DE3339844C2 - - Google Patents

Description

Die Erfindung betrifft eine Vorrichtung zur Absorption von Gasen und Dämpfen nach dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1, wie sie aus der ausgelegten deutschen Patentanmeldung 2 43 955, ausgelegt am 25. August 1955, bekannt ist.

Eine Absorption findet beispielsweise bei Aufnahme von Gasen durch Flüssigkeit unter Bildung einer Lösung als Bestandteil von Trennverfahren bei der Gasreinigung durch Waschprozesse statt. Zur Zeit bekannte Absorptions-Verfahren - wie das von Ciba-Geigy; Saarberg-Hölter; Bischoff; Chemicon; Wellmann-Lord und das Kugelbett-Verfahren - haben alle gemeinsam, daß die Absorption mittels Turmwäscher vorgenommen wird. Diese Verfahren sind in der Hauptsache auf die Absorption von einer Schadstoffkomponente wie etwa "SO₂" ausgerichtet. In Anwesenheit mehrerer Schadstoffe wie "SO₂, HCl, HF, NO_x und P₂O₅", muß die Absorption in mindestens zwei Turmwäschern erfolgen.

Bei Verbrennungsgasen mit hohen Schadstoffgehalten wie zum Beispiel 10 g SO₂, 25 g HCl, 0,2 g HF und 0,3 g NO_x, sowie 20 mg CdO, 80 mg PbO und 60 mg Cr₂O₃ je Nm³-Gas, wie sie bei der Verbrennung von Säureteeren im Gemisch mit hochchlorierten Lösungsmittel entstehen, sind die vorbenannten Verfahren nicht in der Lage, die Gase soweit zu reinigen, daß der Restschadstoffgehalt im Reingas in den zulässigen Grenzen der TA-Luft verbleibt.

Diese Einschränkung der bekannten Verfahren macht es für die chemische Industrie zwingend, solch hochkonzentrierten Abfallstoffe mittels Verbrennungsschiffen auf See verbrennen zu lassen, da der Stand der Technik eine Verbrennung in Landanlagen zur Zeit nicht zuläßt.

Ausgehend von einem beispielsweisen Abfallprodukt einer Zusammensetzung wie

10 Gew.-% C₁₂H₆Cl₄
Tetrachlordiphenyl
6 Gew.-% C₆H₅Cl	Chlorbenzol
6 Gew.-% C₆H₄ClOH	Chlorphenol
7 Gew.-% CCl₃CH₃	Trichloräthan
6,5 Gew.-% CCl₃CH	Trichloräthylen
7 Gew.-% C₂Cl₄	Tetrachloräthylen
10 Gew.-% CH₄Cl₂OSO₂	Schwefelsäurechlorid
6 Gew.-% FC₂Cl₃	Fluortrichloräthylen
41,5 Gew.-% C₇H₁₄	Methylzyklohexan
100,0 Gew.-% Sonderabfall - Brennstoff

entsteht ein Abgasvolumen von 7,686 Nm³/Kg-Brennstoff
mit einem Heizwert von 5813 Kcal/Kg
oder 24 337 Kj/Kg.
Die Luftüberschußrate beträgt 1,15fach

Diese geringe Luftrate ist erforderlich, um Feuerraumtemperaturen von etwa 1300-1350°C zu erreichen, die wiederum notwendig ist, um langkettige Molekülreihen zu brechen und die hohen Cl-Anteile voll in HCl umzusetzen.

Bei der Verbrennung eines solchen Abfallproduktes ist die Stoffzusammensetzung im Verbrennungsgas etwa wie folgt:

Bei den erwähnten Turmwäschern wird das Waschwasser mit einem Düsendruck von etwa 1 bis 1,5 bar von oben nach unten gesprüht. Hier ist die Tropfenanfangsgeschwindigkeit maximal 20 m/s, und die Waschwasserumsatzrate beträgt etwa 1,5 bis 2,5 ltr/Nm³. Die Tropfengröße liegt bei diesen Turmwäschern aufgrund der Düsenanordnung, des Düsenvordruckes und der Durchsatzrate je Düse im Mittel bei 80 bis 200 µm.

Die Tropfengeschwindigkeit wird durch Gegenströmung der Gase soweit gebremst, bis die Tropfen aufgrund ihrer Masse und der daraus resultierenden Fallgeschwindigkeit den Widerstand des Gasgegendruckes aufhebt.

