. O =6% I nitka została oddana do eksploatacji dnia.05.008r., jej realizacja trwała 19 miesięcy, natomiast II nitka została przekazana dnia 09.09.008r., po 18 miesiącach od podpisania umowy. Obie instalacje, których budowa na pewnym odcinku przebiegała równolegle, zostały zrealizowane w ciągu miesięcy od daty wejścia umowy w życie. Dotrzymują gwarantowane wartości emisji SO, jak również spełniają wymogi dyspozycyjności, pewności ruchowej, a także dochowują zagwarantowane w kontrakcie parametry technologiczne. W tabeli przedstawiono porównanie ważniejszych gwarantowanych i osiąganych parametrów na przykładzie I nitki IOS. Tabela Gwarantowane i zmierzone osiągi IOS w El. Skawina (I nitka) Zakres wartości Parametr Jednostka zamierzonych (pomiary gwarancyjne) Skuteczność odsiarczania (wapno hydratyzowane z dostawy) Skuteczność odsiarczania (wapno hydratyzowane z linii gaszenia) Stężenie zapylenia w spalinach oczyszczonych za IOS Wartość gwarantowana % 96,5 9,0 % 97,5 9,0 mg/m n spalin suchych, O =6% 1-5 <0 Zużycie energii elektrycznej kw/h 106-185 <1557 Zużycie wapna hydratyzowanego pochodzącego z dostawy kg/h 85 <550 Zużycie wapna hydratyzowanego pochodzącego z linii gaszenia kg/h 160 <550 66 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 8

Rysunek Schemat ideowy IOS w El. Skawina Spaliny prowadzone z wszystkich kotłów łączą się w jeden kanał zbiorczy, z którego rozdzielane są na I i/lub II nitkę. Układ posiada również awaryjne (bypassowe) połączenie ze starym kominem E. Odsiarczone i odpylone spaliny zostają systemem kanałów oczyszczonych odprowadzane do nowego komina E wybudowanego w ramach inwestycji. Sorbentem dla IOS jest wapno hydratyzowane Ca(OH) dostarczane do Elektrowni transportem drogowym (cysternami samochodowymi) lub dostarczane z węzła przygotowania sorbentu (linia gaszenia wapna). Wywóz produktu poprocesowego odbywa się środkami transportu drogowego (cysternami samochodowymi). III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 67 9

. Badania podawania do reaktora IOS ścieków poregenaracyjnych z regeneracji jonitów stacji demineralizacji wody.1. OPIS PRZEPROWADZONYCH BADAŃ W dniach 5.06 do 8.06.01r. odbyły się próby podania do reaktora IOS (Instalacja Odsiarczania Spalin) ścieków poregenaracyjnych z regeneracji jonitów stacji demineralizacji wody. Woda odpadowa (ściek poregeneracyjny) z wszystkich etapów regeneracji wymieniaczy jonowych, podawana była do podziemnego zbiornika buforowego o pojemności około 70 m.ilość ścieków poregeneracyjnych dla ciągów nr1 i nr to około 50m. Poszczególne etapy regeneracji: płukanie, spulchniane, podanie regeneranta, wypieranie, płukanie końcowe - zarówno anionitów jak i kationitów charakteryzują się stosunkowo dużymi przepływani czynników regeneracyjnych (roztworu HCl i roztworu NaOH). Ze względu na ograniczoną retencję zbiornika podziemnego ( ok.70m ), procesy poszczególnych etapów regeneracji, prowadzono w taki sposób, aby uwzględnić występujące ograniczenia (następowało przerywanie poszczególnych etapów regeneracji jonitów, ścieki poregeneracyjne i popłuczyny podawane były w sposób ciągły na potrzeby IOS w ilości około 9 10 m ). Ścieki z podziemnego zbiornika po neutralizacji do ph na poziomie 7,5 9,0 podawane były do zbiornika IOS, za pomocą pompy zanurzeniowej o wydajności 1 m /h. Podczas badań stwierdzono, że znakomita większość wody odpadowej posiada odczyn mocno kwaśny. Odnotowywano ph na poziomie 4 (skrajnie 1,5). Kwaśny odczyn wody odpadowej występował pomimo prowadzenia równoległej regeneracji anionitów i kationitów (w kolektorze zbiorczym następowała samoneutralizacja, wynikająca z reakcji zobojętniana nadmiaru HCl, nadmiarem NaOH). Kwaśny odczyn roztworu