Procédé et appareil pour enlever du S02 d'un courant de gaz en contenant
La présente invention concerne un procédé pour enlever du SO, d'un courant de gaz en contenant mélangé avec du S03 et ayant une température entre 660 C et 4270 C et un appareil pour la mise en oeuvre de ce procédé.
De nombreux gaz industriels comme des gaz de fonderies, des gaz résiduels de nombreuses installations chimiques, les gaz brûlés de fours brûlant de la houille ou une fraction pétrolière, comme ceux utilisés dans une centrale électrique, les gaz résiduels de fours à soufre comme ceux utilisés dans des installations de production de l'acide sulfurique, etc., contiennent de l'anhydride sulfureux. En outre, ces gaz contiennent souvent de faibles quantités de matière solides particulaires en suspension et autres types d'impuretés comme l'anhydride sulfurique. Les gaz brûlés dégagés par les fours de combustion de la houille, par exemple, entraînent une matière solide particulaire, appelée cendres volantes, qui peut également contenir de l'anhydride sulfurique à l'état absorbé.
D'autres de ces gaz contenant 502 peuvent présenter peu ou pas de matières solides particulaires, mais des quantités importantes de SO,. Ainsi, par exemple, les gaz résiduels des brûleurs à soufre utilisés pour la production de l'acide sulfurique présentent diverses teneurs en S03, qui est habituellement présent sous la forme d'un brouillard ou de fines gouttelettes. De manière générale on peut dire que lorsque S02 est un produit de combustion dans les gaz résiduels, SOS est également présent. Par exemple la combustion de combustibles contenant du soufre à une température de la flamme supérieure à 13710 C, assure souvent la production de deux parties environ en poids de SO, pour 98 parties en poids de S02.
La présence de SO, dans des courants de gaz contenant S02 a posé des problèmes pour la récupération de
S02. Le SO, présent dans les gaz résiduels a tendance à réagir avec le sulfite de potassium présent dans la solution absorbante pour donner du sulfate de potassium qui, d'une façon générale, se sépare par cristallisation avec le pyrosullite de potassium, lorsqu'il est séparé en utilisant une cristallisation ultérieure comme stade de séparation. Etant donné qu'il peut s'agir d'une matière abaissant la pression partielle de l'anhydride sulfureux et qu'elle consomme du sulfite de potassium, le sulfate de potassium est avantageusement enlevé. La nécessité d'avoir recours à un tel stade de séparation supplémentaire nuit au bilan économique du procédé.
La présence de matières solides particulaires en suspension dans des courants de ga contenant S00 présente également des inconvénients. Les cendres volantes par exemple constituent une matière extrêmement abrasive, et si elles ne sont pas enlevées, elles peuvent présenter de grandes difficultés dues à l'érosion des rac cords, des récipients, etc., de toute l'installation, et ont tendance à se séparer dans l'installation sous forme d'une masse solide qui pose un sérieux problème d'obturation.
Egalement la présence de la plus grande partie du SO3 contenu dans ces gaz résiduels est due à son adsorption sur la surface des particules de cendres volantes, et par conséquent, elle est susceptible de rester dans les gaz, si les cendres elles-mêmes ne sont pas enlevées.
Il se pose d'autres problèmes si les matières solides particulaires sont présentes dans les gaz acheminés au stade d'adlsorption chimique, du fait que les matières solides sont entraînées dans la solution absorbante, et, si elles ne sont pas enlevées ultérieurement, elles ont tendance à s'accumuler à mesure que la solution absorbante est régénérée et recyclée, en réduisant ainsi lentement et continuellement les propriétés d'absorption de SO, de la solution.
La présente invention vise à réaliser un procédé et un appareil permettant de surmonter facilement les difficultés susmentionnées.
A cet effet le procédé, objet de la présente invention, est caractérisé en ce que l'on traite le courant de gaz pour en éliminer du S0s, qu'on met en contact le courant de gaz ainsi traité avec une solution aqueuse absorbante d'un sulfite métallique dans le but d'adsorber du
SOI du courant de gaz et de produire un effluent absorbant usé contenant le bisulfite métallique correspondant, qu'on traite l'effluent absorbant usé pour produire du SO, et du sulfite régénéré et qu'on recycle du sulfite régénéré vers ladite mise en contact.
L'appareil pour la mise en oeuvre de ce procédé, selon la présente invention, est caractérisé en ce qu'il comprend un récipient présentant des parois et définissant une zone d'épuration, une zone d'absorption et une zone d'arrêt du brouillard disposées successivement; une cible perméable au fluide disposée d'une façon sensiblement horizontale présentant une surface discontinue pour retenir des substances solides entraînées par un gaz et placée dans la zone d'épuration;
un dispositif de pulvérisation d'un liquide situé au-dessous de la cible pour diriger généralement vers le haut une pulvérisation de liquide épurateur pour qu'il vienne au contact du côté inférieur de la cible et la mouille afin d'enlever du gaz des substances solides et des composants solubles dans le liquide, un dispositif dirigeant l'écoulement de gaz placé au-dessous du dispositif de pulvérisation de liquide et destiné à diriger du gaz en relation concurrente en direction de la cible avec le liquide pulvérisé, un dispositif d'absorption de S02 dans la zone d'absorption qui est en relation d'écoulement de gaz avec la zone d'absorption pour absorber du S02 à partir du gaz, un dispositif d'entraînement du gaz agencé en relation de réception de l'écoulement du gaz avec la zone d'absorption,
ce dispositif d'entraînement comprenant une matière de contact en forme de toile tissée généralement horizontale qui est inerte à l'égard des réactifs et qui est placée au-dessus de la zone d'absorption, et un dispositif de pulvérisation pour pulvériser une solution contre les côtés entrée et sortie du gaz de la matière de contact, ce dispositif de pulvérisation étant disposé de façon à atteindre sensiblement toute la surface de contact de la matière sur ses deux côtés, et un dispositif fournissant un débit suffisant de la solution - pour maintenir la matière de contact humide, l'épaisseur de la matière de contact n'étant pas suffisante pour provoquer une chute de pression excessive du gaz à travers la matière.
D'autres avantages de l'invention ressortiront de la description qui va suivre faite en regard des dessins annexés, et donnant à titre explicatif plusieurs formes d'exécution de l'invention.
Sur ces dessins:
la fig. 1 est un schéma de principe d'une installation destinée à récupérer SO2;
la fig. 2 est une vue schématique à plus grande échelle de la colonne d'absorption 10 représentée sur la fig. 1;
la fig. 3 est une coupe d'un ensemble destiné à enlever les impuretés solides particulaires ou solubles dans un liquide d'un courant de gaz;
la fig. 4 est une élévation d'un plateau de support d'un garnissage de colonne;
les fig. 5 à 11 montrent trois constructions avantageuses d'un chapeau ou couvercle, et
la fig. 12 représente un schéma de principe d'une installation destinée à récupérer S02 et présentant une zone de décomposition modifiée.
En se référant maintenant aux fig. 1 et 2, un courant de gaz contenant de l'anhydride sulfureux est introduit dans un réacteur 10 ayant, par exemple, un diamètre interne de 76,2 cl, construit en acier inoxydable du type 304, et ayant un garnissage approprié quelconque 9, par exemple un garnissage de plomb ou d'une résine synthétique. Le gaz passe par une conduite 12 ayant un diamètre interne de 30,48 cm. Le réacteur a, d'une façon typique, une longueur de 6,4 mètres le long de la ligne B-B.
Les quantités et débits indiqués dans la présente demande pour les gaz et liquides sont fondés sur un réacteur ayant ces dimensions, c'est-à-dire un diamètre interne de 76,2 cm et une surface de section droite d'environ 0,455 m2, et certaines distances entre les composants placés dans le réacteur. Il est évident pour les spécialistes que les quantités et débits des gaz et des liquides utilisés varient en fonction de la dimension du réacteur utilisé et des distances comprises entre les composants utilisés dans le réacteur; cependant, on peut les considérer comme étant équivalents. En outre, bien que l'invention soit décrite dans la présente demande en utilisant le potassium comme métal elle est également applicable au césium ou au rubidium.
La concentration de l'anhydride sulfureux dans de tels gaz est généralement comprise entre environ 0,001 et moins de 5 moles pour cent, et fréquemment elle est inférieure à 0,5 mole pour cent (environ 1 pour cent en poids). Par exemple, une centrale électrique moderne d'une capacité de 1350000 kw brûle environ 15000 tonnes de charbon par jour. Beaucoup de charbons contiennent environ 3,5 pour cent en poids de soufre ou même plus. Le dégagement d'anhydride sulfureux à partir d'une installation de cette dimension utilisant un tel charbon s'élèverait alors à 1000 tonnes par jour environ, bien que la concentration de l'anhydride sulfureux dans les gaz de carneau puisse être très faible, par exemple de l'ordre de 0,2 à 0,3 mole pour cent, suivant la teneur en soufre du charbon.
Des quantités importantes, par exemple supérieures à 75 pour cent en poids environ, d'anhydride sulfureux peuvent être enlevées de ces gaz.
La concentration de SO, varie en fonction de la source de gaz et même de la température de la flamme utilisée au cours du traitement, entre autres facteurs.
Elle est habituellement supérieure à 0,01 mole pour cent du gaz, et est normalement comprise entre 0,0001 et 0,01 mole pour cent, et habituellement, la plus grande partie, par exemple plus de 70 pour cent environ, du so, contenu dans le gaz est présent sous forme de SOS adsorbé sur la surface des particules solides.
Le courant de gaz contenu dans la conduite 12 est généralement à ane température s'élevant jusqu'à 4270 C, et souvent comprise entre 660 et 3160 C. Par exemple, les courants gazeux appropriés convenant pour être utilisés dans le présent procédé comprennent des gaz de carneau provenant de centrales électriques brûlant du charbon ou une huile combustible, qui présentent d'une façon typique une température comprise entre 1210, ou 1490 C, et 1820 C ou 2040 C, des gaz résiduels provenant d'installations de production d'acide sulfurique qui ont d'une façon typique une température comprise entre 660 et 930 C, et des gaz résiduels provenant de fonderies qui peuvent atteindre une température allant jusqu'à 4270 C environ.
Cependant, à des températures supérieures à 2040 C, il peut être souhaitable de refroidir le gaz à une température comprise entre 1070 et 1490C, par exemple par refroidissement par l'air ambiant, afin d'éviter d'affecter nuisiblement le réacteur, le garnissage du réacteur ou le préépurateur. Si les gaz sont à une température inférieure à 660 C, on chauffera les gaz contenus dans la conduite 12 pour favoriser l'élimination de l'eau à partir de la solution contenue dans le réacteur 10. Les gaz de carneau ont généralement une humidité relative allant jusqu'à 10 pour cent environ, habituellement elle est comprise entre 1 et 7 pour cent. Un ventilateur 28 représenté sur la fig. 1 aspire le gaz épuré à partir du réacteur et peut être agencé, si on le désire, pour refouler le gaz à travers le réacteur.