Durch die Fallbeschleunigung der Tropfen verändert sich aber die Tropfengröße bis auf annähernd 500- 600 µm, wodurch die Tropfenoberfläche extrem verringert und somit auch die Stoffaustauschfläche wesentlich kleiner wird. Die Gasgeschwindigkeit bei Turmwäschern beträgt 1-1,5 m/s, die mittlere Tropfengeschwindigkeit etwa 5-6 m/s. Durch diese vorgegebenen kinetischen Bedingungen ist die Aufprallenergie der Stoffpartikel sehr gering.

Alle bisher bekannten Verfahren sind z. Z. nicht in der Lage, diese Verbrennungsgase mit solch hohen Abscheideraten zu reinigen, daß die zulässigen Emissionsraten der einzelnen Stoffarten im Reingas unterschritten werden.

Angesichts dieser Gegebenheiten hat sich der Erfinder das Ziel gesetzt, eine Vorrichtung der eingangs beschriebenen Art zu schaffen, mit denen das Reinigen von Verbrennungsgasen aus der Verbrennung solch relevanter Abfallstoffe verbessert wird. Insbesondere beabsichtigt der Erfinder eine Verbesserung des Absorbierens von gasförmigen Schadstoffen wie SO₂, SO₃, H₂S, NO, NO₂, HF, HCl, NH₃, CmHn und P₂O₅ als Feinststaub mit einer Körnung kleiner als 1 µm, sowie die Abscheidung von Schwermetallverbindungen wie Pb, Cd, Hg, Cr, Ni, Cu, Zn, Sn, Ba, Mg usw. in Form von dampfförmigen wie auch festen Stoffen als Oxide oder Chloride usw. wie auch karzinogener Stoffe und Aerosole.

Zur Lösung dieser Aufgabe führt die im Patentanspruch 1 gekennzeichnete Vorrichtung.

Auch liegt es im Rahmen der Erfindung, daß die den Ausgangsstutzen aufweisende Absorptionskammer sich bei einer Vorrichtung mit ungerader Kammerzahl zum Ausgangsstutzen hin querschnittlich erweitert oder, daß bei einer geraden Kammerzahl jene letzte der Absorptionskammern sich zu dem Ausgangsstutzen hin querschnittlich verjüngt und ihr eine Absorptionskammer mit in Strömungsrichtung zunehmendem Querschnitt vorgeschaltet ist.

Nach einem weiteren Merkmal der Erfindung ist der Boden der Absorptionskammer zu einer Lösungsmittelleitung unter Veränderung des Strömungsquerschnittes geneigt; bevorzugt ist allen Absorptionskammern der Gehäuseboden gemeinsam. Als günstig hat es sich erwiesen, letzteren vom Eingangsstutzen ab abwärts zu neigen.

Die - wie gesagt - nebeneinander verlaufenden Absorptionskammern sind erfindungsgemäß durch vom Boden aufragende, nach oben hin mit dem Gehäusedeckel verbundene Trennwände gebildet; vorteilhafterweise endet jede dieser Trennwände wechselweise im Abstand zu einer der beiden Stirnwände des Gehäuses und erzeugt so einen Strömungsspalt, der bei einer bevorzugten Ausführungsform einen Materialstreifen als Flutschwelle oder Flutwehr aufnehmen kann.

Dank der beschriebenen Maßnahmen ergibt sich in Draufsicht eine mäanderförmige Strömungsbahn, innerhalb deren das Strömungsmittel jeweils an der freien Kante jener Trennwände zur Strömungsumkehr gezwungen wird und dann erneut die gesamte Gehäuselänge durchwandert bis zum Eingangsspalt der nachgeschalteten Absorptionskammer.

Mit dem geneigten Boden entsteht die gewünschte Querschnittsveränderung und zudem in allen Absorptionskammern ein gleichgerichtetes Gefälle; die überschüssige Absorptionslösung wird den genannten Lösungsmittelleitungen zugeführt und durch diese abgezogen.

So ist es bevorzugt und erfindungsgemäß bei einem Absorber mit vier parallel angeordneten Absorptionskammern möglich, bis zu vier Absorptionslösungen einzusetzen; es ist damit beispielsweise - wie später noch zu erläutern - die Voraussetzung geschaffen, HCl oder H₂SO_3/4 als Säurekomponente aus dem Strömungsmedium zurückzugewinnen, wenn die erwähnte Flutschwelle eingesetzt ist.

