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Verfahren zum Trocknen und Aufbereiten des bei der Zuckergewinnung
anfallenden Carbonatationsschlamms sowie Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens
Die Erfindung betrifft ein Verfahren, den in der Zuckerindustrie anfallenden Carbonatationsschlamm
zu trocknen, aufzuarbeiten und die dabei entstehenden Produkte CaO und CO2 in den
Prozess der Zuckergewinnung zurückzuführen.
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Der Carbonatationsschlamm ist ein Abfallprodukt bei der Zuckergewinnung.
Er enthält im wesentlichen CaCO3, organische Bestandteile wie Eiweiss und Saccharose
sowie sonstige Verunreinigungen, wie z.B. Faserreste, Sand und kleine Steinchen
u.dergl. mehro Er fällt in der Regel in Form einer lehmartigen, stichfesten Masse
als Filterkuchen mit ca. 50 ß Wassergehalt an.
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Dieser Schlamm wird zu einem geringen Teil als Dünger und für Aufschüttungszwecke
verwendet. Der weitaus überwiegende Teil wird in der Nähe der Zuckerfabriken in
speziell angelegten Teichen abgelagert und stellt einen nicht unwesentlichen Unkostenfaktor
dar; überdies beeinträchtigt er die Umwelt beträchtlich.
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Um dem zu begegnen, wurden wiederholt Versuche unternommen, den Schlamm
zunächst zu trocknen. Dies ist zwar mit den bekannten Trocknungsmaschinen, wie Walzen-
oder Etagentrocknern, möglich, diese erfordern jedoch einen erheblichen Bau-und
Betriebsaufwand, so dass es bisher nur vereinzelt zum Bau entsprechender Trocknungsanlagen
gekommen ist.
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Unter speziellen lagebedingt relativ günstigen Bedingungen wurden
in Kalifornien (USA) zwei Anlagen gebaut, bei denen die Trocknung mit der anschliessenden
Kalzination des getrockneten Schlamms kombiniert wurde. Im einen Fall enthält eine
solche Anlage einen Etagenofen, der jedoch nur unbefriedigende Umsetzungsgrade erreichte
und erhebliche betriebliche Schwierigkeiten verursachte, die in der Natur des Schlamms
liegen. Es ist bisher nicht gelungen, diese Schwierigkeiten zu überwinden. Eine
zweite Anlage arbeitet mit einem Drehrohrofens wobei die Kalzinationswärme zur endgültigen
Trocknung des Schlamms mit herangezogen wurde0 Nach grossen Mühen gelang es, mit
diesem Drehrohrofen einigermassen annehmbare Ergebnisse zu erreichen; er verursacht
jedoch einen derartig grossen Kosten- und damit Bauaufwand, dass sein Einsatz nur
in Sonderfällen möglich ist. Auch kann eine derartige Anlage der Betriebskosten
wegen nur dort sinnvoll eingesetzt werden, wo die Energiekosten relativ niedrig
sinne
Bei der Beseitigung und Ablagerung des anfallenden Schlamms
ging man bisher zumeist so vor, dass man den stichfesten, als Filterkuchen anfallenden
Carbonatationsschlamm zunächst mittels Schneckenförderer pastifizierte und mittels
geeigneter Pumpen in Form eines fliessfähigen Breies durch Rohrleitungen in die
Ablagerungsteiche pumpte, wobei häufig in die Rohrleitungen noch Druckluft eingeblasen
wird, um ein Verstopfen der Rohrleitungen zu verhindern.
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Im Bestreben, zu einer Lösung des in Betracht kommenden Problems mit
erträglichem Bauaufwand zu kommen, wurde durch systematische Versuche gefunden,
dass sich der zunächst in Form von stichfesten Filterkuchen anfallende Schlamm,
solange er noch frisch ist, beim Aufbringen einer Schubspannung vorübergehend in
einen so dünnflüssigen Zustand versetzen lässt, dass man ihn mit geeigneten Vorrichtungen
zerstäuben kann.