Les gaz purifiés provenant du réacteur 10 par l'intermédiaire d'une cheminée 14 et les gaz d'admission contenus dans la conduite 12 peuvent passer en relation de transmission de chaleur à contre-courant à travers un échangeur de chaleur (non représenté), si on le désire.
L'anhydride sulfureux est absorbé à partir du courant gazeux dans une zone 30 du réacteur 10 par absorption par réaction avec une solution aqueuse de sulfite de potassium pour produire une solution aqueuse de bisulfite de potassium, et les gaz purifiés sortent par la cheminée 14. Comme indiqué plus haut, bien que l'installation donnée à titre illustratif utilise le sulfate de potassium, on peut également avoir recours aux sulfites correspondants, de césium et de rubidium.
Les gaz, par exemple les gaz de carneau de l'installation donnée à titre illustratif, introduits par la conduite 12 passent sous un chapeau ou couverture 13 qui est disposé au-dessus de l'ouverture de la conduite 12 débouchant dans le réacteur 10, et qui s'étend dans le réacteur 10 sur une distance suffisante pour empêcher l'eau ou solution de passer devant l'ouverture de la conduite 12. n empêche avantageusement une obstruction de la conduite 12 par des composants-comme des cendres volantes récupérées à partir des gaz contenus dans la zone 20. Le chapeau 13 est légèrement incliné vers le haut pour contraindre le liquide à s'écouler vers la paroi du réacteur 10 et autour de l'ouverture de la conduite 12 qui est de niveau avec la paroi du réacteur 10.
Cette inclinaison du chapeau 13 est généralement de l'ordre de 5 à 60 degrés environ, de préférence de 10 à 45 degrés, par exemple de 30 degrés, et le chapeau 13 a un diamètre qui est de préférence au moins égal au diamètre de l'ouverture de la conduite 12, par exemple un diamètre interne de 30,48 cl. La plus grande partie s'étendant vers le haut du chapeau situé dans la zone 20 se trouve à une distance suffisante d'un ajutage 25 pour éviter de détruire la configuration de pulvérisation, mais est suffisamment rapprochée pour éviter une vaporisation excessive du brouillard provenant de la pulvérisation, et des gouttes tombant depuis la cible, et cette distance est génnralement comprise entre 12,7 et 177,8 cm avantageusement entre 25,4 et 76,2 cm, par exemple de 38,1 cm dans les dispositions décrites dans la présente demande.
Tout liquide s'écoulant le long de la paroi du réacteur 10 ou atteignant la surface supérieure du chapeau 13 est ainsi dirigé à l'écart de l'ouverture d'admission et le long de la paroi du réacteur 10, sans passer directement en regard de l'ouverture d'admission.
Les fig. 5 à 11 montrent trois constructions avantageuses d'un chapeau ou couvercle. Sur la fig. 5, le chapeau 13' s'étend vers l'extérieur et vers le haut dans le réacteur 10 suivant un angle de 300 environ. Comme représenté sur la fig. 6, le chapeau 13' a la forme d'un demi-tube avec des auges 15' qui s'étendent le long des bords jusqu'à la paroi du réacteur 10. Le chapeau 13" de la fig. 7 s'étend aussi obliquement vers le haut dans le réacteur 10 vers l'extérieur de l'ouverture d'admission
12' de la conduite 12. Le chapeau 13" est découpé obliquement comme indiqué par la surface 15" pour disperser le gaz d'admission provenant de la conduite 12 sur une partie du diamètre du réacteur 10.
Le chapeau
13" peut être, par exemple, estampé dans une tôle plane et ne pas présenter d'auges; le long des bords, bien qu'on puisse les utiliser si on le désire. Le chapeau 13" est particulièrement approprié pour un courant gazeux ayant une forte teneur en solides. Les fig. 9 et 10 montrent un chapeau 13"' qui est constitué par une conduite s'étendant en travers du diamètre du réacteur 10. Une fente effilée 15"' (voir fig. 11) disperse le gaz d'admission provenant de la conduite 12 sur le diamètre du réacteur 10. Des auges 15"" fixées au chapeau 13"' rassemblent le liquide et les matières solides pour les acheminer vers la paroi du réacteur 10.
En se référant à la fig. 2, le chapeau représenté est construit conformément à celui des fig. 5 et 7, et s'étend vers le réacteur 10 sur une distance de 30,48cl. Le chapeau est disposé à 38,1 cm au-dessous des ajutages de pulvérisation 25, et les auges du chapeau ont une profondeur de 2,5 cm environ. Lorsqu'on utilise le chapeau, l'ouverture d'admission ne peut pas être obstruée; cependant, en l'absence du chapeau, avec un gaz de carneau contenant 23 g par mètre cube de matières solides, il se produit une obstruction de l'ouverture d'admission au bout de 2 à 4 heures environ.
Le réacteur 10, bien qu'il soit avantageusement représenté sous forme d'un seul récipient, comprend trois zones qui, si on le désire, peuvent être constituées par des ensembles séparés. Ces zones sont une zone de préépuration 20, une zone d'absorption ou de réaction 30, et une zone 40 d'arrêt du brouillard ou de l'humidité entraînée.
Les gaz résiduels entrant dans le réacteur 10 passent tout d'abord à travers la zone de pr-épuration 20 où des composants solides particulaires, par exemple des cendres volantes, et des composants solubles dans l'eau, par exemple SOi, des hydrocarbures comprenant du méthane, de l'éthane, du propane, etc., contenus dans le gaz sont sélectivement enlevés du gaz contenant SO2, la teneur en SO. du gaz étant à son tour enlevée sélectivement du gaz dans la zone 30. Etant donné qu'une grande partie de la teneur en SO, du gaz est habituellement adsorbée sur la surface des matières solides contenues dans le gaz, elle est généralement enlevée lors de l'élimination des particules solides.
Les substances solides, par exemple la poussière, contenues dans les gaz sont généralement des matières qui n'ont pas réagi, par exemple des cendres volantes produites par l'installation de produits chimiques ou des composants non combustibles du combustible.
La composition chimique des cendres volantes varie naturellement avec le combustible particulier brûlé, mais habituellement elle comprend une grande partie de silice, d'alumine et de fer, d'autres oxydes métalliques comme des oxydes de manganèse et de vanadium étant fréquemment présents en de faibles quantités. D'autres matières solides particulaires en suspension peuvent être présentes dans les gaz résiduels, et comprennent par exemple des sphères de carbone creuses particulaires qui se trouvent en particulier dans les gaz résiduels de brûleurs à huile et qui, comme les cendres volantes, contiennent des quantités importantes de SOi adsorbé.
La dimension particulaire des matières solides en suspension se trouvant dans les gaz résiduels peut être comprise entre environ 0,5 et 50 microns, mais peut être beaucoup plus grande, cependant le nombre prédominant des particules a une dimension allant jusqu'à 10 microns environ.
Par exemple, les cendres volantes d'un gaz de carneau produit par une installation brûlant du charbon et utilisant un procédé de broyage du charbon d'alimentation à turbines ont la distribution granulométrique suivante dans le gaz de carneau:
Pour cent en poids de la totalité
Dimension en microns des cendres volantes
0-10 86
10-20 5
20-40 4
40-60 5 et celles provenant d'une installation brûlant du charbon et utilisant un procédé de broyage de charbon d'alimentation à cyclone présentent la distribution granulométrique suivante dans le gaz de carneau:
Pour cent en poids de la totalité
Dimension en microns des cendres volantes
0-10 45
11-20 23
21-45 20
45- 12
La teneur en matières solides des gaz peut être comprise entre 0,0023 et 138 g par mètre oube de gaz, par exemple pour les gaz de carneau, elle est généralement comprise entre 2,3, et 23 g par mètre cube.
Si la teneur en matières solides du gaz est très élevée, par exemple d'une façon générale de plus de 2,3, par exemple de 2,3 à 23 g de matières solides par mètre cube de gaz de carneau d'une centrale électrique, qui contient habituellement de 2,76 à 9,2 g de matières solides par mètre cube, et en particulier si elle comprend de grandes particules dont la plus grande dimension est par exemple supérieure à 1,59 mm, il peut être souhaitable de préfiltrer le gaz, par exemple dans un précipitateur électrique ou un séparateur du type cyclone (voir fig. 3) avant d'introduire le gaz dans la conduite 12. D'une façon générale, on peut enlever une proportion de 80 à 90 pour cent des solides particulaires par préfiltration avec un séparateur du type cyclone, et Xune plus grande quantité avec un précipitateur électrique qui, cependant, est plus coûteux que le séparateur.
Bien que l'interposition de dispositifs comme des prézipitateurs électriques et des centrifugeuses, par exemple des cyclones fonctionnant à sec, entre la source des gaz résiduels et la zone d'absorption chimique, permette d'éliminer préalablement la plus grande partie des impuretés solides de plus grande dimension afin de permettre l'élimination sensiblement complète de ces substances solides avant de mettre les gaz en contact avec la solution absorbante, il a été nécessaire jusqu'ici d'utiliser un certain nombre de ces dispositifs en série ou en parallèle.
Ceci se traduit par des frais d'exploitation ou investissement élevée. Un avantage du pré-épu
rateur réside dans sa faculté d'éliminer sensiblement des quantités même minimales, par exemple de 0,023 jusqu'à 2,3 g par mètre cube de gaz des matières solides particulaires qui ne sont pas enlevées par un séparateur ou précipitateur électrique et qui si elles n'étaient pas enlevées, affecteraient nuisiblement le système; en outre, les matières solides sont enlevées d'une façon efficace et avec un minimum d'investissement.
L'eau d'épuration est introduite par une conduite 24 dans la partie inférieure du réacteur 10, et est déchargée vers le haut sous forme d'une fine pulvérisation par l'intermédiaire d'un ajutage 25 ayant un orifice généralement suffisant pour fournir 0,0175 litre par minute par mètre cube par minute de gaz, et produisant une pulvérisation suivant un arc généralement compris entre 10 et 125 , par exemple de 750, présentant des gouttelettes dont la dimension est généralement comprise entre 200 et 800 microns environ, avantageusement pour enlever des particules d'une dimension allant jusqu'à 60 microns environ. La température du liquide d'épuration, par exemple l'eau, est généralement comprise entre 100 et 490 C, de Iprbférence entre 210 et 320 C.
On peut également utiliser plusieurs ajutages comme représenté sur la fig. 2. A une distance généralement comprise entre 10,2 et 45,7 cm, par exemple à 23 cm environ au-dessus de l'ajutage 25, est placé un ensemble d'une cible sensiblement horizontal, perméable au fluide, par exemple à un gaz ou à un liquide, ayant une surface de faible étendue continue. Elle est avantageusement constituée par des éléments tubulaires ou en forme de colonne formant un support 15 de plateau en forme de réseau, fait de préférence en métal déployé, par exemple en acier inoxydable.