Von besonderer Bedeutung ist die Zuordnung eines Reaktionsbeckens zur Absorptionskammer. In dieses Reaktionsbecken wird durch ein Zuführorgan, z. B. einen Luftverteiler, Preßluft, dreiatomiger Sauerstoff od. dgl. Oxidationsmittel eingebracht, um eine Aufoxidation des Beckeninhalts zu ermöglichen.

Aus dem Reaktionsbecken wird jede Absorptionsstufe über eine eigene Pumpenleitung mit Sprühwasser versorgt, welches durch die Düsenstöcke in den Absorptionskammern gegen die Strömungsrichtung versprüht wird.

Als günstig hat es sich erwiesen, den Düsenstock einer Absorptionskammer aus dem Reaktionsbecken der nachfolgenden Absorptionskammer zu versorgen, wobei die letzte dieser Absorptionskammern an ein Frischwasserbecken angeschlossen sein kann. Dies hat zur Folge, daß sich im Reaktionsbecken der ersten der Absorptionskammern eine aufkonzentrierte Säurelösung einstellt.

Dem Ausgangsstutzen ist nach einem weiteren Merkmal der Erfindung ein Tropfenabscheider nachgeschaltet, der seinerseits über eine Abscheiderleitung mit dem Reaktionsbecken verbunden ist, welches - nach einem weiteren Merkmal der Erfindung - durch eine Flutwand von einem Eingangsbecken getrennt sein kann; in dieses führen die Lösungsleitungen der Absorptionskammern.

Mit dem erfindungsgemäßen Absorber können Abscheideraten und Reingaswerte bei der Verbrennung des vorher angeführten Abfallproduktes wie folgt erreicht werden.

SO₂
= 6 mg/Nm³-Reingas, entspricht=99,9%ige Abscheidung
HCl	=20 mg/Nm³-Reingas, entspricht=99,95%ige Abscheidung
HF	= 1 mg/Nm³-Reingas, entspricht=99,92%ige Abscheidung
NOx	=60 mg/Nm³-Reingas, entspricht=66,66%ige Abscheidung

Mit der Restwärme der aus einer Verbrennungsanlage ankommenden Rohgase als Strömungsmedium von etwa 250- 350°C wird die Waschwasseraufbereitungsanlage zur Erzeugung von anhydrierten Gipsen und Steinsalzen wärmemäßig versorgt. Durch den in der Waschwasseraufbereitung stattfindenden Wärmetausch wird das Gas auf etwa 140-150°C abgekühlt und tritt mit dieser Temperatur in den Absorber ein.

Der Pumpen- bzw. Düsenvordruck für die Düsenstöcke ist abhängig von der abzuscheidenden Stoffmenge und kann zwischen 4,5-10 bar ausgelegt werden, da der Sprühdruck vor den Düsen einen entscheidenden Einfluß auf die Absorptionswirkung hat.

Die Waschwasserumsatzrate je Nm³ Gas, ist ebenfalls von der Stoffmenge im Rohgas abhängig und bewegt sich zwischen 3-10 ltr/Nm³ Gas.

Dank des Gefälles am Boden der Absorptionskammern kann - wie gesagt - das eingesprühte Waschwasser über die in jeder Absorptionskammer angelegte Rücklaufleitung ins Reaktionsbecken zurückfließen, womit der Waschwasserkreislauf geschlossen ist.

Das Reaktionsbecken ist in zwei Beckenteile geteilt und zwar so, daß das rückfließende Waschwasser in das mit der Überflutungswand vom Ausgangsbecken getrennte sog. Eingangsbecken fließt. Diese Beckenteilung hat zur Folge, daß das mit gebundenen Schadstoffen angereicherte rückfließende Waschwasser in der Menge im Eingangsbecken verbleibt, die das Füllungsvolumen des Eingangsbeckens ausmacht. Überschüssiges rückfließendes Waschwasser gelangt über die Überflutungswand in das Ausgangsbecken, wo das Niveau tiefer gehalten wird, was durch die Überflutungswand im Eingangsbecken gegeben ist. In diesem Ausgangsbecken wird das Waschwasser mit Neutralisationsmitteln angesetzt.

Die Wahl der Neutralisationsmittel ist wiederum abhängig von der Schadstoffmenge im Rohgas. Die hauptsächlich verwendeten Neutralisationsmittel sind

NaOH oder Ca(OH)₂.