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Dies ist nun allerdings nicht so einfach, als dass man den Schlamm
dann mit reinem Flüssigkeitsdruck in Zerstäubungsdüsen, etwa ähnlich wie Heizöl,
zerstäuben kann; die dabei entstehenden Tropfen sind viel zu grob. Daher ist in
zwar an sich bekannter Weise eine zusätzliche Zerstäubungsenergie anzuwenden; beispielsweise
eignen sich hierfür Druckluft oder Dampf. Ausserdem muss die Zerstäubungsdüse nach
den bekannten Regeln der Technik den vorerwähnten spezifischen Eigenschaften des
Schlamms angepasst sein.
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Bei den Versuchen wurde auch festgestellt, dass mit dem in Zuckerfabriken
üblicherweise anfallenden Heizdampf von 3 bis 4 atü eine Menge von ca. 2,4 m3/h
Schlamm mit 1,7 atü Schlammdruck bei befriedigender Zerstäubung eine Zerstäubungslänge
von
nur 3,5 bis 4 m ergab. Dies genügt nun aber nicht für den angestrebten Zweck, weshalb
hierzu weitere Massnahmen notwendig waren.
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Zu besonders vorteilhaften Ergebnissen gelangte man, als man aufgrund
der zuvor erwähnten Feststellungen den Schlamm in einen heissen Gasstrom eindüste
und in der Strömung trocknete. Wesentlich ist aber, dass der Gasstrom in besonderer
Weise geführt wird. Der Strömungsverlauf muss in der Trocknungszone den Eigenschaften
des Carbonatationsschlamms angepasst sein. Der heisse Gasstrom muss im wesentlichen
vertikal von unten nach oben strömen und weiterhin wenigstens ein Gebiet einer Rückströmung
von oben nach unten enthalten, in das der zu trocknende Schlamm | in fein verteilter
Form eingeführt wird. Auf diese Weise geraden die von der Rückströmung mitgeführten
Schlammtropfen dann in die aufsteigende Strömung heisser Gase und haben in dieser
hinreichend Gelegenheit, trotz der kurzen Verweilzeit auszutrocknen, bevor sie mit
irgendwelchen Trocknerwänden in Berührung kommen.
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Die aufsteigende Heissgasströmung ergibt dabei in bekannter Weise
den weiterhin angestrebten Effekt, dass grössere Partikel langsamer nach oben getragen
werden als kleine Partikel und dadurch die erforderliche längere Trocknungszeit
erhalten, so dass die notwendige, gleichmässige Durchtrocknung der Schlammtropfen
erreicht wird.
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Um aber die erwünschte bzw. eine ausreichende Trocknung der Schlammtropfen
zu erreichen, ist es notwendig, dass das Verfahren derart gesteuert wird, dass die
spezifische Wasserverdampfungsleistung in der Trocknungszone oberhalb von ca.
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200 kg/m3 h, vorzugsweise jedoch zwischen ca. 500 und 2000 kg/m3 h
liegt.
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Der erfindungsgemäss für die Rückgewinnung des CaO aufbereitete bzw.
in feinen Teilchen vorliegende Schlamm wird in der Regel anschliessend rückgebrannt
(kalziniert), wobei die organischen Beimengungen des Schlamms verbrannt und das
CaCO3 zu CaO und CO2 zersetzt wird. Dies geschieht beispielsweise gemäss den Vorschlägen
nach dem Patent 2 257 539, wonach u.a. die Verbrennungswärme der organischen Bestandteile
zur Deckung der Kalzinationswärme herangezogen wird. Der Kalzinationsprozess muss
dabei innerhalb gewisser Temperaturgrenzen verlaufen, um einerseits eine hinreichende
Entsäuerung des CaCO3 zu erreichen, andererseits eine Sinterung des CaO zu vermeiden.
Hieraus sowie dem Luftbedarf der Verbrennung der organischen Bestandteile folgt
eine bestimmte Abgasmenge von wenigstens der Entsäuerungstemperatur. Es hat sich
nun gezeigt, dass der in den Verbrennungsabgasen verfügbare Wärmeinhalt bei geeigneter
Prozessführung gerade ausreicht, um die im Carbonatationsschlamm nach dem Filtern
noch vorhandene Feuchtigkeitsmenge zu verdampfen.