Une matière 22 de remplissage est supportée par le support 15 et se compose d'environ trois couches d'éléments de remplissage non poreux disposés au hasard, par exemple des bagues de Raschig, des corps de remplissage Intalox ou d'après Berl, de préférence de composition céramique, les éléments individuels ayant une longue dimension généralement comprise entre 6,35 et 88,9 mm, par exemple de 38,1 mm et formant une colonne de remplissage d'une hauteur généralement comprise entre 38,1 et 139,7 mu, et avantageusement entre 76,2 et 101,6mm, pesant d'une façon générale de 0,48 à 1,12 kg/dm1 et présentant d'une façon générale de 50 à 90 pour cent d'espace libre.
Comme indiqué sur les dessins, l'ajutage de pulvérisation 25 est placé suffisamment près du support 15 pour fournir une pulvérisation d'eau continue à une vitesse suffisante pour surmonter le contact par pesanteur et pour mouiller la surface de la cible, d'une façon générale une vitesse comprise entre 0,6 et 6 mètres/ seconde environ, par exemple de 1,5 mètre/seconde.
L'eau atteint, touche et mouille le support de la colonne, et la couche de matière de remplissage retenue par le support, et retombe sous forme de grandes gouttelettes pour entraîner les matières solides particulaires et SO, qui sont enlevées du courant gazeux. La pulvérisation d'eau entraîne les plus grandes particules solides, en les contraignant à se séparer du courant gazeux, tout en dissolvant partiellement SO, soluble dans l'eau du courant gazeux, et à mesure que le gaz résiduel passe à
travers la matière de la cible, sensiblement la totalité, par
exemple une proportion d'au moins 90 pour cent, des matières solides restantes de plus petite dimension et de S09 du gaz heurtent les zones mouillées de la matière
de la cible,
et y adhèrent en formant des gouttelettes qui
s'agrandissent jusqu'à ce qu'elles surmontent la force de pesanteur et d'adhérence à la surface de la matière et tombent ou soient enlevées par lavage de la matière de la cible par la pulvérisation d'eau. D'une façon générale, une proportion de plus de 95 pour cent en poids, par exemple de plus de 99 pour cent des matières solides particulaires peut être enlevée du gaz. L'élimination de SO, est particulièrement avantageuse, étant donné que dans ce système, il produit du sulfate de potassium qui affecte nuisiblement la récupération de SO, par exemple en consommant le sulfite de potassium qui serait par ailleurs consommé par 502.
Les gaz residuels entrant dans la colonne par l'intermédiaire de la conduite 12 montent à travers le support 15 et le remplissage 22. Le gaz est mis avantageusement en contact avec le liquide en dirigeant le gaz et le liquide simultanément vers une cible perméable au fluide, par exemple au gaz ou au liquide; le gaz est dirigé vers la cible à une vitesse suffisante, à l'instant où il touche la cible, pour pénétrer dans cette dernière et la traverser en présence d'un liquide qui est dirigé vers la cible à une vitesse suffisante, à l'instant où il entre en contact avec la cible, pour la mouffler et insuffisante pour traverser la cible dans une mesure importante.
D'une façon générale, la vitesse du gaz vers la cible est suffisante pour qu'une quantité prédominante, par exemple au moins 60 pour cent en volume, de préférence de 90 à 100 pour cent en volume, pénètrent dans la cible et la traversent. D'une façon générale, la vitesse superficielle du gaz, à l'instant où il entre en contact avec la cible, est comprise entre 0,6 et 4,5 mètres/seconde, et de préférence entre 2,1 et 3,6 mètres/seconde, par exemple elle est de 3 mètres/ seconde.
La vitesse superficielle du liquide, à l'instant où il vient au contact de la cible, est généralement comprise entre 0,6 et 4,5 mètres/seconde, et de préférence entre 1,5 et 3 mètres/seconde, par exemple elle est de 2,4 mètres/seconde. La quantité de liquide utilisée est suffisante pour effectuer le transfert des composants solides particulaires et solubles dans un liquide du gaz dans le liquide lors du contact avec la cible et ceci dépend de la quantité des composants du gaz puisant des substances solides particulaires et solubles dans le liquide; d'une façon générale, la quantité du liquide est comprise entre 0,00175 et 0,175 litre/minute, par exemple entre 0,07 et 0,0875 litre/minute par mètre cube de gaz contenant de 1,15 à 69 g/m3 de composants solides particulaires, et elle est suffisante pour dissoudre les composants du gaz solubles dans un liquide.
La chute de pression des gaz à travers le remplissage 22 est généralement comprise entre 6,35 et 12,7mm, par exemple elle est de 10,16 mm d'eau pour 56,6 mètres cubes par minute de gaz. En outre, une retenue importante du liquide dans les interstices du remplissage est évitée.
Le liquide utilisé dans la présente invention peut être n'importe quel liquide approprié qui est chimiquement inerte à l'égard de la cible et qui n'affecte pas nuisiblement le transfert de masse, en particulier lorsqu'il s'agit d'un transfert de masse de composants non solides, le liquide est avantageusement un liquide qui dissout et enlève aussi sélectivement les composants non solides.
Par exemple, on peut utiliser l'eau pour enlever sélectivement et simultanément des matières solides particulaires et SO, d'un courant gazeux. Les matières solides en suspension dans les gaz heurtent la surface humide à la fois du support 15 et de la couche de matière de remplissage 22, et sont retenues par eux. Ces matières solides sont enlevées par lavage du remplissage et du support par l'écoulement vers le bas de l'eau d'épuration usée qui a été arrêtée et renvoyée par l'ensemble de la cible.
L'eau d'épuration usée contenant les matières solides enlevées et l'anhydride sulfurique absorbé s'écoule par pesanteur le long des côtés en forme d'entonnoir du fond collecteur 17 de la colonne 10 et sort par la conduite 26 d'évacuation de l'eau d'épuration usée. Un facteur important est la mise en position d'une surface comme un fond collecteur 17 en relation de réception des gouttelettes avec la cible pour recevoir les gouttelettes tombant depuis la cible et pour les enlever de la zone 20 avant qu'une évaporation importante des gouttelettes puisse se produire et empêcher ainsi sensiblement le retour des matières solides particulaires, par exemple, des cendres volantes ou des composants solubles dans le liquide, par exemple SO3, vers la cible sous l'action des gaz d'admission.
En se référant à la fig. 2, la distance comprise entre les points a-a est de 1,8 mètre, et la surface 17 s'étend vers le bas suivant un angle de 600 vers la sortie 26.
L'anhydride sulfurique et les matières solides en suspension sont ainsi enlevés des gaz résiduels avant qu'ils viennent en contact avec la solution chimique absorbante.
Si on le désire, l'eau d'épuration usée qui peut présenter le plus souvent un pH de 2 à 4 environ, suivant la quantité d'anhydride sulfurique contenu dans les gaz résiduels, peut être traitée pour séparer et récupérer les matières solides, par exemple les cendres volantes et l'acide' sulfurique. On peut utiliser de faibles volumes d'eau pour mouiller la cible, une caractéristique particulièrement intéressante du fait que la quantité d'eau peut affecter le rendement global du procédé.
Par conséquent, il est souhaitable de n'utiliser qu'une quantité d'eau suffisante pour venir au contact de la surface de la cible, la mouiller et tomber depuis cette dernière pour recueillir les matières solides particulaires et 508. D'une façon générale, on utilise moins de 0,0175 litre/minute d'eau, de préférence de 0,00175 à 0,1225 litre/minute, par exemple 0,0875 litre/minute par mètre cube de gaz par minute.
L'avantage de l'utilisation d'une quantité inférieure à 0,0175 litre/minute est indiqué sur le tableau I ci-après.
Il est possible de régler toute augmentation de l'humidité des gaz passant à travers le,pré-épurateur 20, de façon générale entre 8 et 10 0/o environ au maximum, de préfé rence à 2 2 /o au maximum, et la chute de température à travers le pré-épurateur est généralement inférieure à 33O C, de préférence inférieure à 270 C environ.
En utilisant l'appareil épurateur représenté en particulier sur la fig. 2, on a trouvé qu'on obtient, outre une chute de température extrêmement faible et une augmentation minimale de l'humidité relative du gaz à travers la zone d'épuration, un ensemble qui est, d'une façon surprenante, exempt des difficultés d'obturation ou de colmatage contrairement à un ensemble de pré-épuration utilisant une distribution d'eau de pulvérisation à charge continue qui assure une chute de température importante, par exemple de 55o C et une forte augmentation de l'humidité relative, par exemple de 10 pour cent environ, et qui est également colmaté en une courte période de temps, par exemple en deux heures, par les matières solides enlevées du courant de gaz.
La position des ajutages de pulvérisation sur le côté inférieur de la cible permet d'obtenir un fonctionnement de longue durée, par exemple jusqu'à 16 heures, sans qu'il se produise un tel colmatage. Cependant, si on le désire, on peut également prévoir dans cet appareil épurateur un second ensemble de pulvérisation 27 placé au-dessus de la cible, qui peut être actionné périodiquement par un dispositif d'actionnement 29, un régulateur de chute de pression, par exemple toutes les 8 à 16 heures pendant 1 à 3 minutes pour diriger une pulvérisation de haut en bas sur la cible et irriguer ainsi la matière de remplissage et permettre un fonctionnement continu.
La zone d'absorption ou de réaction 30, comme représenté, est conçue avantageusement en vue d'un contact intime des courants de gaz et de liquide en circulation à contre-courant, bien qu'elle puisse être conçue en vue d'un écoulement concurrent, si on le désire.
Comme représenté, la partie d'absorption est représentée avec deux plateaux-tamis disposés d'une façon sensiblement horizontale, par exemple qui peuvent être d'un type classique. On peut également utiliser des plateaux à calottes. Les gaz passent à travers le réacteur 10 à une vitesse superficielle suffisante pour maintenir le liquide sur les plateaux de contact, mais qui n'est pas suffisante pour refouler le liquide hors du réacteur. Des vitesses superficielles moyennes typiques des gaz à travers la partie d'absorption 30 du réacteur 10 sont généralement d'au moins 0,45 mètre/seconde environ, et sont avantageusement comprises entre 0,6 et 2,55 mètres/seconde.
La solution de sulfite de potassium est introduite dans le réacteur 10 par la conduite 16, d'une façon générale à un débit compris entre 0,0175 ou 0,07 et 3,7 litres/ minute, de préférence entre 0,35 et 1,4 litre/minute pour chaque mètre cube de gaz par minute, et la solution de bisulfite de potassium est évacuée par la conduite 18.
Le sulfite de potassium, d'une façon générale de 40 à 60 pour cent en poids environ, par exemple 50 pour cent de la solution totale à introduire, est amené depuis la conduite 16 par l'intermédiaire de la conduite 16"' et d'une conduite 44' de la zone 40 d'arrêt du brouillard, qui sera décrit ci-après, pour tomber sur la surface d'un plateau 32 et pour s'écouler depuis le plateau 32 sur un plateau 34. Une quantité supplémentaire de la solution peut être ajoutée, si on le désire, par une conduite 16'.