wynika z obecności nieprzereagowanego HCl i powoduje znaczne zagrożenie korozją (przede wszystkim korozją chemiczną) elementów i urządzeń IOS mogących mieć kontakt z opisywanym medium ( dotyczy w szczególności zaworu regulacyjnego za pompą wody procesowej i samej pompy). Dodatkowo obecność HCl w wodzie podawanej do reaktora powodować może częściowy rozkład siarczanu (IV) wapnia, stanowiącego główny komponent PPRu i powodować wtórną emisję SO. Rozkład ten wynika z faktu wypierania ze soli wapniowej, słabego kwasu (H SO ), kwasem mocniejszym (HCl). Proces ten przedstawić można następująco: CaSO HCl CaCl HO SO Zaznaczyć tu jednak należy, że masowa ilość nieprzereagowanego HCl zawartego w ściekach, nie jest na tyle duża aby, poprzez wtórną emisję SO, zakłócić w sposób radykalny proces odsiarczania. Przykładem marginalnego znaczenia tego zjawiska jest ostatnia doba prowadzenia badań, kiedy to, by zapobiec uciążliwością eksploatacyjnym związanym z zapychaniem się filtrów osadem występującym w zobojętnionym ścieku, zdecydowano się na podawanie ścieku o odczynie lekko kwaśnym ph na poziomie 4,5, który powodował częściowe rozpuszczanie osadów zalegających układy filtracji. poprawiając drożność układu i zmniejszając częstotliwość czyszczenia filtrów. Roztwór kwasu chlorowodorowego hydrolizuje według następującego równania: HCl H Znając poziom ph roztworu wynoszący 4,5, można wyznaczyć stężenie molowe HCl w podawanym roztworze korzystając z zależności: ph = - log [H + ] 4,5 = - log[h + ] Cl [H + ] 0,0000 mol/dm 68 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 10

Oznacza to, że podczas badania, gdzie średnia ilość podawanej wody wynosiła 10 m /h, w ciągu jednej godziny do układu IOS dostawało się około moli HCl (110g). Oznacza to, że wtórna emisja SO wynosiła około 96,5 g/h. Odnosząc tą wartość do strumienia spalin przepływającego w ciągu godziny przez reaktor wielkość ta jest całkowicie pomijalna. Powyższe zjawiska, a w szczególności wzmożone zagrożenie wystąpienia nadmiernej korozji elementów IOS, powodują bezwzględną konieczność zobojętniania wody odpadowej, przed podaniem jej do reaktora. Podczas badań do zobojętniania wody stosowano wapno hydratyzowane Ca(OH). Neutralizacja wody polegała na podaniu suchego wapna bezpośrednio do podziemnego zbiornika w którym następowało intensywne mieszanie reagentów poprzez zastosowanie lancy powietrznej. Częściowo zobojętnianie roztworu prowadzono również w kanale kolektorowym na dolocie do samego zbiornika. W powyższy sposób otrzymywano roztwór o odczynie lekko alkaicznym (ph 7,5 9). Roztwór taki można uznać za bezpieczny pod względem zagrożenia korozyjnego, dodatkowo może nieznacznie polepszyć absorpcję zawartego w spalinach gazowego SO w samym reaktorze. Ujemną konsekwencją neutralizacji ścieków poprzez zmianę ich odczynu z kwaśnego na alkaiczny, jest wytrącanie się w postaci bezpostaciowego osadu wodorotlenków niektórych metali głównie glinu, magnezu, żelaza i innych zawartych w wodzie poregeneracyjnej, w tym również samego wodorotlenku wapnia, który podawany był w nadmiarze względem HCl zawartego w ściekach. Równolegle prowadzone były w skali laboratoryjnej próby korekcji odczynu wody odpadowej roztworem NaOH. Także w tym przypadku stwierdzono powstawanie bezpostaciowego osadu, jednak jego ilość była na nieco niższym poziomie co w przypadku stosowania Ca(OH) (brak wytrącania się nadmiaru Ca(OH) ). Należy także zwrócić uwagę, że w osadzie z całą pewnością wystąpią również wodorotlenki metali ciężkich. Zjawisko występowania osadu powoduje pewne trudności eksploatacyjne związane z okresowym zapychaniem się filtrów siatkowych i koniecznością ich okresowego czyszczenia. Zjawisko zapychania