Vorzugsweise wird bei geringer Schadstoffmenge im Rohgas bei maximal 4 g/Nm³ Gas als Neutralisationsmittel "Ca(OH)₂" angesetzt, da die Löslichkeit von Ca(OH)₂ nur 0,2 Gew.-%, d. h. 2 g/ltr. Waschwasser ist. Alle übrigen Ca(OH)₂-Anteile liegen in Suspension vor. Da aber das Angebot von Ca-Ionen mindest gleich groß sein muß wie jenes an Reaktionsstoffen im Rohgas, wäre bei zu hoher Suspension eine Ca⁺-Kristallisationsablagerung im gesamten Medienkreislauf gegeben, die das System verstopfen würde.

Bei höheren Stoffkonzentrationen im Rohgas sollte das Waschwasser vorzugsweise mit "NaOH" als Neutralisationsmittel angesetzt werden, da die Löslichkeit bei einer Beckenwassertemperatur von etwa 50-60°C bei 60 Gew.-% oder 600 g/ltr liegt.

Da bei Sonderabfällen die Stoffkonzentration im Rohgas höher wie 4 g/Nm³ Gas ist, kann von einer Neutralisation mit "NaOH" ausgegangen werden. Die Versorgung der Düsenstöcke der Absorptionskammern geschieht vom Ausgangsbecken - wo auch die Neutralisation vorgenommen wird - mittels Pumpen. Gleichzeitig wird dem Ausgangsbecken - neben der Neutralisation - soviel Frischwasser zugeführt, wie dem Beckenvolumen durch die Sättigung der Gase auf 100% rel.-Feuchte und durch die abgeführte Laugenmenge zur Waschwasseraufbereitungsanlage verloren geht.

Um die durch die Absorption mit NaOH angesetztem Waschwasser im Ausgangsbecken eingetragenen Natriumsulfate (Na₂SO₃) zu Natriumsulfate (Na₂SO₄ · 10 H₂O) aufoxidieren zu können, wird dem Ausgangsbecken Preßluft über Düsenrohre zugeführt. Bei dem ständig im Kreislauf befindlichen Waschwasser läuft die Aufoxidierung mit O₂-Anteilen der Preßluft aufgrund der zur Verfügung stehenden Reaktionszeit ab.

Bei der Verbrennung von Sonderabfällen mit hohen Schadstoffgehalten muß die Absorption in pH-Bereichen von über 12 pH gefahren werden, um eine optimale Abscheidung zu gewährleisten. Die anzustrebenden pH-Bereiche im Waschwasser sind bei geringen Stoffmengen zwischen 6-7 pH und bei großen Stoffmengen im Rohgas 12-13 pH. In pH-Bereichen von 8-11 pH setzt eine extreme CO₂-Bindung zu Calziumcarbonat (CaCO₂) oder Natriumcarbonat (NaHCO₃ bis zu Na₂CO₃) ein, die aus ökonomischen Gründen vermieden werden sollte.

Vom Eingangsbecken wird mit einer Pumpe kontinuierlich durch die Absorption voll mit Schadstoffen belasteten und den geringsten Na- oder Ca-Ionenüberschuß aufweisendes Waschwasser abgepumpt und zwar so viel, daß der darin befindliche Stoffanteil gleich groß ist, den Stoffmengen, die durch das rückfließende Waschwasser aus der Absorberanlage ins Eingangsbecken eingebracht werden. Dadurch ist ein Stoffkonzentrationsgleichgewicht im Beckenwasser erreicht.

Die Stoffkonzentration im Beckenwasser kann ohne Beeinträchtigung der Absorptionsfunktion bei mit NaOH-angesetztem Waschwasser mit 20-28 Gew.-% und bei mit Ca(OH)₂- angesetztem Waschwasser mit 9-11 Gew.-% gefahren werden.

Die abgepumpte Waschwassermenge mit einer eingestellten Stoffkonzentration von 25 Gew.-%, wird nun einem Reaktor zugeführt, in welchem dem Waschwasser bei der Absorption von hohen HCl-Anteilen im Rohgas CaCl₂-Calziumchlorid zugegeben wird und bei hohen SO₂-Anteilen Ca(OH)₂- Calziumhydroxid zugegeben wird.

Bei Abfallstoffen mit vorwiegend Schwefelanteilen, wie sie bei der Verbrennung von Säureteeren auftreten, wird Calziumhydroxid (Ca(OH)₂) zugegeben.

Bei Abfallstoffen mit hohen Chlorwasserstoffanteilen wird Calziumchlorid (CaCl₂) zugegeben.