Le sulfite de potassium réagit avec l'hydride sulfureux contenu dans les gaz passant à travers les plateaux-tamis pour produire une solution aqueuse de bisulfite de potassium qui passe du plateau 34 dans le bassin collecteur formé par une chicane 36 faisant saillie vers le bas (voir fig. 1) depuis laquelle elle est évacuée par la conduite 18. La teneur en anhydride sulfureux du gaz est sensiblement réduite, par exemple jusqu a moins de 0,02 mole pour cent dans un gaz de carneau contenant plus de 0,2 mole pour cent environ. Le bisulfite de potassium est séparé, par exemple cristallisé, et on peut le récupérer sous forme cristalline comme pyrosulfite de potassium qui est ultérieurement décomposé pour produire du sulfite de potassium et de l'anhydride sulfureux.
L'anhydride sulfureux est extrait et peut être soit refroidi, soit comprimé, pour former un produit liquide, ou il peut être envoyé sous forme d'un gaz dans une installation de production d'acide sulfurique ou dans un four de réduction pour le transformer en soufre élémentaire. Le sulfite de potassium peut être recyclé dans la zone réactionnelle où une quantité supplémentaire d'anhydride sulfureux est absorbée.
Les réactions utilisées comprennent:
I. K2SO3+SO2+H2O#2KHSO
froid
II. 2KHSO3#K2S2O5(c)+H2O
chaud
III. K2S2O5#K2SO3+SO2(g)
Pour que la réaction I se poursuive, la température de la solution située dans la zone d'absorption ou de réaction 30 doit être maintenue au-dessus de la température à laquelle l'anhydride sulfureux est absorbé par réaction avec la solution aqueuse de sulfite de potassium, et au-dessous de la température à laquelle le bisulfite de potassium se décompose ou à laquelle la réaction III s'effectue, par exemple au-dessous de 1100 C environ.
D'une façon générale, l'anhydride sulfureux est d'autant plus facilement absorbé par la solution et réagit d'autant plus facilement avec le sulfite de potassium que la solution de sulfite de potassium est plus froide. Toutefois, avec les gaz brûlés, la température de la solution est généralement supérieure à 320 C ou 380 C environ, bien que la température ambiante convienne. De préférence, la température est maintenue au-dessous de 880 C environ, par exemple entre 49O et 820 C ou 850 C étant donné qu'au-dessus de ces températures, la réaction I commence à ralentir à un point tel que l'anhydride sulfureux n'est pas facilement absorbé par la solution du fait que la pression partielle de l'anhydride sulfureux devient trop forte.
Etant donné que le gaz de carneau purifié est finalement évacué dans une cheminée après avoir été traité dans la zone 40 d'arrêt du brouillard, il est souhaitable de maintenir la température des gaz purifiés ou lavés suffisamment élevée pour maintenir leur flottabilité, de façon qu'ils montent dans la cheminée, par exemple au-dessus de 850 C environ. A des températures moins élevées, par exemple à 57O C, on peut utiliser un ventilateur pour aspirer les gaz.
D'une façon générale, la température des gaz provenant de la zone d'absorption 30 et pénétrant dans la zone 40 d'arrêt du brouillard est comprise entre 49O et 820 C, et est par exemple de 570 C. La température du gaz purifié contenu dans la conduite 14 et provenant de la zone d'arrêt du brouillard est généralement de 43O à 77O C, par exemple de 54O C.
mais elle peut être augmentée, si on le désire, par introduction d'un gaz de four chaud par la conduite 14'.
D'une façon générale, le gaz sortant de la zone d'arrêt du brouillard est saturé d'eau dans une proportion de 85 à 100 pour cent environ.
La solution de sulfite de potassium est également avantageusement pulvérisée contre le côté inférieur des plateaux 32 et 34 par les éléments de pulvérisation 38.
Ces derniers sont situés d'une façon générale à une distance de 10,16 à 45,72cm, par exemple de 22,86cm de leurs plateaux respectifs. La vitesse du liquide est suffisante pour surmonter la pesanteur. A mesure que la solution de bisulfite de potassium est formée sur le plateau, l'eau est séparée de la solution par les gaz de carneau chauds, ce qui a tendance à sursaturer la solution et à cristalliser le pyrosulfite de potassium et à colmater les plateaux. La solution de sulfite de potassium provenant de la conduite 16 passe dans les éléments de pulvérisation par une conduite 16".
Les pulvérisations sont dirigées contre le fond des plateaux où les gaz de carneau chauds viennent initialement au contact des plateaux, étant donné que c'est à cet endroit que la plus grande partie de l'évaporation de l'eau se produit, et par conséquent, la cristallisation. Une quantité suffisante de solution est pulvérisée vers le haut contre la surface inférieure ou de contact des plateaux pour maintenir les matières solides à l'état dissous dans la solution se trouvant sur les plateaux, en particulier sur la surface atteinte par les gaz de carneau, et ainsi, elle permet avantageusement un fonctionnement continu du procédé.
Il est souhaitable de maintenir la quantité de la solution transmise aux éléments de pulvérisation aussi faible que possible, et d'une façon générale, la quantité de la solu tion est inférieure à 0,0175 ou 0,07 litre/minute par mètre cube de gaz par minute. Le débit de la solution qui doit être admise dans les éléments de pulvérisation 38 est d'autant plus grand que la température des gaz résiduels est plus élevée. Par exemple, avec des gaz entrant dans le réacteur 10 à 1490 C, un débit de 0,0175 à 0,035 litre/minute pour un mètre cube de gaz par minute convient.
La solution de sulfite de potassium passe à travers la partie d'absorption 30 en une quantité suffisante pour réagir avec l'anhydride sulfureux des gaz de carneau, c'est-à-dire pour absorber l'anhydride sulfureux et produire du bisulfite de potassium. D'une façon générale, ces quantités sont stoechiométnques et, avantageusement, on peut avoir recours à une solution contenant environ 25 pour cent en poids de K2SO3 et 25 pour cent en poids de KHSQ.
La solution de sulfite de potassium introduite dans la zone réactionnelle est de préférence sous forme d'un courant de recyclage, et d'une façon générale, elle contient de 30 ou 40 à 75, de préférence de 40 ou 50 à 75 pour cent en poids de matières solides dont une proportion, g"néralement d'au moins 50 pour cent environ, avantageusement supérieure à 75 pour cent environ, comprend du sulfite de potassium, le reste étant essentiellement du bisulfite de potassium, avec éventuellement un peu de sulfate. Ce courant de recyclage est de préférence une solution saturée de sulfite de potassium. La solution de sulfite de potassium peut contenir une quantité suffisante d'un inhibiteur d'oxydation, par exemple une hydroquinone, par exemple de 0,001 à 0,1 pour cent environ, pour inhiber l'oxydation de l'ion sulfite.
La température de ce courant est réglée de façon à éviter un bouleversement des conditions régnant dans le réacteur 10. La température du courant de recyclage est comprise d'une façon typique entre 320 et 710 C, environ.
En général, une quantité suffisante de la solution de sulfite de potassium est mise en contact avec le gaz résiduel contenu dans le réacteur 10 pour enlever la plus grande partie possible de l'anhydride sulfureux, avantageusement plus de 90 à 95 pour cent, et la durée de séjour de la solution dans le réacteur, etc., est réglée en conséquence. Le débit de la solution dans la zone d'absorption 30 est normalement maintenu suffisamment rapide, et la durée de séjour de la solution dans la zone d'absorption suffisamment courte pour qu'il ne se pose pas de problème dû à la cristallisation dans la zone d'absorption.
Avec un faible débit et une longue durée de séjour, il se produit une absorption d'anhydride sulfureux, cepen dant, la solution devient très concentrée, et par conséquent, le risque d'un dépôt de cristaux à partir de la solution et d'un colmatage des plateaux-tamis devient plus grand. Le débit de la solution dépend de la température du gaz, de la quantité de SO, contenue dans le gaz, de la température et de la concentration de la solution de sulfite de potassium, mais il est cependant compris d'une façon générale entre 0,0175 et 3,5 litres/minute, de préférence entre 0,35 et 1,4 litre/minute par mètre cube de gaz par minute. On peut admettre de 5 à 25 pour cent de la solution environ dans les éléments 38. La chicane 36 forme une auge collectrice ou bassin collecteur pour la solution de bisulfite de potassium.
La chicane 36 peut être inclinée, par exemple de 10 à 45 degrés, ou elle peut être horizontale, de façon que tous cristaux contenus dans la solution de bisulfite de potassium descende en direction de la conduite 18. Une couche relativement épaisse, par exemple de plusieurs centimètres (par exemple 20,3 cm) ou de plusieurs dizaines de centimètres, de la solution est maintenue sur la chicane 36 pour éviter une formation de cristaux dans la solution, et de préférence, la durée de séjour dans le bassin collecteur est de courte durée, généralement de 5 à 10 minutes environ.
Le produit de la zone réactionnelle est de préférence une solution saturée de bisulfite de potassium, et par conséquent, la concentration de la solution est maintenue avantageusement juste au-dessous du point de saturation en ajoutant suffisamment d'eau pour éviter la précipitation du bisulfite de potassium. Comme susmentionné, ceci se traduirait par la cristallisation de pyrosulfite de potassium.
La solution résultant d'une réaction d'une solution aqueuse de sulfite de potassium et d'un gaz brûlé contient d'une façon inhérente de nombreux ingrédients, comme indiqué ci-après à titre d'exemple:
Gamme de pourcentages
pondéraux
Générale Habituelle
Sulfate de potassium 0 à 8 1 à 6
Bisulfite de potassium 5 à 40 10 à 30
Sulfite de potassium 10 à 50 20 à 45
Eau le reste le reste
L'anhydride sulfureux est présent dans la solution sous forme chimiquement combinée, par exemple comme bisulfite de potassium, qui peut être considéré comme un précurseur d'anhydride sulfureux, et il est présent ou en contact avec des matières abaissant la pression partielle de SQ, par exemple des sels métalliques, comme des sels de métaux alcalins, généralement des sels de potassium, comme le sulfite de potassium et le sulfate de potassium inchangés,
qui sont produits par réaction entre l'anhydride sulfurique et le sulfite de potassium.
La pureté de bisulfite de potassium en contact avec les matières abaissant la pression partielle de SQ est généralement inférieure à 60 pour cent en poids environ sur base sèche.
La quantité des matières solides contenues dans la solution varie en fonction de la température, mais elle est généralement maintenue suffisamment élevée pour permettre une récupération efficace de l'anhydride sulfureux. La solution contient d'une façon générale de 40, ou 45 à 75 pour cent en poids environ, de préférence de 45 ou 50 à 55 ou 65 pour cent en poids environ de matières solides. La quantité de bisulfite et de sulfite de potassium contenue dans les matières solides varie en fonction du pourcentage total des matières solides et de la température de la solution.