się filtrów siatkowych nie przybiera charakteru mocno intensywnego, gdyż osad jest bezpostaciowy i w znacznej większości zostaje przepchany przez sita filtrów. Podczas badań zaobserwowano, że najbardziej narażony na zapchanie jest filtr znajdujący się na rurociągu tłocznym, bezpośrednio z pompą zanurzeniową. Pewne ilości osadu zaobserwowano także na sitach filtrów znajdujących się ssaniu pomp wody procesowej tłoczącej wodę do reaktora. Jednocześnie nie stwierdzono obecności znaczących ilości osadu na filtrze zabudowanym bezpośrednio przed dyszą rozpyłową, co spowodowane jest najprawdopodobniej całkowitym przepchaniem osadu przez sito, wysokim ciśnieniem podawanej wody. Nie zaobserwowano również żadnych negatywnych zmian w układzie przepływowym dyszy rozpyłowej. Nie nastąpił również znaczący wzrost ciśnienia na tłoczeniu pompy wody procesowej, co sugeruje że osad podczas przejścia przez sito filtra nie generuje dużych oporów przepływu. Podczas prowadzenia prób na bieżąco badany był odczyn wody zarówno w samym zbiorniku podziemnym jak i bezpośrednio na ssaniu pompy procesowej IOS. Odczyn badany był bądź to phmetrem bądź przy użyciu wskaźnika (fenoloftaleina). Dodatkowo na ssaniu pompy dokonywano poboru próbek podawanej wody i poddawano analizie ilościowej na obecność jonów chlorkowych przy użyciu technik miareczkowania argentometrycznego (metoda Mohra). Próbki wody pobierano w interwałach czasowych wynoszących 1 godzinę przez cały okres prowadzenia prób badawczych. Próbki PPRu na potrzeby pełnej analizy jakościowej i ilościowej pobierane były w interwałach czasowych wynoszących 4 godziny. Dodatkowo pobierane były próbki PPRu przeznaczone na badanie zawartości części rozpuszczalnych w PPR. Zawartość części rozpuszczalnych pozwala w sposób zgrubny określić zawartość chlorków w PPR. Interwały czasowe poboru próbki wynosiły około godziny. Podczas badań IOS prowadzona była w taki sam sposób jak w przypadku jej normalnej eksploatacji. Jedyną różnicą było podniesienie temperatury powietrza aeracyjnego rynien nawrotu PPR do reaktora z dotychczasowego poziomu (105 110 ºC) do 10-15 ºC. Zabieg ten spowodowany był przewidywanym wzrostem poziomu chlorków w PPR, co skutkuje podwyższeniem jego higroskopijności i pogorszeniem jego właściwości transportowych. Z pomiarów aparatury obiektowej oraz analiz wody i PPRu stwierdzono: Podczas badań do reaktora podano około 900 m wody odpadowej. Średni poziom jonów chlorkowych w wodzie podawanej do reaktora wynosił 990 mg/l III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 69 11

Ładunek jonów chlorkowych podanych z wodą wynosił 600 kg Końcowa zawartość jonów chlorkowych w PPR wynosiła 8,07% Stwierdzono, że wraz z wodą do układu wprowadzono 765 kg jonów chlorkowych występujących jako NaCl. Pozostała ilość jonów chlorkowych wprowadzanych z wodą odpadową tj. około 855 kg związana jest przede wszystkim z kationem wapniowym oraz innymi kationami wyłapanymi na jonitach podczas procesu demineralizacji wody. Stwierdzono, że ilość jonów chlorkowych zawartych w PPR, które zostały wprowadzone do IOS wraz z podawaną wodą odpadową stanowią około 7% wszystkich jonów Cl- zawartych w PPR. Pozostała ilość tj. 7%, całkowitej zawartości chlorków pochodzi z oczyszczanego gazu zawierającego pewne ilości HCl. Stwierdzono, że w momencie zakończenia badań w układzie IOS znajdowało się 165 t produktu poreakcyjnego. Ilość tę należy uznać za zbliżoną do maksymalnej ilości PPR jaką pomieścić może układ IOS... WPŁYW PODAWANIA POPŁUCZYN NA PROCES ODSIARCZANIA Na wykresie 1 przedstawiono uzyskiwaną skuteczność usuwania SO na tle poziomów zawartości jonów chlorkowych w PPR, podczas całego czasu trwania badań. Wykres