Die ausreagierte Lösung wird anschließend einem Schneckenfilter zugeführt, wo CaSO₄ · 2 H₂O, CaCO₃ mit Anteilen von Ca(NO₃)₂ · 4 H₂O und CaF₂ in eine feste Phase als Gips zum Austrag kommt, und eine flüssige Phase als NaOH beim Reaktionsmittel Ca(OH)₂ verunreinigt oder als NaCl beim Reaktionsmittel CaCl₂ verunreinigt mit Spuren von NaNO_x und NaF zum Austrag kommt.

Die feste Phase in Form von Gips wird in eine Trocknungsschnecke eingebracht und dort soweit anhydriert, daß der so getrocknete Gips in Form von CaSO₄ · 1/2 H₂O ausgetragen wird und damit auf jeder normalen Deponie abgelagert werden kann.

Die Flüssigphase NaOH verunreinigt, kann dem Absorptionsprozeß wieder zugeführt werden und verringert damit die Betriebskosten.

Die Flüssigphase NaCl verunreinigt, kann entweder zur Flug­ staubbefeuchtung verwendet oder auch zu Streusalz mit einer Restfeuchte von 2% eingedampft werden.

Als dritte Möglichkeit ist die Einleitung der NaCl-Lösung in eine Elektrolyseanlage denkbar, sofern kein NaF (Natriumfluorid) vorhanden ist und die Anwesenheit von NaNO₂-Natriumnitrit und NaNO₃-Natriumnitrat 10 ppm insgesamt nicht übersteigt. Hierbei wird aus der Chlorgewinnung als Nebenprodukt "NaOH" gewonnen, daß dem Absorptionsprozeß wieder zugeführt werden kann. Auch hier ist eine Betriebskostensenkung gegeben.

Der Prozeß im Absorber läuft im einzelnen wie folgt ab. Das von der Verbrennungsanlage über die Waschwasseraufbereitungsanlage auf etwa 140-150°C runtergekühlte Rohgas wird in die erste Absorptionskammerstufe eingebracht, in der eine mit NaOH auf 12-13 pH oder mit Ca(OH)₂ auf 6-7 pH angesetzte Waschwasserlösung im Gegenstrom zum Gasstrom mit einem Düsenvordruck von 4,5-10 bar eingedüst wird.

Für die Absorption vorbenannter Rohgaszusammensetzung würde ein Düsenvordruck von 10 bar und ein pH-Wert im Waschwasser von 12-13 pH eingesetzt werden. Durch die Anordnung der Düsenraster der einzelnen Düsenstöcke wird beim Düsenvordruck von 10 bar eine in horizontaler Ebene kompakte Feinsttropfenwand aufgebaut. Die Tropfengröße beträgt aufgrund der Spezialdüse und des hohen Düsenvordruckes etwa 20-40 µm. Dadurch ist bei einer Waschwasserumsatzrate von 9 ltr/Nm³ eine extrem große Tropfenoberfläche und Tropfendichte erreicht.

Von besonderer Bedeutung ist, daß durch die horizontale Anordnung des Sprühbereiches keine Tropfengrößenveränderung eintritt, so daß die Stoffaustauschfläche konstant bleibt.

Aufgrund des hohen Düsenvordruckes bei dem der Erfindung zugrundeliegenden Absorbers, liegt die Austrittsgeschwindigkeit der Tropfen bei 50-60 m/s. Die anströmende Gasgeschwindigkeit beträgt 3-4 m/s.

Durch die Anströmgeschwindigkeit der Gase wird das Tropfenspektrum komprimiert, wodurch die Tropfendichte optimiert wird. Aufgrund der vorgegebenen Geschwindigkeiten der Gas- und Flüssigphase entsteht eine laufend steigende Aufprallenergie, die für den Stoffaustausch neben der optimalen Austauschfläche für den Absorptionsvorgang von entscheidender Bedeutung ist.

Da die Gase durch den Absorber gesaugt werden, ist im Absorber ein ständiger Unterdruck von 25-35 mbar vorhanden. Dieser Unterdruck bewirkt, daß den Feststoffpartikeln umspülenden Gasphasen im Aerosolbereich desorbiert werden und durch die kinetischen Einflüsse abgeschieden werden.