En général, le bisulfite de potassium constitue une proportion de 5 à 50 ou 60 pour cent en poids, de préférence de 10 à 35 ou 50 pour cent en poids, et le sulfite de potassium constitue d'une façon générale de 40 ou 50 à 95 pour cent en poids, habituellement de 50 ou 65 à 90 pour cent en poids environ. Par exemple, à 25o C, la solution aqueuse saturée de pyrosulfite de potassium et de sulfite de potassium contient environ 5 /0 de pyrosulfite de potassium et 47 0/o de sulfite de potassium; à 400 C environ, cette solution contient environ 7 < > /o de pyrosulfite et 48 oxo de sulfite; et à 650 C environ, la solution contient environ
12 /0 de pyrosulfite et 48 /0 de sulfite.
Les gaz de carneau purifiés contenus dans le réacteur
10 passent de la zone réactionnelle ou d'absorption 30 dans la zone 40 d'arrêt du brouillard ou de l'humidité
entraînée, qui comprend une zone de contact formée par
une toile ou tamis tissé. La chute de pression du gaz à
travers la zone 30 est généralement de 38,1 à 114,3, par exemple de 63,5 mm d'eau, pour 56,6 mètres cubes par minute de gaz. La toile tissée 42 est en une matière chimiquement inerte à l'égard des composants du système, par exemple en acier inoxydable 304, et est de structure
et d'aspect analogues à de la laine d'acier: elle est
représentée sur la fig. 2 comme étant soutenue par un
support 43.
La solution de sulfite de potassium prove
nant de la conduite 16 passe par la conduite 16"', et les
conduites 44' et 46' dans des ajutages 44 et 46, respecti
vement, qui sont placés d'une façon générale à une distance de 10,16 à 45,72cm, par exemple de 22,86 de
la toile 42, et qui pulvérisent continuellement la solution sur la toile 42 depuis les côtés opposés de l'ensemble,
c'est-à-dire le côté supérieur (côté d'émission du fluide)
et le côté inférieur (côté de réception du fluide) pour
éviter avantageusement un colmatage et pour maintenir
un fonctionnement continu. La zone 40 sert à enlever les
gouttelettes de la solution à partir des gaz sortant du
réacteur 10 pour limiter ainsi la perte de produit chimique.
Les gouttelettes peuvent être des formes liquides ou solides du produit réactionnel, et sont généralement suffisamment petites, par exemple d'une dimension de
1 à 100 microns, pour pouvoir être soutenues par la vitesse d'élévation du courant de gaz qui est normalement comprise entre 0,6 et 2,1 mètres/seconde environ.
On a constaté d'une façon surprenante que lorsque la matière de contact mentionnée est une structure en forme de toile tissée, on peut avantageusement utiliser
une faible quantité de la solution. Toutefois, on peut
avoir recours à une matière fournissant une grande surface de contact et une surface de contact facilement irrigable, par exemple des bagues de Raschig, mais elle nécessite de plus grandes quantités de la solution, par exemple 26,25 litres/minute environ. L'épaisseur de la zone 40, par exemple de 25 à 100mm, est suffisante pour enlever les gouttelettes des gaz d'évacuation, mais n'est pas suffisamment grande pour provoquer une forte chute de pression, et le débit du gaz à travers la zone 40 est inférieur à celui auquel les gouttelettes seraient entraînées de nouveau à partir de la zone de contact.
La chute de pression maximale souhaitable est généralement comprise entre 635 et 12,7 mm d'eau, et d'une façon typique, des vitesses du gaz comprises entre 0,6 et 1,8 mètre/ seconde sont appropriées. En général, on ajoute la solution dans la zone d'arrêt du brouillard en une quantité suffisante pour éviter un colmatage de la toile et insuffisante pour être entraînée par les gaz de sortie. Cette forme de réalisation de la zone arrêtant le brouillard est très efficace et ne nécessite l'utilisation que d'une faible quantité de la solution. Par exemple, des débits généralement d'environ 0,35 à 0,875 ou 1,05, de préférence d'environ 0,525 à 0,613 ou 0,7 litre/minute de solution par mètre cube de gaz par minute sont appropriés, et sont de préférence partagés d'une façon égale entre les ajutages 44 et 46.
La quantité de la solution utilisée diminue avec la diminution de la concentration de la solution, et il est souhaitable de maintenir le débit aussi faible que possible. La zone 40 agit aussi de façon à enlever les dernières traces d'anhydride sulfureux contenu dans les gaz de sortie. Par exemple, la toile arrêtant le brouillard enlève normalement une proportion supplémentaire de 1 à 2 moles pour cent de la totalité de l'anhydride sulfureux contenu dans les gaz résiduels d'admission.
Dans cette installation, des quantités suffisantes des matières abaissant la pression partielle de SO, sont séparées du bisulfite de potassium pour augmenter la pression partielle de l'anhydride sulfureux dans le bisulfite de potassium. La séparation des matières abaissant la pression partielle de SI peut être effectuée par n'importe quel processus approprié, par exemple par extraction sélective du bisulfite de potassium de la solution ou par extraction de punie quelconque des matières abaissant la pression partielle de SI de la solution. La séparation est effectuée de préférence par cristallisation du bisulfite de potassium (qui se transforme en pyrosulfite de potassium pendant la cristallisation) à partir de la solution en vue d'un traitement ultérieur conformément au processus décrit ci-après.
La séparation de l'anhydride sulfureux d'un précurseur comme le pyrosulfite de potassium dépend de sa pression partielle dans des conditions données, par exemple lorsqu'il est associé ou non à d'autres matières comprenant des sels comme du sulfate de potassium et du sulfite de potassium qui sont généralement présents dans la solution ainsi obtenue et qui sont produits par réaction du gaz brûlé contenant de l'anhydride sulfureux avec la solution aqueuse du sulfite de potassium.
La pression partielle de l'anhydride sulfureux dans son précurseur en présence d'autres matières par exemple des sels de potassium, dans la solution du produit réactionnel à son point d'ébullition dans les conditions de pression normales, est si faible, par exemple pour la solution typique décrite dans un exemple ci-dessous, elle est de 1,5 mm de mercure environ, qu'il ne peut pas être libéré d'une façon économique. Au contraire, sa pression partielle, lorsque le pyrosulfite de potassium est à l'état relativement pur, par exemple d'une pureté supérieure à 98 pour cent en poids environ sur base sèche, est relativement élevée, par exemple d'environ 300 mm de mercure. On augmente la pureté du pyrosulfite de potassium d'une façon générale à plus de 65 pour cent en poids environ, de préférence à plus de 90 à 95 pour cent en poids environ.
Le tableau suivant donne la pression partielle de l'anhydride sulfureux dans le pyrosulfite de potassium pour la pureté indiquée.
Tableau
Pureté de K2S2Oa,
pour-cent en poids Pression partielle de SQ,
(base sèche) mm Hg
65 5,0
70 6,1
75 8,5
80 13,3
85 21,0
90 33,5
95 75,0
98 300,0
On peut avantageusement séparer ou récupérer le bisulfite de potassium sous la forme de pyrosulfite de potassium par cristallisation à partir de matières abaissant la pression partielle de SO, de la solution.
On peut effectuer la cristallisation du pyrosulfite de potassium en utilisant des processus de cristallisation appropriés, par exemple en sursaturant la solution en la chauffant sous vide, ou avantageusement, en refroidissant la solution aqueuse de bisulfite de potassium à une température à laquelle une partie importante du pyrosulfite cristallise, par exemple au-dessous de 380 ou de 430 C environ, la limite inférieure étant déterminée par des facteurs économiques. Par exemple, lorsqu'une solution saturée de bisulfite de potassium présentant une température de 650 C est refroidie jusqu'à 400 C, une proportion d'environ 40 pour cent du pyrosulfite cristallise, tandis que lorsque la solution est refroidie jusqu'à 250 C, une proportion d'environ 70 pour cent du pyrosulfite cristallise.
Etant donné que le sulfite de potassium est plus soluble que le bisulfite de potassium, on peut obtenir des cristaux de pyrosulfite sensiblement purs, par exemple d'une pureté supérieure à 95 pour cent en poids environ.
On peut séparer les cristaux de pyrosulfite de potassium par exemple par des techniques de séparation comme une centrifugation et une filtration, et on peut les chauffer jusqu'à la température de décomposition et à la pression atmosphérique, ces températures sont généralement supérieures à 380 C et suffisantes pour décomposer le pyrosulfite de potassium, par exemple audessus de 110o et allant jusqu'à 3160 C environ, mais de préférence inférieures à la température à laquelle des quantités importantes de sulfate de potassium se forment, par exemple 2040 C, et de préférence supérieures à 1490 C dans des conditions essentiellement anhydres, pour libérer l'anhydride sulfureux et transformer le pyrosulfite de potassium en sulfite de potassium qui convient pour être réutilisé.
Ce processus de décomposition élimine la nécessité d'évaporer de grandes quantités d'eau pour enlever l'anhydride sulfureux lorsque des conditions anhydres sont souhaitables. Le sulfite de potassium chaud, produit après décomposition des cristaux, est combiné avec le filtrat résultant de la séparation de pyrosulfite de potassium et est recyclé dans la zone réaction nielle.
En se référant de nouveau aux fig. 1 et 2, la solution de bisulfite de potassium est enlevée du réacteur 10 par la conduite 18 pour l'introduire dans un réservoir intermédiaire 48, duquel elle est pompée (par exemple après une durée de séjour de 5 à 20 minutes seulement dans le réservoir intermédiaire) d'une façon rapide pour éviter un refroidissement important et une cristallisation et un colmatage dans le réservoir. Elle est pompée dans une conduite 52 par une pompe 54 pour la refouler dans la zone 50 de cristallisation et de refroidissement par détente. La conduite 18 est associée à une conduite 18' destinée à casser le vide. La solution pompée dans la conduite 52 peut passer, si on le désire, à travers un filtre 56 pour enlever les substances solides de la solution.
La zone 50 comprend une chambre de détente 58 dans laquelle la solution peut être avantageusement refroidie par évaporation de l'eau à partir de la solution, et un réservoir de cristallisation 60. La chambre de détente 58 est maintenue sous un vide qui correspond d'une façon générale à une pression absolue de 0,035 à 0,28 bar, habituellement de 0,057 à 0,105 bar, par des éjecteurs à vapeur d'eau 62 et 64. Ces éjecteurs peuvent créer un vide correspondant à une pression absolue d'environ 0,035 bar. Comme représenté, les éjecteurs 62 et 64 engendrent un vide dans la chambre 58 par l'intermédiaire d'une conduite 66. La pression régnant dans la chambre 58 est réglée en ajoutant de l'air par une conduite 68 pour ajuster la température de la solution.
Le réglage de la pression détermine à son tour le point d'ébullition et la chute de température, et par conséquent, la température de la solution contenue dans la chambre de détente et la quantité d'eau évaporée depuis la solution. Un échangeur de chaleur 70 situé dans la conduite 66 condense l'eau évaporée depuis la solution contenue dans la chambre 58. Le condensat passe par une conduite 72 et est utilisé pour dissoudre les cristaux de pyrosulfite de potassium. La vapeur d'eau provenant des éjecteurs 62 et 64 est également condensée et passe dans des conduites 74 et 76 pour être utilisée ultérieurement dans l'installation.