obrazowuje również wzrost ilości NaCl, którego jedyne źródło pochodzi z dostarczanej do układu wody. Z równań modelu matematycznego procesu odsiarczania oraz podstawowych praw chemicznych, wpływ NaCl na proces odsiarczania należy uznać za znikomy. Określenie zawartości NaCl miało jednak kluczowe znaczenie i stanowiło podstawę do całościowego bilansowania procesu odsiarczania podczas trwania prób. Uznać także należy że znaczna większość chlorków występuje w postaci związanej z kationem wapnia. W środowisku w jakim znajduje się produkt poreakcyjny chlorek wapnia występować może zarówno w postaci CaCl *H O jak również w postaci CaCl *1H O. Forma występowania chlorku wapnia została przedstawiona na wykresie. Uwzględniając wilgotność spalin na poziomie 5 7 %, temperaturę prowadzenia procesu odsiarczania na poziomie około 100 ºC, temperaturę powietrza aeracyjnego w granicach 110 15 ºC przy jednocześnie niskiej jego wilgotności, chlorek wapnia w większości przyjmuje postać chlorku jednowodnego. Mając na uwadze powyższe, zawartość jednowodnego chlorku wapnia w PPR skrajnie sięgać może nawet 14,5%. Jeżeli chlorek przyjąłby formę dwuwodną jego zawartość w PPR mogłaby dojść nawet do 16,6%. Zarówno jedno, jak i dwuwodny chlorek wapnia cechuje się silnymi właściwościami higroskopijnymi, przy czym jednowodny chlorek wapnia uznać należy jako wybitnie higroskopijny. Z wykresu 1 widzimy, że proces odsiarczania ulegał stopniowemu spowolnieniu wraz z przekroczeniem całkowitej zawartości chlorków na poziomie 7,5%. Istnieje prawdopodobieństwo, że konsekwencją wzrostu zawartości CaCl *1H O i CaCl *H O jest pochłanianie dużej ilości naturalnie występującej wody zawartej w PPR. Zjawisko to powoduje nadmierne wysuszenie PPR i w konsekwencji pogorszenie jego powinowactwa do absorpcji SO ze spalin. Jednoznaczne stwierdzenie, że wzrost zawartości jonów chlorkowych w PPR powyżej 7,5 % jest przyczyną spadku skuteczności odsiarczania jest trudne i obarczone ryzykiem niepewności. Powodem takiego stanu rzeczy jest fakt równoczesnego wyjałowienia złoża fluidalnego pod kątem zawartości aktywnego CaO. Wykres pokazuje, że pomimo prowadzenia procesu w sposób stabilny (stała ilość spalin, stała temperatura spalin przed i za reaktorem, stała ilość podawanej wody) następuje wyraźny trend spadkowy w skuteczności odsiarczania wraz z przekroczeniem zawartości Ca(OH) w PPR poniżej 4,6 % co odpowiada zawartości aktywnego CaO na poziomie około,5 %. W końcowym etapie prowadzenia badań zawartość aktywnego CaO w PPR wynosiła 1, %. Bardzo niska zawartość aktywnego CaO jednoznacznie sugeruje fakt nadmiernego wyjałowienia PPR. Fakt ten potwierdza również znacznie wyższa zawartość siarczanu (VI) wapnia która jest konsekwencją długiego przetrzymywania PPR w układzie (utlenianie siarczanu (IV) wapnia do siarczanu (VI) wapnia). Wyjałowienie PPR zdaniem RAFAKO S.A. miała podstawowe znaczenie w odnotowaniu spadku skuteczności odsiarczania. W tym miejscu nadmienić należy jednak, że technika oznaczania wolnego CaO przeprowadzana była inną niż standartowo prowadzona do tej pory w Elektrowni Skawina. Podczas prowadzenia badań oznaczenie aktywnego PPR prowadziła firma Energopomiar z Gliwic wykorzystując metodę oznaczania opisaną w normie PN-EN 451-1:004. Dotychczasowa metoda (wskazana przez RAFAKO S.A. w fazie przekazywania IOS Zamawiającemu) stosowana w Elektrowni Skawina oparta jest na starszej normie dotyczącej analizy wapna budowlanego. Różnica w otrzymanych wynikach w zależności od zastosowanej metody jest znaczna. Stwierdzono, że dotychczas stosowana metoda może zawyżać wyniki o 50 do 100%. Spowodowane jest to faktem negatywnego wpływu obecności węglanu wapnia w PPR na wynik oznaczenia CaO. W metodzie opisanej normą PN-EN 451-1:004 70 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 1