Neben diesen Einflußgrößen wird eine Differenz der Partialdrücke über der Waschwasserlösung und der Gasphase eingehalten, da beim Gleichgewicht der Partialdrücke ein Stoffaustausch nicht stattfindet. Der Partialdruck über der Waschwasserlösung ist abhängig von der Menge gelöster Stoffe im Waschwasser.

Um ein Lösungsgleichgewicht im Waschwasser zu vermeiden, wird der pH-Wert im Waschwasser um mindestens 2 pH über den P_ks-Wert der Stoffkomponenten gehalten, wobei der P_ks-Wert durch die Dissoziationskonstante gegeben ist.

Da die Stoffkomponenten unterschiedliche Reaktionszeiten haben, muß die Verweilzeit in Abhängigkeit der Gasgeschwindigkeit so bemessen sein, daß selbst durch reaktionsverzögernde Querreaktionen wie z. B. die Anwesenheit von "SO₂" gegenüber "HCl" so vorgegeben werden, daß die Reaktionsstufen voll durchlaufen können. Die optimale Reaktionszeit beträgt in Anwesenheit mehrerer gleich widerstandsstarker gasförmiger Stoffe, die sich in dem Reaktionsablauf behindern etwa 2,5-3 sek.

In der ersten Absorptionsstufe sättigen sich die Gase durch die H₂O-Verdampfung auf 100% rel.-Feuchte auf, wodurch sich das Gas adiabatisch bis auf die Taupunkttemperatur bei etwa 55-65°C abkühlt.

Nach Durchströmen der ersten Absorptionskammerstufe, wo die Gase eine durch die Düsenstöcke aufgebaute kompakte Waschwassernebelwand durchströmen mußten und sich im Taupunktbereich bei etwa 55-65°C befinden, müssen die Gase umkehren und treten in die zweite Absorptionskammerstufe ein.

In dieser zweiten Stufe müssen die Gase wieder eine durch die Düsenstöcke aufgebaute Waschwassernebelwand durchströmen.

Nachdem die Gase die zweite Absorptionskammerstufe durchströmten, muß das Gas wiederum umkehren und tritt nun in die dritte Absorptionskammerstufe ein. In dieser Stufe müssen die Gase, wie in der ersten und zweiten Stufe eine durch die Düsenstöcke aufgebaute kompakte Waschwassernebelwand durchströmen, wobei die Reaktionen bis zum Ende ablaufen.

Durch das in einer Richtung verlaufende Gefälle des Absorbers kommt ein zusätzlicher Effekt für die Absorptionsabläufe hinzu. Dieser Effekt bewirkt, daß das Gas in der ersten Absorptionsstufe expandiert und damit die Gasgeschwindigkeit abnimmt. In der zweiten Absorptionsstufe wird das Gas komprimiert und die Gasgeschwindigkeit erhöht sich. In der dritten Absorptionsstufe expandiert das Gas wieder, wobei die Gasgeschwindigkeit wieder abnimmt.

Das aus dem Absorber mitgerissene Flugwasser, wird aufgrund der vorgegebenen Gasgeschwindigkeit anschließend über einen Tropfenfänger abgeschieden und fließt von dort in das Ausgangsbecken zurück.

Der Druckverlust im Absorber liegt je nach Düsenvordruck bei etwa 4-6 mbar.

Danach wird das Gas mit dem Absaugventilator über einen Kamin in die Atmosphäre gedrückt.

Beim Zusatz mit "Ca(OH)₂" als Reaktionsstoff verhalten sich die Metallhydroxide neutral.

Bei Gasen oder Produktionsablüften, wo in der Hauptsache Metallverbindungen vorhanden sind, erfolgt die Absorption mit Absorptionsmitteln wie "HCl oder H₂SO₄" im sauren Bereich bei 3-5 pH im Waschwasser.

Die im Absorber entstandenen Metallchloride und Sulfate werden durch die kinetischen Einflüsse in den Absorptionsstufen mit optimalen Abscheidegraden bis zu 98% abgeschieden. Selbst Spuren von 5-6 µg Cd- Cadmium/Nm³ Gas oder Abluft werden noch um 55-60% abgeschieden.

Wenn auch die Metallverbindungen pH-neutral sind, reagieren sie doch in niederen pH-Bereichen unter 5 pH aufgrund des höheren Säuregehaltes im Waschwasser schneller, d. h., die Reaktionszeiten verändern sich mit dem pH-Wert.

Bei Ablüften aus der Salpeterherstellung, wo bis zu 5 g NO und 2 g NO₂/Nm³-Abluft bei einer Temperatur von ca. 50°C vorhanden sind, muß der NO-Anteil vor und während der Absorption zu NO₂ aufoxidiert werden.