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Somit wird in weiterer Ausbildung des erfindungsgemässen Vorschlags
empfohlen, bei der Strömungstrocknung des Schlamms die Abwärme des Brennprozesses
zu verwerten. Es kann dabei erforderlich sein, zur Vermeidung einer zu frühzeitigen
Zersetzung der organischen Bestandteile die Abgase aus dem Brennprozess durch rezirkulierte
Trocknerabgase zu verdünnen.
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Das überraschende Ergebnis einer solchen Prozessführung ist, dass
der C02-Gehalt der solchermassen nach der Trocknung anfallenden Abgase nach Kondensation
des Trocknungswassers noch 20 bis 22 ß erreicht und damit hinreichend gross ist,
um in der Saturation verwendet werden zu können.
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Bei den zuvor erwähnten bekannten Vorriclltuncen werden nur C02-Gehalte
von etwa 12 Gs im Abgas erreicht, die fiir eine moderne Zuckerfabrik jedoch wesentlich
zu niedrig sind.
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Der hohe C02-Gehalt der Abgase beim erfindungsgemäss geführten Verfahren
ist neben der Ersparnis an Bauaufwand der Trocknungsanlage ein wesentlicher Vorteil
der Erfindung.
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Der Bauaufwand der Strömungs trocknungsanlage wird iiblicherweise
durch die Wasserverdampfungsleistung pro m3 Trocknervolumen gekennzeichnet. Bei
Walzen-, Drehrohr- oder Etagentrocknern liegt die spezifische, auf das umbaute Trocknervolumen
bezogene Wasserverdampfungsleistung bei 60 bis 100 kg/m3 h; bei dem erfindungsgemässen
Verfahren liegen diese bei 500 bis 800 kg/m3 h. Es wird daher eine Reduzierung des
Bauvolumens auf fast den zehnten Teil erzielt.
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In den Figuren 1 bis 4 der Zeichnung ist der Gegenstand der Erfindung
anhand besonders vorteilhafter Ausführungsbeispiele dargestellt. Es zeigt: Fig.
1 ein Schaltbild für eine Anlage zur Durchführung des Verfahrens gemäss der Erfindung,
Fig. 2 eine schematische Darstellung des Trockners der Anlage, Fig. 3 eine vereinfachte
Darstellung des Trockners mit Dimensionsbezeichnungen, Fig. 4 ein Schaltbild einer
abgeänderten Anlage.
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Aus Fig. 1 ist der grundsätzliche Aufbau einer Anlage zur Durchführung
des erfindungsgemässen Verfahrens ersichtlich.
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Der mittels Pumpen P odOdgl. Maschinen bis zur Pumpfähigkeit verflüssigte
Schlamm S wird in bekannter Weise durch eine Rohrleitung dem Trockner 11 zugeführt
und in diesen in Form von Tropfen eingesprüht. Weiterhin wird in den Trockner 11
ein heisser Gasstrom eingeleitet, der diesen durchströmt. Das entstehende Abgas
As das auch den Wasserdampf aus der Trocknung enthält, wird von dem getrockneten,
staubförmigen Schlamm T in dem Staubabscheider 12 getrennt.
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Hinter dem Staubabscheider 12 wird ein Teilstrom A" entstaubten Gases
abgezweigt und dem in den Trockner 11 eintretenden Heissgas H' zugesetzt, so dass
das entstehende Gemisch H' + A" in den Trockner 11 eintritt.
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Das Heissgas H' hat mindestens die Kalzinationstemperatur von 8500
bis 9000 und üblicherweise 9500 bis 100000 Das aus dem Trockner 11 austretende Abgas
A hat eine Temperatur von etwa 2000; durch Auswahl geeigneten Mengenverhältnisses
hat das Gemisch H' + A" eine Temperatur zwischen etwa 2000und 8000, bevorzugt etwa
5000 bis 6000.