wpływ zawartości węglanu wapnia jest wyeliminowany. Pomno występujących różnic RAFAKO S.A. sugeruje pozostanie przy dotychczasowych technikach oznaczania CaO, mając przede wszystkim na uwadze duże doświadczenie eksploatacyjne obsługi IOS bazujące na dotychczasowych analizach. Jednym z ważniejszych celów badania wpływu podawania wody odpadowej do reaktora było zbadanie czy i w jaki sposób pogorszą się właściwości fizyczne PPR rozpatrywane pod kątem jego zdolności transportowych (fluidyzacja i transport pneumatyczny PPR). Na wykresie 4 przedstawione zostały główne parametry techniczne IOS pozwalające określić zmiany właściwości PPR względem normalnej pracy IOS. Z wykresu 4 wynika, że większość czasu (trzy pierwsze doby) nie występowały wyraźne negatywne zjawiska zakłócające proces recyrkulacji produktu do reaktora. Pewne zakłócenia w spływie recyrkulatu nastąpiły w ostatniej dobie prowadzenia badań. Na wykresie wyraźnie widać, że walcowe regulatory przepływu PPR, chcąc utrzymać stały, zadany przez operatora spadek ciśnienia na reaktorze, zaczęły skokowo zmieniać swój stan otwarcia. Podczas badań IOS prowadzona była w taki sam sposób jak w przypadku jej normalnej eksploatacji. Jedyną różnicą było podniesienie temperatury powietrza aeracyjnego rynien nawrotu PPR do reaktora z dotychczasowego poziomu (105 110 ºC) do 10-15 ºC. Zabieg ten spowodowany był przewidywanym wzrostem poziomu chlorków w PPR, co skutkuje podwyższeniem jego higroskopijności i pogorszeniem jego właściwości transportowych. Po dwóch dobach prowadzenia procesu zdecydowano się na obniżenie temperatury powietrza aeracyjnego do 105 110 ºC (temperatura występująca podczas normalnej pracy IOS). Po około 0 godzinach pracy IOS z temperaturą powietrza aeracyjnego na poziomie 105 110 ºC zaobserwowano pierwsze zakłócenia w układzie recyrkulacji PPR. Po podniesieniu temperatury do pierwotnego poziomu (około 15 ºC) nastąpiła wyraźna zmiana właściwości układu w kierunku poprawy recyrkulacji PPR. Fakt ten potwierdza w sposób jednoznaczny wcześniej opisane zjawisko powstawania w produkcie dużych ilości jednowodnego chlorku wapnia. Podczas obniżenia temperatury powietrza aeracyjnego nastąpiła wyraźna intensyfikacja procesu pochłaniania wolnej wilgoci znajdującej się w PPR przez jednowodny chlorek wapnia. Jednowodny chlorek wapnia włączając wodę w swą strukturę krystaliczną przechodził w chlorek dwuwodny. Zjawisko zwiększenia uwodnienia chlorku wapnia wzmaga proces zestalania się produktu w sposób radykalny. Podwyższając z powrotem temperaturę powietrza do 15 ºC zaobserwowano natychmiastową poprawę właściwości PPR, gdyż znaczna ilość powstałego dwuwodnego chlorku wapnia oddała wodę krystaliczną przekształcając się z powrotem do chlorku jednowodnego. W ostatnich godzinach prowadzenia prób badawczych ponownie wystąpiły utrudnienia w swobodnym spływie produktu do reaktora. Zjawisko to wystąpiło pomimo utrzymywania wysokiej temperatury powietrza aeracyjnego co sugeruje przekroczenie zawartości chlorów w PPR powyżej wartości krytycznej. Na podstawie obserwacji procesu i wynikach analiz, krytyczny poziom zawartości jonów chlorkowych w PPR określa się na poziomie 8%. Podczas pracy IOS zaobserwowano również zwiększenie wypadu zbrylonego PPRu spod reaktora oraz większą tendencję do tworzenia się narostów za zewnętrznej powłoce dyszy rozpyłowej. Zjawisko zwiększonego wypadu oraz tworzenie się narostów na dyszy należy uznać za umiarkowane w związku z czym nie powoduje znacznych utrudnień eksploatacyjnych w prowadzeniu IOS. III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 71 1