Die Aufoxidation erfolgt über einen "O₃-Reaktor" vor der Absorptionsstufe und mit "H₂O₂" als Oxidationsmittel im Absorptionsprozeß.

Der Prozeßablauf ist wie folgt.

Die anströmenden Ablüfte werden in den O₃-Reaktor geleitet, wo unter starker turbulenter Strömung durch ein Ozonerzeuger O₃-angereicherte Preßluft, dem Abluftstrom zugemischt wird. Die erforderliche Reaktionszeit beträgt 12 sek, wobei die O₃-Menge mit einem 20%igen Oxidationsüberschuß ausgelegt wird.

Nach Durchströmen des O₃-Reaktors gelangt die Abluft mit Restanteilen von nicht oxidierten NO-Anteilen in den Absorber. Die Absorption kann mit H₂O₂ plus NaOH, wie auch mit H₂O₂ plus Ca(OH)₂ vorgenommen werden. Für die Weiterverwendung als Kunstdünger ist die Absorption mit H₂O₂ plus NH₄OH (Ammoniumhydroxid) zu empfehlen.

Die Lösungen können bis zur Feststoffproduktion wie vorher beschrieben eingedampft und der Kunstdüngerindustrie zugeführt werden.

Bei Prozeßablüften aus der Aluminiumverhütung, oder Gase aus der Klinkerstein- und Keramikherstellung, wo neben HF noch SO₂, NO und NO₂ vorhanden ist, kann die Absorption mit NaOH vorgenommen werden.

Hierbei ist die Gewinnung von Aluminiumfluorid (AlF₃) anzustreben. Der dafür notwendige Prozeß läuft wie folgt ab.

Die Na⁺-Lösung wird in den Reaktor eingebracht, wo der Lösung Ca(OH)₂ zugeführt wird. Diese Reaktionsmischung wird wie schon vorher beschrieben, über die Filterstation und Trocknungsschnecke als anhydrierte Gipsmasse, und als Prozeßlösung bestehend aus NaOH+ NaNO₂ und NaF ausgetragen.

Die Prozeßlösung wird in einen Mischreaktor gepumpt, wo Al(OH)₃-Aluminiumhydroxid zugemischt wird.

Diese Reaktionslösung in dickflüssiger Form wird in eine zweite Filterstation, oder wechselseitig in die Gipsfilterstation eingebracht und genau so behandelt, wie schon bei der Gipsfraktion beschrieben.

Die Flüssigphase aus der Filterstation, in der Hauptsache NaOH mit geringen Anteilen an NaNO₂, kann dem Absorptionsprozeß wieder zugeführt werden.

Die Stoffanteile NaOH verhalten sich reaktionsneutral, NaNO₃ reagiert nur schwach mit Al(OH)₃ und ist vernachlässigbar.

Das ausgetragene Trockenprodukt AlF₃-Aluminiumfluorid, ist ein Produkt, das bei der Aluminiumherstellung verwendet wird und etwa bei 700,- DM/T kostet. Von da ist ein ökonomisches Interesse gegeben.

Angesichts der nicht einfach zu beherrschenden Emissionen von Kohlenwasserstoffen in der Abluft aus dem Trocknungsprozeß bei Rollenoffset-Druckanlagen, bietet die Erfindung eine optimale Lösung gegenüber der bisher angewandten thermischen Nachverbrennung.

Die Energieeinsparung liegt, bei Gegenüberstellung der Nachverbrennung, bei 80%, wobei mit diesem Verfahren eine Rückgewinnung der Mineralölanteile aus der Abluft zur Weiterverwendung erreicht wird. Der Prozeßablauf ist wie folgt.

Die aus der Rollenoffset-Anlage ausströmende Abluft, mit einer Temperatur von 90-120°C muß, um mit "O₃" reaktionsfähig zu sein, auf mindestens 50°C mittels Wärmetauscher runtergekühlt werden. Die hierbei übertragene Wärme wird zur Aufheizung des Wärmeträgers für Verdampfung verwendet. Die Kühlung der Abluft auf 50°C kann auch mittels Luftkühler vorgenommen werden.

Die auf 50°C runtergekühlte Abluft wird einem O₃- Reaktor zugeführt, wo der Abluft bei starker turbulenter Strömung über ein Ozonisierungsgerät O₃-angereicherte Preßluft beigemischt wird.