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Die nach der Abzweigung des Teilstroms A" verbleibende Abgasmenge
A' hat einen Gehalt von ungefähr 50 % Wasser und etwa 20 bis 22 * C02, bezogen auf
trockenes Abgas.
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Der Teilstrom A" wird durch ein Gebläse 13 zum Trocknereintritt gefördert.
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Der im Staubabscheider 12 abgeschiedene staubförmige Trokkenschlas
T wird direkt - gegebenenfalls mit Hilfe von Trägerluft oder Trägergas - dem Kalzinator
14 zugeführt.
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Die Verbrennungsluft L wird von einem Gebläse 15 gefördert.
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Sie kann in einem zur Kühlung des gebrannten Kalkes K dienenden Wärmetauscher
16 zur Warmluft L' und gegebenenfalls in einer weiteren Erwärmungseinrichtung, beispielsweise
einer Brennkammer 17, unter Zufuhr von Brennstoff B" zur Heissluft L" erhitzt werden.
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Im Kalzinator 14 wird der aus dem Staubabscheider 12 kommende Trockenschlamin
T zu Ca0 unter gleichzeitiger Verbrennung seiner organischen Bestandteile kalziniert.
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Das dabei entstehende Heissgas H hat dabei wenigstens die Entsäuerungstemperatur
des Kalks K, vorzugsweise ca. 9000 bis 1000°, und tritt zusammen mit dem gebrannten
Kalk K aus dem Kalzinator 14 aus. Sie wird im Staubabscheider 18 in bekannter Weise
von dem gebrannten Kalk K getrennt. Das entstehende, entstaubte Heissgas H' wird
dann in beschriebener Weise dem Trockner 11 zugeführt während der abgeschiedene
gebrannte Kalk K beispielsweise mittels des Wärmetauschers 16 abgekühlt und in der
Regel der Kalkmilcherzeugung zugeführt wird.
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Der gebrannte Kalk Kg der aus dem Staubabscheider 18 austritt, ist
dabei noch stark fluidisiert. Er enthält noch eine gewisse Heissgasmenge mit einem
entsprechenden CO2-Gehalt. Um eine Rekombination des gebrannten Kalks K bei seiner
weiteren Abkühlung zu vermeiden, ist vorzusehen, ihm eine Trägerluft TL über ein
Gebläse 19 zuzuführen und ihn mit deren Hilfe durch den Wärmetauscher 16 zur Kalkmilcherzeugung
zu transportieren.
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Die Kalkmilcherzeugung ist unter Verwendung des in vorbeschriebener
Weise gewonnenen Kalks K besonders einfach, da zur Hydratisierung ein einfacher
Gaswascher bekannter Bauart verwendet werden kann.
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Die Trägerluft TL kann auch der Luftmenge L oder der vorgewärmten
Luft Lt entnommen werden. Ebenso kann zur Förderung des aus dem Staubabscheider
12 austretenden Trockenschlamms T zum Kalzinator 14 ein Trägergas verwendet werden.
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Die günstigen Eigenschaften des erfindungsgemässen Verfahrens, insbesondere
der hohe 002-Gehalt im Abgas, können nur dann erzielt werden, wenn die Wärme des
Heißgases H1 hinreichend weit ausgenutzt wird. IIierzu ist eine sehr gleichmässige
Verteilung des versprühten Schlamms S im Trockner 11 über das in diesen eintretende
Gemisch H + A" erforderlich, denn bei einer schlechten Verteilung würden heisses
ungenutzte Gassträhnen aus dem Trockner 11 austreten und für die Nutzung verloren
gehen. Dies würde wiederum eine Erhöhung der Heissgasmenge Ht und damit zwangsläufig
eine Vergrösserung der Abgasmenge At und eine Verringerung von dessen C02-Gehalt
zur Folge haben, was wiederum für die Saturation unerwünscht ist.
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Weiterhin müssen die besonderen Eigenschaften des in gewissem Umfang
klebrigen, verflüssigten Schlamms S berücksichtigt werden. Diese Eigenschaften haben
zur Folge, dass sowohl feine wie auch grobe Tropfen bei der Versprühung entstehen.