Wykres 1. Skuteczność usuwania SO w zależności od zawartości jonów chlorkowych w produkcie poreakcyjnym Wykres. Skuteczność usuwania SO w konfrontacji z najbardziej wpływowymi czynnikami mającymi wpływ na proces odsiarczania. 7 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 14

Wykres. Stopień uwodnienia chlorku wapnia w zależności od środowiska w którym się znajduje. Wykres 4. Właściwości transportowe PPR. III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 7 15

.. PROPOZYCJA KIERUNKÓW ROZWIĄZAŃ TECHNICZNYCH ZMIERZAJĄCYCH DO DOSTOSOWANIA PRACY IOS Z UŻYCIEM WODY ODPADOWEJ ZE STACJI DEMINERALIZACJI WODY. Zalecenia dotyczące prowadzenia Instalacji Odsiarczania Spalin. Zaleca się zmiany w dotychczasowym sposobie prowadzenia instalacji. Podczas długoterminowego podawania wody odpadowej do reaktora IOS zaleca się, aby proces odsiarczania prowadzić w taki sposób aby zawartość aktywnego CaO w produkcie poreakcyjnym nie była niższa niż 5% (sposób oznaczania aktywnego wapna bez zmian). Zaleca się również dokonywać oznaczania zawartości jonów chlorkowych raz na zmianę stosując metodę opisaną w normie PN-EN 196-:006 met. miareczkowa. Maksymalna dopuszczalna zawartość jonów chlorkowych w PPR wynosi 7,5%. Zalecenia dotyczące przygotowania wody odpadowej przed podaniem do systemu IOS. Ścieki przed podaniem do reaktora muszą zostać zneutralizowane pod kątem odczynu. Odczyn ścieków podawany do reaktora musi być obojętny lub lekko alkaiczny (ph 7 9). Konieczność korekcji ph spowodowana jest minimalizacją zagrożeń związanych ze wzmożoną korozją urządzeń i instalacji IOS. Dodatkowo kwaśny odczyn ścieków spowodowany zawartością w ściekach HCl może negatywnie wpływać na sam proces odsiarczania. Proces korekty odczynu ścieków można dokonać poprzez zastosowanie Ca(OH), NaOH lub NH 4 OH. Korekcja ph roztworu powinna być realizowana automatycznie. System neutralizacji ścieków musi być wyposażony w ciągły pomiar stężenia kationów wodorowych (pomiar ph) na podstawie którego dozowany będzie addytyw zobojętniający. Zaleca się zmagazynowanie ścieków w ilości 50 m (ilość ścieków powstała w trakcie jednorazowej regeneracji jednego ciągu jonitów). Zmagazynowane w takim zbiorniku ścieki najprościej jest poddać neutralizacji. Ze względu na zawartość w ściekach kationów metali, których wodorotlenki są trudno rozpuszczalne zaleca się aby, zastosować dodatkowy układ filtracyjny z możliwością odprowadzania zawiesin nierozpuszczalnych. Dużym ułatwieniem eksploatacyjnym, byłoby zastosowanie zbiornika pośredniego umożliwiającego separację zawiesin. Układ ten może stanowić całkowicie nowy węzeł technologiczny. Alternatywnym rozwiązaniem jest również przesunięcie ph roztworu z alkalicznego z powrotem na lekko kwaśny (ph = 5) poprzez zastosowanie kwasów organicznych (np. kwas cytrynowy, adypinowy, mrówkowy, octowy). Rozwiązanie to spowoduje zminimalizowanie ilości osadu w ściekach, jednocześnie pamiętać należy, że roztwór taki w dalszym ciągu będzie miał właściwości korozyjne (mniejsze niż w przypadku obecności w ściekach HCl). Ze względu na bardzo różnorodny skład chemiczny ścieków podanie do ścieków czynników buforowych (kwasów organicznych) skutkować może trudnymi do przewidzenia na tym etapie skutkami wynikającymi z zakłóceniami równowag jonowych w elektrolicie (ścieku). Istnieje także trzecia możliwość rozwiązania problemu. Można wyposażyć IOS w dodatkowy, całkowicie niezależny układ podawania ścieku do reaktora. Układ taki polegałby na zabudowie dodatkowej dyszy rozpyłowej w reaktorze. Dysza powinna mieć wydajność nie większą niż 1,5 m /h. Dopuszcza się zastosowanie dyszy jedno lub dwuczynnikowej. Regulacja wydajności dyszy w tym przypadku nie jest