La solution contenue dans la chambre 58 est normalement refroidie jusqu'à une température suffisante pour cristalliser c'est-à-dire pour enlever de la solution une quantité suffisante de pyrosulfite de potassium afin de compenser la quantité d'anhydride sulfureux absorbée à partir du courant de gaz contenu dans la conduite 12 et pour maintenir ainsi un équilibre correct des matières solides dans la solution en vue de son recyclage. Le bisulfite de potassium ,cristallise sous forme de pyrosulfite de potassium. La quantité de cristaux de pyrosulfite de potassium. enlevée dépend de la transformation du sulfite de potassium en bisulfite dans la zone de purification, et d'une façon générale, de 3 à 5 kg de cristaux de pyrosulfite de potassium sont enlevés pour chaque kilogramme d'anhydride sulfureux absorbé à partir des gaz résiduels.
Par exemple, si la transformation du sulfite en bisulfite dans la solution aqueuse passant à travers le réacteur 10 est d'environ 50 s/0, 7 kg environ de cristaux sont enlevés pour fournir une solution particulièrement appropriée pour être réutilisée dans la partie d'absorption, tandis qu'avec une transformation de 20 a/e, cette quantité augmente jusqu'à 15 kg de cristaux environ par kilogramme d'anhydride sulfureux, et avec une transformation théorique de 1000/o, la quantité est d'environ 3 à 3,5 kg par kilogramme d'anhydride sulfureux.
La chute de température se produisant dans la chambre 58 est détermine par le réglage de la température d'admission de la solution, par la pression régnant dans la chambre 58, la durée de séjour de la solution dans la chambre 58 (par exemple d'une façon générale de 15 minutes à 2 heures environ), par le rapport de recyclage, etc.
Etant donné que la température de la solution d'admission est généralement comprise entre 270 et 930 C, habituellement entre 540 et 710 C pour le traitement d'un gaz provenant d'une centrale électrique, et habituellement entre 270 et 430 C pour le traitement d'un gaz provenant d'une installation de production d'acide sulfurique, et étant donné que la solution bout à environ 400 C, à une pression absolue de 0,07 bar et à 290 C à une pression absolue de 0,035 bar, des chutes de température généralement de 6 à 390 ou 500 C, de préférence de 17 à 280 ou 390 C, sont habituellement nécessaires pour cristalliser la quantité voulue de pyrosulfite de potassium.
La quantité d'eau éliminée dans le refroidisseur à détente à partir de l'installation est avantageusement utilisée pour maintenir l'eau de l'installation en équilibre par corrélation entre la quantité d'eau enlevée par le refroidisseur à détente et la quantité d'eau enlevée par le courant de gaz dans le réacteur. Bien que l'eau puisse être enlevée dans le refroidisseur à détente, elle nécessite un apport d'énergie, tandis que si elle est enlevée dans le réacteur, l'énergie utilisée est celle qui est normalement disponible.
Ainsi, un avantage particulièrement intéressant du pré-épurateur 20 réside dans la réalisation de la pré-épuration avec un liquide par exempie l'eau, tout en évitant en même temps une chute importante de la température du gaz et une augmentation importante de l'humidité relative du gaz; en fournissant ainsi le gaz dans la zone d'absorption à une température et une humidité relative optimales pour évaporer l'eau à partir de l'installation d'une façon peu coûteuse et efficace. Au cas où l'on utilise un courant gazeux présentant une faible température et une humidité relative élevée et ayant un faible pouvoir d'absorption de l'eau, l'installation présente une grande souplesse, du fait que l'eau en excès peut être éliminée par le refroidisseur à détente.
L'efficacité du refroidisseur à détente pour enlever l'eau permet aussi de régler avantageusement les conditions de filtration. Le système de filtration utilisé peut être un simple filtre rotatif, et on peut obtenir un réglage avantageux de la température et de la durée de séjour de la solution en réglant la dimension des cristaux pour améliorer le rendement du filtre avec de plus grandes vitesses de filtration pour fournir des cristaux de plus grande pureté, par exemple de 99 pour cent. Elle désursature également sans amorçage et évite sensiblement tout problème posé par le colmatage.
La solution refroidie, ou bouillie, passe de la chambre de détente 58 dans un réservoir de cristallisation 60 par une conduite 78. La durée de séjour de la solution dans le réservoir de cristallisation 60 est suffisante pour produire des cristaux de dimension correcte par filtration, par exemple des cristaux de dimension supérieure à 0,047 mm et allant jusqu'à environ 2 2mm. D'une façon générale, une durée de séjour volumique de 5 minutes à 2 heures environ ou plus, de préférence de 10 à 45 minutes environ, convient pour la production de cristaux de dimension voulue. On peut obtenir des cristaux dans lesquels une proportion d'environ 80 pour cent a une dimension comprise entre 2 et 0,25 mm, en utilisant une durée de séjour de 45 minutes. Le réglage du pH de la solution est effectué généralement entre 6,6 et 7,4 environ.
Le pH peut être réglé en ajustant le poids spécifique de la solution réactionnelle sortant du réacteur, par exemple en utilisant un dispositif 69 de réglage de la densité dans la conduite 71. Une conduite de recyclage 80 et une pompe 82 sont prévues pour régler la température et la durée de séjour de la solution. Le fond de la chambre de détente 58 est incliné, et la conduite 78 s'étend jusqu'au fond du réservoir 60 pour éviter un colmatage par les cristaux formés dans la chambre 58 et dans le réservoir 60. Une toile d'arrêt du brouillard 84, disposée dans la partie supérieure de la chambre de détente 58, est construite et fonctionne d'une façon analogue à la zone 40, afin d'éliminer les gouttelettes entraînées par le gaz passant dans la conduite 66.
La suspension des cristaux de pyrosulfite de potassium formés dans le réservoir de cristallisation 60 est pompée par la pompe 86 dans la conduite 88 pour l'amener dans un filtre à vide comprenant un tambour rotatif désigné d'une façon générale par 90. Le filtre comprend un tambour rotatif 92 et un bac 94. La suspension est introduite dans le bac 94 par la conduite 88 et est aspirée par une dépression appliquée à l'intérieur du tambour 92 à travers la surface filtrante du tambour par une pompe à vide 96. La solution filtrée est aspirée à partir du tambour filtrant 92 et passe par une conduite 98 dans un réservoir 100 réservé au filtrat où elle est rassemblée et d'où elle est ultérieurement pompée dans une conduite 102 par une pompe 104 pour la refouler dans un réservoir d'alimentation 106.
Les cristaux de pyrosulfite de potassium retenus sur la surface du tambour filtrant 92 sont enlevés par un racloir 108 et transférés dans un réservoir de dissolution 110. La vitesse de filtration du filtre est maintenue aussi élevée que possible, tout en permettant d'obtenir encore un filtrat ou solution limpide à partir du filtre dans la conduite 98. On obtient habituellement des vitesses de filtration de 4410 à 1960, de préférence de 7350 à 14700 kg de cristaux par heure par mètre carré de surface de contact du filtre. La surface de contact nécessaire du filtre est d'autant plus petite que la vitesse de filtration est plus élevée. La dimension de la toile filtrante utilisée peut être importante pour maintenir le filtrat à l'état limpide.
Par exemple, si des cristaux passent à travers la toile, le pH de la solution ou filtrat diminue, par exemple jusqu'à un pH de 6,3 environ, et ainsi il affecte nuisiblement le courant de recyclage en entrant dans l'absorption de So par suite de l'augmentation de la quantité de bisulfite. La dépression appliquée au tambour filtrant par la pompe 96 est maintenue de façon que la dépression appliquée au tambour 92 soit inférieure à la dépression appliquée à la chambre 58, par exemple à une pression xsupqérieure. L'application d'une pression inférieure à cet endroit de l'installation refroidirait encore la solution pour cristalliser une quantité supplémentaire de pyrosulfite de potassium à l'intérieur du tambour 92, ce qui colmaterait l'installation.
Le filtre utilisé sur le tambour 92 est de préférence une toile monofilamentaire, par exemple de Nylon , qui est chimiquement inerte à l'égard de la solution et de la suspension, qui présente des ouvertures de mailles d'une dimension généralement comprise entre 10 et 50 ou 60 microns, de préférence entre 20 et 40 microns environ. Les cristaux peuvent être avantageusement lavés par la pulvérisation 112, en utilisant de préférence un courant secondaire de la solution à 50 pour cent qui est amené dans la colonne de purification sur la surface du filtre pour améliorer encore leur purification.
Etant donné que la solution à 50 pour cent de bisulfite de potassium est saturée, les cristaux ne sont sensiblement pas dissous et la pureté des cristaux est accrue par lavage par déplacement de la liqueur mère. Egalement, si on le désire, on peut appliquer une diffusion ou refoulement de vapeur d'eau 114 à la surface du filtre près de la lame racleuse 108 pour nettoyer la surface du filtre en enlevant tous cristaux qui n'ont pas été enlevés par la lame 108.
Les cristaux de pyrosulfite de potassium peuvent être avantageusement chauffes en présence d'eau pour favoriser leur décomposition afin de produire l'anhydride sulfureux à des températures relativement basses. L'eau utilisée peut être l'eau résiduelle de la liqueur mère contenue dans les cristaux ou de l'eau ajoutée; elle peut être sous une forme appropriée quelconque, par exemple sous forme liquide ou de vapeur; on l'utilise en des quantités suffisante pour favoriser la décomposition du pyrosulfite de potassium afin de ,produire l'anhydride sulfureux.
Ces quantités sont d'au moins 0,01 pour cent en poids, d'une façon générale de 1 à 99 pour cent en poids, et avantageusement de 20 à 75 pour cent en poids environ par rapport au pyrosulfite de potassium et à l'eau. Avec des quantités d'eau allant jusqu'à 20 pour cent en poids environ, on obtient des cristaux humides, et avec des quantités allant jusqu'à 40 pour cent en poids, par exemple, on peut obtenir une solution. Cependant, lors qu'il est en solution, le pyrosulfite de potassium est sous la forme bisulfite.
Les cristaux passant dans le réservoir 110 sont dissous dans une quantité suffisante d'eau pour faciliter le traitement. D'une façon générale, on ajoute suffisamment d'eau pour former au moins une suspension qui est pompable, par exemple qui contient de 60 à 70 pour cent de substances solides environ, bien que si on le désire, on puisse ajouter une quantité suffisante d'eau pour former une solution. Le rapport des substances solides à l'eau dans le réservoir de dissolution 110 est avantageusement réglé par la densité en utilisant un régulateur de densité 103.