Grobe Tropfen erfordern zur vollständigen Durchtrocknung insbesondere ihrer organischen
Bestandteile
grössere Verweilzeiten. Kleinere Tropfen müssen den
Trockner so schnell wie möglich verlassen, weil sie sonst bei dem erforderlichen
grossen Temperaturgefälle bis zur Verkokung oder gar Entzündung ihrer organischen
Komponenten erhitzt würden. Dies würde aber die Wärmebilanz stören9 da die Verbrennung
der organischen Bestandteile erst im Kalzinator erfolgen darf.
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Das selektive Verhalten des Trockners hinsichtlich der unterschiedlichen
Tropfengrösse des Schlamms S wird erfindungsgemäss dadurch erreicht, dass als Trockner
ein in Fig. 2 dargestellter Strömungsapparat verwendet wird, der im wesentlichen
aufrecht steht und von unten nach oben von dem Gasgemisch H' + A" durchströmt wird,
wobei in dem Trockner wenigstens eine Zone R kräftiger Rückströmung vorhanden ist.
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Dies kann entweder durch eine bekannte Wirbelschicht erzielt werden,
wobei oberhalb des Rostes eine ganze Reihe solcher Rückströmungen vorhanden ist.
Besonders günstig ist es jedoch, einen Trockner 11 zu verwenden, der drehsymmetrische
Gestalt hat und dem das Gemisch Itt + A" in seinem unteren Bereich derart mit Drall
zugeführt wird, dass es zu der erwünschten Rückströmung kommt. Der Schlamm wird
dann zentral in die Rückströmung im Trockner eingesprüht.
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Der Trockner 11 enthält eine Kammer, die sich von einem unten liegenden
kleinen Querschnitt zu einem oben liegenden grossen Querschnitt erweitert. Besonders
straffe und kontrollierbare Strömungsverhältnisse ergeben sich bei geradliniger
Erweiterung der Trocknerwände 21.
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Die Drallerzeugung der heissen Gemischmenge H' + A" wird durch eine
Eintritts spirale 22 oder ein gleichwertiges Schaufelgitter bewirkt. Die Gemischströmung
aus der Eintrittsspirale 22 strömt dabei mit Drall entlang der Trocknerwände 21
bis zum Austrittsquerschnitt 23. Die Zerstäubungseinrichtung 24 für den Schlamm
S befindet sich zentral oben auf dem Trockner. Abgekühltes Abgas A verlässt den
Trockner durch-eine Austrittsspirale oder einen anderen strömungsgünstigen Austrittsquerschnitt
25.
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Durch die Rotation der Strömung in der Eintrittsspirale 22 wird in
bekannter Weise erreicht, dass sich in dieser ein starker Unterdruck 26 einstellt,
der einen Teil der Strömung aus dem Austrittssammelraum 23 in Form einer zentralen
Rückströmung 27 bis zur Unterdruckzone 26 zurücksaugt.
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Zwischen der Rückströmung 27 und der wandnahen, bereits beschriebenen
Durchsatzströmung 28 bildet sich eine Turbulenzzone von bisher im Trocknerbau nicht
bekannter Intensität, die die erfindungsgemäss erforderliche, schnelle Durchmischung
zwischen heissem Gas und zerstäubter Schlammmenge bewirkt.
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Der Kalzinator 14 hat vorzugsweise die gleiche Form wie der Trockner
11.
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Versuche zeigten, dass eine Durchmischung der in die Appa--rate eingeleiteten
Komponenten dann besonders intensiv ist, wenn gemäss Fig. 3 folgende Abmessungsverhältnisse
sowohl beim Trockner 11 wie auch beim Kalzinator 14 eingehalten sind:
D
d = 1,5 ... 3, bevorzugt 1,8 - 2,5 L = 3 ..0 d b d = 0,5 .. 0,7 3 d = 1 ... 2 ,
wobei weiterhin der Spiralwinkel der Eintrittsspirale 22 gegen die Umfangsrichtung
zwischen 5 und leu0, vorzugsweise zwischen 7 und 120 liegt.