wymagana. System podawania ścieków do reaktora powinien być wyposażony w układ pompowy przystosowany do przetłaczania zawiesiny, wówczas nie potrzeba dodatkowej filtracji ścieków lub traktowania ich kwasami organicznymi. Ze względu na charakter ścieku nie dopuszcza się jego stosowania jako wodę chłodzącą przemiennik częstotliwości układu napędowego wentylatora wspomagającego. Prawidłowym wydaje się rozwiązanie zastosowane podczas prób badawczych polegające na zasileniu układu chłodzenia falownika wodą przemysłową (rzeka Skawinka) i dalszym jej wykorzystaniu w akcelatorze przygotowania wody demineralizowanej. 74 III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 16

4. Wnioski końcowe W dniach 5.06 do 8.06.01 r. odbyły się próby podania do reaktora IOS (Instalacja Odsiarczania Spalin) ścieków poregenaracyjnych z regeneracji jonitów stacji demineralizacji wody. Po przeprowadzeniu ww prób ogólne wnioski są następujące : 1. Instalacja podczas tych badań osiągała zadowalające osiągi redukcji SO.. Produkt poreakcyjny (PPR) zmienił swoje właściwości fizyko-chemiczne. Spowodowane jest to zwiększoną zawartością chlorków wapnia i sodu oraz innych zanieczyszczeń wprowadzanych do układu IOS wraz ze ściekami. Zaobserwowano wzrost hydroskopijności PPR. Zmiana charakteru PPR powoduje pogorszenie właściwości eksploatacyjnych (magazynowo-transportowych, zwiększenie wypadu pod reaktorem).. Praca IOS z produktem poreakcyjnym o zmienionych własnościach fizyko-chemicznych jest możliwa. Zaleca się jednak pewne zmiany w dotychczasowym sposobie prowadzenia instalacji. Podczas długoterminowego podawania wody odpadowej do reaktora IOS zaleca się aby proces odsiarczania prowadzić w taki sposób aby zawartość aktywnego CaO w produkcie poreakcyjnym nie była niższa niż 5% (sposób oznaczania aktywnego wapna bez zmian). Zaleca się również dokonywać oznaczania zawartości jonów chlorkowych raz na zmianę stosując metodę opisaną w normie PN-EN 196-:006 met. miareczkowa. Maksymalna dopuszczalna zawartość jonów chlorkowych w PPR wynosi 7,5%. 4. Ścieki przed podaniem do reaktora muszą zostać zneutralizowane pod kątem odczynu. Odczyn ścieków podawany do reaktora musi być obojętny lub lekko alkaiczny (ph 7 9). Konieczność korekcji ph spowodowana jest minimalizacją zagrożeń związanych ze wzmożoną korozją urządzeń i instalacji IOS. Dodatkowo kwaśny odczyn ścieków spowodowany zawartością w ściekach HCl może negatywnie wpływać na sam proces odsiarczania (chemiczny rozkład siarczynów wapnia z wtórnym wydzieleniem SO ) 5. Ze względu na zawartość w ściekach kationów metali, których wodorotlenki są trudno rozpuszczalne, po korekcji ph zaobserwowano wytrącanie ich w postaci osadów. Podczas długotrwałych okresów podawania ścieków do reaktora niezbędne jest zainstalowanie dodatkowego układu filtracyjnego zapewniającego drożność filtrów przed pompami wody procesowej. 6. Podczas podawania ścieków do IOS nie zaobserwowano zauważalnych zmian w odniesieniu do ilości zużywanych mediów. Przeprowadzone badania trwające 5 dni pokazały, że istnieje możliwość podawania ścieków do IOS bez wyraźnych negatywnych skutków. Ze względu na stosunkowo krótki czas badań i brak możliwości podawania popłuczyn poregeneracyjnych online przez elektrownię, nie jest możliwe dokonanie pełnej korelacji przyczynowo-skutkowej podawania ścieków. Jednoznaczne określenie wpływu ścieków na pracę wymaga przeprowadzenia badań długoterminowych (0 40 dni). Badania te pokażą wpływ na pozostałe urządzenia instalacji np. filtr workowy, system recyrkulacji, zbiorniki magazynujące, układy transportu PPR, zawory regulacyjne, pompy wody itp. III Konferencja Wytwórców Energii Elektrycznej i Cieplnej Skawina 01 75 17