D'une façon générale, une quantité comprise entre 35 et 55 solo de préférence entre 40 et 50 /o environ, de substances solides est contenue dans la solution qui est évacuée du réservoir de dissolution 110 par la pompe 118 dans la conduite 116. L'eau est introduite dans le réservoir de dissolution 110 sous la forme d'un produit de condensation provenant du refroidisseur 70 par l'intermédiaire de la conduite 72 et des conduites 74 et 76 à partir des éjecteurs à vapeur d'eau 62 et 64, respectivement. On peut ajouter de l'eau fraîche par l'intermédiaire d'une conduite 120, si on le désire.
Le pyrosulfite de potassium, en présence d'eau ou en contact avec cette dernière, est chauffé jusqu'à des températures suffisantes pour produire de l'anhydride sulfureux, et à la pression atmosphérique, on peut utiliser des températures généralement comprises entre 380 et 1070 C, de préférence entre 660 et 1070 C.
La décomposition du pyrosulfite de potassium en contact avec l'eau peut être effectuée à la pression atmosphérique ou à une pression supérieure, par exemple à une pression absolue comprise entre 0 et 21 bars, d'une façon générale entre 1,05 et 10,5 bars, bien qu'on puisse avantageusement utiliser la pression atmosphérique.
Dans une variante de cet aspect on peut avoir recours à une pression supérieure à la pression atmosphérique lorsque le pyrosulfite de potassium est en solution aqueuse pour augmenter la concentration de la solution à des températures plus élevées, par exemple supérieures à 110o et allant jusqu'à 1910 C environ, ce qui se traduit par une augmentation de la pression partielle de l'an hydnde sulfureux dans le pyrosulfite de potassium et par une amélioration de la production d'anhydride sulfureux. En général, sous ce rapport, l'eau est utilisée dans une proportion de 5 à 50 ou 70 pour cent en poids environ.
Par exemple, si l'on chauffe la solution de bisulfite de potassium à une pression absolue d'environ 7 bars et à une température d'environ 1770 C, la solubilité des cristaux de pyrosulfite est beaucoup plus grande, par exemple de 75 pour cent en poids environ par rapport aux cristaux et à l'eau.
Cette plus forte concentration fournit une pression partielle beaucoup plus élevée de l'anhydride sulfureux que les concentrations inférieures, et le pourcentage de transformation du pyrosulfite de potassium en sulfite de potassium est plus important
L'utilisation de l'eau pour améliorer la décomposition du pyrosulfite de potassium est préférable au processus par voie sèche, étant donné qu'elle évite la nécessité d'utiliser des matières inertes et les frais de manipulation de ces matières, et qu'elle permet de produire l'anhydride sulfureux à des températures beaucoup plus basses et avec un taux de conversion suphrieur de pyrosulfite (bisulfite) de potassium en anhydride sulfureux.
Etant donné qu'une faible quantité d'anhydride sulfurique est généralement présente dans le gaz résiduel contenant de l'anhydride sulfureux, il se forme une faible quantité de sulfate de potassium qui est périodiquement enlevée. En outre, l'oxygène présent dans les gaz résiduels peut réagir avec le sulfite de potassium pour produire une quantité supplémentaire de sulfate de potassium, de sorte qu',il peut être souhaitable d'ajouter un inhibiteur d'oxydation, par exemple des substances organiques, comme une hydroquinone, etc., à la solution de sulfite de potassium. En général, le sulfate de potassium cristallise avec le pyrosulfite et peut être séparé par redissolution périodique des cristaux de pyrosulfite qui sont plus solubles dans l'eau que le sulfate de potassium.
On peut recycler les cristaux de pyrosulfite redissous dans la zone reactionnelie après avoir enlevé le sulfate de potassium solide. Le sulfate de potassium est avantageux comme constituant d'engrais. Si on le désire, ce processus peut être utilisé pour produire du sulfate de potassium, en omettant l'inhibiteur et en augmentant la quantité de sulfate de potassium produit.
On fait passer la solution de bisulfite de potassium contenue dans la conduite 16 dans une zone de purification, désignée d'une façon générale par 125, où la solution est chauffée jusqu'à une température comprise par exemple entre 1100 et 1490 C, qui est suffisante pour décomposer le bisulfite de potassium et pour produire de l'anhydride sulfureux et une solution de sulfite de potassium. La décomposition est effectuée avantageusement en une opération de purification à effets multiples, afin d'augmenter la transformation globale du bisulfite de potassium en sulfite de potassium et de réduire les besoins en énergie, c'est-à-dire en vapeur d'eau, de l'installation. Comme représenté, la zone de purification 125 comprend deux colonnes de rectification 122 et 122', bien qu'on puisse en utiliser trois ou plus, si on le désire.
La solution introduite dans la colonne 122 par une conduite 116 est chauffée par vapeur d'eau dans un rebouilleur 138 jusqu'à une température suffisante pour décomposer le bisulfite de potassium contenu dans la solution, afin de produire un courant gazeux de tête comprenant l'anhydride sulfureux et la vapeur d'eau.
Ce courant de tête est évacué par la conduite 124 et est transféré dans un rebouilleur 138' de la seconde colonne de rectification 122' pour fournir l'énergie nécessaire pour la décomposition d'une quantité supplémentaire de bisulfite de potassium. La transformation du bisulfite de potassium en sulfite de potassium dans une colonne de rectification particulière quelconque est limitée, étant donné que dès que la pression partielle de l'anhydride sulfureux des vapeurs contenues dans la colonne est égale à la pression partielle de l'anhydride sulfureux de la solution, une quantité supplémentaire d'anhydride sulfureux ne peut pas être enlevée de la solution, quelle que soit l'énergie appliquée à la colonne.
Lorsqu'on utilise plusieurs colonnes, de la vapeur d'eau fraîche est produite dans chaque colonne par élimination de l'eau à partir de la solution qui est saturée avec une quantité supplémentaire d'anhydride sulfureux, de sorte qu'on obtient une décomposition supplémentaire du bisulfite de potassium et une meilleure conversion. En outre, les besoins en énergie ou en vapeur d'eau de l'installation sont réduits par la récupération de l'énergie à partir des vapeurs produites dans chaque colonne de rectification en utilisant ces vapeurs pour produire de la chaleur destinée à la colonne suivante. Après le rebouilleur 138'.
dans lequel la vapeur d'eau contenue dans la conduite 124 est en grande partie un produit condensé, ce produit passe par la conduite 126 dans un séparateur 128. L'eau condensée est évacuée du fond du séparateur 128 par une conduite 130, et l'anhydride sulfureux est évacue comme produit gazeux par une conduite 131. La solution de bisulfite de potassium partiellement décomposé est évacuée de la colonne 122 par une conduite 134, et est refoulée par une pompe 136 dans une colonne 122' où une quantité supplémentaire de bisulfite de potassium est décomposée. Les vapeurs de tête sont évacuées de la colonne 122' par une conduite 124' et à travers un échangeur de chaleur, c'est-à-dire le condenseur-refroidisseur 126' pour être introduites dans le réservoir 128'.
La vapeur d'eau condensée est évacuée du réservoir swparateur 128' par une conduite 130' et l'anhydride sulfureux est évacué comme produit gazeux par une conduite 131'. Les produits de queue, qui comprennent maintenant une solution riche en sulfite de potassium, sont transférés par une pompe 126' dans une conduite 134' pour être introduits dans un réservoir 106 d'alimentation de la zone d'absorption. Une partie des produits de queue contenus dans la conduite 134 passe à travers le rebouilleur 138 pour maintenir une température correcte, par exemple comprise généralement entre 1100 et 1490 C, dans la colonne de rectification 122. La solution de sulfite de potassium recueillie dans le réservoir 106 est pompée par une pompe 140 dans une conduite 142 pour alimenter la conduite d'admission 16 du réacteur 10.
L'eau séparée dans les conduites 130 et 130' passe dans le réservoir de dissolution 110 pour dissoudre les cristaux de pyrosulfite de potassium.
La première colonne de séparation fonctionne en général à une température et une pression élevées suffisantes pour décomposer le bisulfite de potassium, par exemple à une pression absolue de 14 bars et à une température de 3160 C, mais de préférence au-dessous de la température à laquelle des quantités importantes de sulfate de potassium se forment, par exemple à 2040 C, et au-dessous de pressions absolues de 10,5 bars environ.
D'une façon typique, le premier séparateur 122 fonctionne à une température comprise entre 1350 et 1770 C, ou de 2040 C et à une pression absolue comprise entre 2,8 et 5,6 bars, de préférence entre 2,8 et 4,2 bars. Ces conditions sont choisies pour maintenir les besoins en vapeur d'eau à un faible niveau, c'est-à-dire la quantité de vapeur d'eau nécessaire pour produire la quantité voulue d'anhydride sulfureux. D'une façon générale, il est souhaitable de maintenir les besoins en vapeur d'eau entre 2 et 6 environ, de préférence entre 2 et 4 kg de vapeur d'eau par kilogramme d'anhydride sulfureux.
Chacune des colonnes successives fonctionne à une pression absolue d'environ 1,4 bar au-dessous de la colonne précédente, et à des températures de décomposition correspondantes. Par exemple, la seconde colonne séparatrice dans un système à deux colonnes fonctionne d'une façon générale à une pression absolue comprise entre 1,4 et 4,2 bars, de préférence entre 1,4 et 2,8 bars, et à une température comprise entre 1210 et 1490 C de préférence entre 1270 et 1380 C.
Lorsqu'il est souhaitable d'enlever le sulfate de potassium, qui est un sousproduit indésirable du procédé, du bisulfite de potassium, on peut détourner une partie de la solution contenue dans la conduite 116 pour la faire passer par la conduite 144 où une centrifugeuse 146, ou si on le désire un filtre, sépare les cristaux de sulfate de potassium pour les faire passer dans une conduite d'évacuation 147. Si l'on utilise une suspension de bisulfite de potassium comme charge de la colonne de rectification 122, le détournement et la séparation du sulfate de potassium peuvent être effectués dans la conduite 134' ou la conduite 142.
La nature de l'installation et son fonctionnement sont tels qu'ils ne sont pas nuisiblement affectés par la nature cyclique des opérations de l'installation, la température des gaz à traiter (par exemple une chute de température des gaz de centrales électriques au cours de la nuit), ou la teneur en soufre ou en substances solides du gaz, et fournissant ainsi une grande souplesse. Ainsi, elle peut purifier tout gaz contenant SI, SQ, ou des substances solides particulaires, ou tout autre type de composant analogue dans un gaz type quelconque qui est compatible avec l'installation et qui n'est pas nuisiblement affecté par elle, ou qui n'affecte pas nuisiblement ladite installation.
La forme de réalisation représentée sur la fig. 12 est identique à celle de la fig. 1 à l'exception de la zone de purification désignée d'une façon générale par 125', dans laquelle le bisulfite de potassium est décomposé en présence d'un gaz inerte. Dans l'installation de la fig. 12, la solution de bisulfite de potassium contenue dans la conduite 116' passe dans la zone de purification 125' où la solution est chauffée à une température comprise, par exemple, entre 110o et 1490 C, qui est suffisante pour décomposer le bisulfite de potassium et produire de l'anhydride sulfurique et une solution de sulfite de potassium.