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Wie vorangegangene Untersuchungen zeigten, ist dieses Strömungsbild
nicht abhängig von der Reynoldszahl, d.h. nicht von Abmessung, Geschwindigkeit oder
Temperatur der Komponeunten. Das bedeutet dass hier äusserst einfache Modellgesetz*^gelten;
man kann bei Wahrung zuvor angegebener Massverhältnisse die Abmessungen des Trockners
und des Kalzinators einfach verhältnisgleich vergrössern oder verkleinern, wodurch
die Durchsätze mit den Querschnitten und damit dem Quadrat der Abmessungen verändert
werden.
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Die Strömungsgeschwindigkeiten sind jeweils so zu wählens dass sie
wenigstens zum Austragen der erzeugten feinkörnigen Produkte ausreichen; aus der
Wärmebilanz ergeben sich die Gasmengen und damit die Strömungsquerschnitte.
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Nach den bekannten Regeln des Drallsatzes kann dabei der kleine Durchmesser
d um bis zu etwa 40 ß verkleinert werden, wenn gleichzeitig die Breite b der Eintrittsspirale
22 um den gleichen Betrag vergrössert wird, und umgekehrt. Die Umfangsgeschwindigkeiten
in der Eintrittsspirale 22 und der Unterdruck 26 in ihrem Zentrum bleiben dabei
näherungsweise unverändert.
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Wenn die Gefahr von Anbackungen schlecht zerstäubter Tropfen an die
Wände 21 des Trockners 11 besteht, können diese an Stelle der konischen Gestalt
im unteren Bereich stärker und im oberen Bereich weniger stark erweitert werden,
wodurch sich eine ausgebauchte Gestalt des Trockners ergibt Das gleiche gilt für
den Kalzinator.
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Weiterhin kann es zweckmässig sein, im Zentrum der Eintrittsspirale
22 des Trockners oder entsprechend des Kalzinators eine zentrale Abzugsvorrichtung
für durchfallende, grobe Bestandteile anzuordnen.
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Durch die erfindungsgemässe Verwendung des in bestimmter Weise ausgebildten
Trockners erreicht man einen doppelten Zweck. Einerseits lässt sich der Bauaufwand
des Trockners noch weiter verkleinern und andererseits die Aufheizgeschwindigkeit
der Schlammtropfen soweit steigern, dass diese eine kritische Grenze übersteigt.
Dann hat der im Inneren der Schlammtropfen entstehende Wasserdampf keine hinreichende
Zeit mehr, aus den Tropfen in der in Sprühtrocknungstürmen üblichen Weise heraus
zu diffundieren. Der Dampfdruck in den Tropfen steigt dabei so schnell und so hoch,
dass er die Tropfen zu extrem feinen Partikeln zerreißt, die schnell durchtrocknen
und infolge der Zerreissung eine physikalisch aktive Oberfläche haben0 Dieses hat
aber wiederum zwei Folgen: einmal kann bei dieser erhöhten Aufheizgeschwindigkeit
und damit kürzeren Verweilzeit ein höheres Temperaturgefälle im Trockner verwendet
werden, wodurch Wärme gespart wird, und weiterhin erhalten die entstehenden Trockenschlammpartikel
eine physikalisch aktivierte Oberfläche und agglomerieren in hohem Masse zu
grösseren
Sekundärpartikeln, die sich in dem Staubabscheider leicht und mit sehr hohem Wirkungsgrad
abscheiden lassen.
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Daraus ist es erklärbar, dass bei Versuchen unter den erfindungsgemässen
Bedingungen in einfachen Zyklonen bereits bei Primärpartikelgrössen unter 1 Nicron
Abscheidegrade von über 90 96 erzielt wurden. Bei Verwendung hochwertigerer Staubabscheider,
wie beispielsweise Drehströmungsabscheider bekannter Bauart, werden Abscheidegrade
zwischen 90 und 100 cd0/ erreicht, so dass eine weitere Entstaubung der Abgasmenge
A1 vor der Kondensation des Trocknungswassers und der endgültigen Auswaschung der
Verunreinigungen normalerweise nicht mehr erforderlich ist.
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Die gleichen Überlegungen hinsichtlich des Abscheidegrades und des
Verhaltens der kalzinierten Partikel gelten auch für den Kalzinator 14 und den nachfolgenden
Staubabscheider 18. Auch hier entsteht bei geeigneter Verfahrensführung ein oberflächenaktivierter
Kalk K, der sich zu grösseren Sekundärpartikeln agglomeriert und im Staubabscheider
18 trotz der Gastemperatur von ca. 9000 bis 10000 in hinreichend hohem Masse abgeschieden
werden kann.
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Aus Fig. 4 ist eine abgeänderte Anordnung der Anlage nach Fig. 1 erkennbar,
die insbesondere bei grösseren Anlagen noch eine weitere Ersparnis an Bauaufwand
ergibt. Bei dieser Anlage wird der Teilstrom A" für die Beimischung zum Heissgas
H1 bereits vor dem Staubabscheider 12* aus dem Abgasstrom A abgezweigt und über
einen gesonderten, kleineren Staubabscheider 12** entstaubt. Dadurch kann der Staubabscheider
12* kleiner gehalten werden, was bei grossen Anlagen eine Ersparnis an Bauaufwand
und Energieverbrauch ergibt.
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Die Trockner 11 bzw. 11* können selbstverständlich auch ohne gleichzeitig
mitlaufende Kalzination im Kalzinator 14 betrieben werden. Dabei dient der Vorwärmer
17 beispielsweise als Brennkammer, dessen Abgase zur direkten Beheizung des Trockners
11 bzw. 11* Verwendung finden; das erzeugte Ileissgas H passiert hierbei lediglich
den Kalzinator 14 und den Staubabscheider 18.
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Soll lediglich getrockneter, feinkörniger Trockenschlamm T, beispielsweise
als Düngemittel, erzeugt und nicht weiter kalziniert werden, können der Kalzinator
14 und der Staubabscheider 18 nebst Hilfsgeräten fortgelassen oder abgeschaltet
werden. Die Wirtschaftlichkeit der Anlage bleibt dabei trotzdem gewahrt, wozu die
Rückführung des Teilstroms A" beiträgt.
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Meistens reicht der Heizwert der organischen Bestandteile des Trockenschlamms
T aus, um die Kalzinationswärme im Kalzinator 14 zu decken. Sollte dies nicht der
Fall seint kann zusätzlich Brennstoff Bt zum Ausgleich der Wärmebilanz in den Kalzinator
eingebracht werden0 Dies kommt insbesondere dann in Betracht, wenn zu Beginn einer
Zuckerkampagne die Anlage erstmals wieder in Betrieb genommen wird und noch kein
Carbonatationsschlamm zur Verfügung steht. In diesem Fall kann einfacher gemahlener
Kalkstein mit einer entsprechenden Brennstoffmenge Bw in den Kalzinator eingesetzt
werden.
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Das erfindungsgemässe Verfahren ist ohne Änderung zur Kalzination
auch von Carbonatschlämmen aus anderen Industriezweigen geeignet, insbesondere solchen,
bei denen der Schlamm organische Verunreinigungen enthält und wenn gegebenenfalls
anschliessend
Kalkmilch erzeugt werden soll, In gewissem Umfang ist dies in der Soda- und der
Zellstoffindustrie der Fall.
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In der Regel geht bei der Zuckergewinnung stets ein gewisser Teil
des eingesetzten gebrannten Kalks verloren, der nicht rezirkuliert werden kann.
Hierzu wird zusätzlicher, gemahlener Kalkstein KS gemeinsam mit dem Trockenschlamm
T in den Kalzinator 14 eingebracht. Je höher der Anteil an zusätzlichem Kalkstein
KS ist, desto höher muss entsprechend der Wärmebilanz auch der Anteil des zusätzlichen
Brennstoffs Bt sein.