La décomposition est avantageusement effectuée au cours d'une opération de rectification à effets multiples afin d'augmenter la conversion globale du bisulfite de potassium en sulfite de potassium, et de réduire les besoins en énergie, c'est-à-dire en vapeur d'eau, de l'installation. Comme représenté la zone de purification 125' comprend une colonne de rectification 122", bien qu'on puisse utiliser, si on le désire, deux colonnes ou plus.
La solution introduite dans la colonne 122" par la conduite 116' est chauffée par la vapeur d'eau dans un échangeur de chaleur 150' jusqu'à une température généralement inférieure au point d'ébullition à la pression de fonctionnement de la colonne, suffisant pour décomposer le bisulfite de potassium de la solution, et pour produire du sulfite de potassium et de l'anhydride sulfureux, et elle est introduite dans la colonne 122" à cette température. Bien que la solution du bisulfite ait été décomposée, l'anhydride sulfureux ne peut pas être libéré tant qu'une force d'entraînement n'est pas fournie.
Par conséquent, un gaz inerte comme l'azote, le méthane, l'argon, l'hélium, etc., est introduit dans la colonne 122" par une conduite 130" pour entraîner SO, hors solution et saturer de préférence le gaz inerte avec SQ; lorsque la pression partielle de l'anhydride sulfureux des vapeurs contenues dans la colonne est égale à la pression partielle de l'anhydride sulfureux de la solution, une quantité supplémentaire d'anhydride sulfureux ne peut pas être enlevée de la solution, quelle que soit l'énergie appliquée à la colonne.
Lorsqu'on utilise plusieurs colonnes, les besoins en énergie ou vapeur d'eau de l'installation sont réduits en récupérant l'énergie des vapeurs produites dans chaque colonne de rectification en utilisant ces vapeurs pour produire la chaleur destinée à la colonne suivante. Le gaz inerte contenant SO, est évacué par une conduite 124", un échangeur de chaleur 126" dans lequel SQ est condensé et transféré dans le séparateur 128". Cet anhydride sulfureux condensé (contenant l'eau enlevée de la colonne 122") est évacué depuis le fond du séparateur 128" par une conduite 138", et le gaz inerte est évacué par une conduite 132". Une soufflante 130" prévue dans la conduite 132" refoule le gaz inerte dans la colonne 122".
La solution de bisulfite de potassium partiellement dé compose est évacuée de la colonne 122" par une con duite 134" et est refoulée par une pompe 136" dans le réservoir 106'. Des températures comprises entre 1100 et 1490 C et des pressions absolues allant jusqu'à 14 bars environ, sont typiques pour la colonne de rectification 122".
La solution contenue dans la conduite 116' est généralement chauffée jusqu'à une tempftature aussi élevée que possible sans produire de sulfate de potassium et sans faire bouillir la solution. La chaleur augmente la pression partielle de SO, de la solution jusqu'au point d'ébullition de la solution pour fournir une plus grande différence de pression entre SQ de la solution et celui du gaz inerte, de façon que le gaz inerte puisse balayer
SI de la solution à mesure qu'il passe à travers la colonne 122".
D'une façon générale, des températures comprises entre 1100 et 3160 C environ, mais de préférence inférieures à 2040 C, températures au-dessus desquelles il peut se former du sulfate, et des pressions absolues comprises entre 0 et 25 bars environ, de préférence entre 1,05 et 10,5 bars, peuvent être utilisées dans la zone de décomposition. Le gaz inerte passe à travers la colonne à une vitesse suffisante pour entraîner SOI hors solution, mais insuffisante pour refouler la solution hors de la colonne, par exemple elle est comprise entre environ 0,45 et 6 mètres par seconde, de préférence entre 0,6 et 2,4 mètres par seconde.
Etant donné que la plus grande partie de l'eau est condensée dans la colonne dans ses conditions de fonctionnement, seule une faible quantité de vapeur d'eau est évacuée avec les gaz inertes, ce qui permet de réutiliser la solution régénérée de sulfite de potassium.
Le système de récupération de SO, décrit ci-dessus et en se référant aux fig. 1 et 2 a été utilisé pour traiter des gaz de carneau d'une centrale électrique brûlant de la houille ou charbon. Pour estimer la chute de température des gaz de carneau d'admission après leur passage à travers le pné-épurateur, on a effectué plusieurs essais à divers rapports de l'eau d'épuration aux gaz brûlés. Au cours de chaque essai, on a introduit des gaz brûlés dans le pré-épurateur à un débit de 56,6 mètres cubes par minute et à une température d'environ 1490 C. On a enregistré la température et l'humidité des gaz à la sortie du sommet de la cible. Les résultats sont indiqués sur le tableau I ci-après.
Exemple I
Le tableau suivant, le tableau II, donne un exemple particulier de ce procédé dans les conditions et avec les paramètres mentionnés dans la description des fig. 1 et 2 et en utilisant les installations représentées sur les dessins, le tableau donnant des compositions particulières des courants pour les diverses conduites d'écoulement et les températures dominantes. Les gaz brûlés ont la composition typique en moles pour cent: 0,3 /o d'anhydride sulfureux, 3,4 /o d'oxygène, 6,0 0/o de vapeur d'eau, 14,2 0/o d'anhydride carbonique, 76,1 /o d'azote, et 0,0003O/o d'anhydride sulfurique. La production de sulfate de potassium est sensiblement nulle.
Le refroidisseur à détente du type à vide fonctionne à une pression absolue de 0,07 bar, et à 400 C, l'eau est évacuée du refroidisseur à détente à un débit de 63,5 litres par heure environ, et le pH de la solution contenue dans l'appareil de cristallisation est d'environ 7,0 à 7,2.
Exemple 2
On suit le même processus que celui utilisé dans l'exemple 1, excepté qu'on utilise une solution aqueuse de sulfite de césium à la place du sulfite de potassium pour produire du bisulfite de césium et pour récupérer SQ.
Exemple 3
On suit le processus utilisé dans l'exemple 1, excepté qu'on utilise une solution aqueuse de sulfite de rubidium à la place du sulfite de potassium pour produire du bisulfite de rubidium et pour récupérer SOO.
La fig. 3 est une coupe d'un type d'appareil de la présente invention comme décrit en se référant aux fig. 1 et 2, mais qui est destiné à être utilisé d'une façon indépendante pour séparer les substances solides particulaires et les composants solubles dans un liquide d'un courant gazeux. Elle montre également le passage du gaz, pour l'élimination des grandes particules, à travers un précipitateur électrique 200 et l'effet du pré-c'pura- teur 10 est utilisé sur la partie des substances solides particulaires ayant une dimension la rendant généralement plus difficile à séparer.
En se référant à la fig. 3, on a représenté un récipient réactionnel 100 comprenant une partie médiane cylindrique 101 présentant une entrée circulaire 105 réservée aux gaz ménagée dans le quart inférieur de la partie médiane et un moyen de pulvérisation de liquide comprenant une conduite introduite dans un orifice 106 et s'étendant latéralement dans la partie médiane. Ledit récipient présente une partie inférieure conique 102 comportant une sortie 26 pour évacuer le liquide et les substances solides particulaires, et une partie supérieure 103 en forme de cône inversé comportant une sortie 104 réservée aux gaz pour évacuer le gaz purifié.
Une plaque de support circulaire 15 présentant plusieurs orifices 107 (voir fig. 4) est montée axialement dans une zone 20 au-dessus de la conduite 24, et est assujettie à la paroi interne 108 de la partie médiane 101 et supporte une colonne de remplissage 22 se composant de trois couches de bagues de Raschig en matière céramique. La colonne de remplissage et la plaque de support définissent une cible perméable aux gaz. L'entrée 105 communique avec une conduite 112 d'admission de gaz présentant une extrémité 13 en forme de chapeau s'étendant vers le haut dans la zone 20 au-dessous de la conduite 24, et qui communique avec la cible 110.
Des ajutages de pulvérisation 25 sont de préférence espacés régulièrement le long de la partie interne 109 de la conduite 24 et sont montés de façon à pulvériser un courant continu de liquide, par exemple de l'eau, en direction de la cible 110, de façon à l'atteindre.
Tableau I
Débit de l'eau dans Moles de H20 Humidité
Température d'admission les ajutages de pulvérisation par mole Température de sortie des gaz brûlés
Essai des gaz brûlés, OC litres/minute de gaz sec des gaz brûlés, OC à la sortie,
0/o
1 I49 0,0 0,060 149 6
2 149 0,38 0,075 124 8
3 149 0,78 0,085 102 12
4 149 1,14 0,105 82 20
5 149 ¯ 0,135 53 100 Tableau II
Charge Evacuation Lame 108
Gazbrùlés Dans Gaz brulés de l'absorbeur de l'absorbeur de raclage Filtrat
Procédé Courant dans la conuite 12 l'absorbeur 30 dans la conduite 14 dans la conduite 16 dans la conduite 18 des cristaux dans la conduite 102
SO2 kg/mn 0.292 0.292 0.292 6.817 7.081 1.129 5.951
K2S2O5 kg/mn 6.01 6.926 1.927 4.99
K2SO3 kg/mn 8.26 7.611 0.04 7.575
K2SO4 kg/mn 0.803 0.803 0.122 0.68
SO3 moles % 0,0003 0
H2O kg/mn X X+2,27 16.33 13.88 0.0 13.88
Substances solides kg/mn 15.037 15.332 2.091 13.245
Total....
kg/mn 49,9 51.9 30.541 29.21 2.091 27.125
Gaz brûlés m /mn 56.9 43.9
Cendres volantes g/m 0.69(1) 0
Litres/minute 21.2 19.7 18.9
Poids spécifique 1.44 1.48 1.43
Tempeérature C 149 124 52 66 57 40 40 pH 7.2 7.1
Humidité relative 6% 8%(a) (1) 3,45 g/m dans un précipitateur électrique et 0.69 g hors du précipitateur électrique.
(2) A la sortie de la zone 30 d'absorption, l'humidité relative est de 83%.
Tableau II (suite)
Charge de la colonne Produit de tête Produit Produit de queue Eau admise
de rectification. des colonnes de rectification, des colounes de rectification, de la colonne de rectification, dans le pré-épurateur,
Procédé Courant conduite 116 conduites 124 et 124' conduites 131 et 131' conduite 134' conduite 24
SO2 kg/mn 1,129 0,263 0,263 0.867
K2S2O5 kg/mn 1,927 1.02
K2SO3 kg/mn 0,004 0.685
K2SO4 kg/mn 0,122 0.122
SO3 moles %
H2O kg/mn 2,99 0,952 0,02 2.041 0.376
Substances solides kg/mn 2,091 1.828
Total kg/mn 5,085 1,215 0,283 3.869 0.376
Gaz brúlés m /mn
Cendres volantes g/m 2.84 3.79
Litres/minute 3,7 1.42 1.0
Poids spécifique 1,37 30
Température C 49 107 pH 92 125
Humidité relative