Da bei dieser Reaktionsstufe, in Anwesenheit großer Stoffmengen von C_mH_n (Kohlenwasserstoffe) die Aufoxidierung nicht voll abläuft, wird die Abluft in den vorher beschriebenen Absorber eingeleitet.

Hier wird das Waschwasser mit H₂O₂ angesetzt, um damit die Restoxidation im Absorber vornehmen zu können.

Die in der Abluft anteiligen Mineralölpartikel werden aufgrund der kinetischen Absorptionsbedingungen abgeschieden und mit der Lösungsphase in das Reaktions- und Auffangbecken eingebracht. Hier laufen die Reaktionen durch den ständigen Kreislauf der Waschwasser bis zur Endreaktion ab.

Weitere Vorteile, Merkmale und Einzelheiten der Erfindung ergeben sich aus der nachfolgenden Beschreibung bevorzugter Ausführungsbeispiele sowie anhand der Zeichnung; diese zeigt in:

Fig. 1: eine als Verfahrensstammbaum schematisierte Wiedergabe einer erfindungsgemäßen Anlage mit Absorber;

Fig. 2 die gegenüber Fig. 1 vergrößerte Draufsicht auf den teilweise gebrochenen Absorber;

Fig. 3 den Längsschnitt durch Fig. 2 nach deren Linie III-III;

Fig. 4: die Draufsicht auf ein anderes Ausführungsbeispiel des Absorbers;

Fig. 5: den Längsschnitt durch Fig. 4 nach deren Linie V-V;

Fig. 6: die schematische Frontansicht eines vergrößerten Details der Fig. 4 zu deren Schnittlinie VI-VI;

Fig. 7: den Schnitt durch Fig. 6 nach deren Linie VII-VII.

Aus dem Fuchs 10 od. dgl. einer nicht dargestellten Verbrennungsanlage in Pfeilrichtung x anströmendes Gas einer Temperatur von 240 bis 350°C wird über einen Gasstutzen 11 mit Stellklappe 12 und einen Verbindungskanal 13 einem Wärmetauscher 4 zugeleitet, in dem es auf etwa 150°C heruntergekühlt wird. Aus diesem tritt das Gas über eine Verbindungsleitung 15 in die erste Absorptionsstufe eines bei 20 angedeuteten Absorbers ein.

Dieser Absorber 20 weist gemäß Fig. 2, 3 ein Gehäuse 21 aus Boden 22, Seitenwänden 23, Stirnwänden 24 und einem Deckel 25 auf. Innerhalb dieses Gehäuses 21 verlaufen parallel zu jenen Seitenwänden 23 sowie in Abstand a zu ihnen Trennwände 26. Jede Trennwand 26 ist einerseits an einer der Stirnwände 24 festgelegt und endet anderseits an einer mit den gegenüberliegenden Stirnwand 24 einen Spalt 27 der Länge b bildenden Kante 28.

Die in Fig. 2 unterliegende Stirnwand 24 begrenzt mit der ihr gegenüberliegenden Trennwand 26 eine erste Absorptionskammer 31, in welche das Gas oder Strömungsmedium aus einem Stutzen 19 der Verbindungsleitung 15 eintritt und die es - nach Umlenkung an der Kante 28 - durch den Spalt 27 verläßt, um in eine parallele zweite Absorptionskammer 32 zu gelangen. Diese wird beidseits von Trennwänden 26 begrenzt, von den jede an eine andere Stirnwände 24 angefügt ist; die von den beiden Trennwänden 26 gebildeten Spalte 27 sind somit in Draufsicht der Fig. 2 seitlich versetzt, und das aus der ersten Absorptionskammer 31 austretende Strömungsmedium muß die zweite Absorptionskammer 32 durchziehen; an deren anderem Ende wird das Strömungsmedium - um die Kante 28 der dort befindlichen Trennwand 26 - in eine dritte Absorptionskammer 33 geführt. Diese ist an ihrem spaltfernen Ende mit einem Ausgangsstutzen 35 für das Strömungsmedium versehen.

In Fig. 2 ist der in Draufsicht mäanderartig geführte zwangsläufige Weg des Strömungsmediums durch einen Pfeil S angedeutet.

In die drei Absorptionskammern 31, 32, 33 sind jeweils zwei Düsenstöcke 40 so eingesetzt, daß die Sprühkegel 41 ihrer Sprühdüsen 42 gegen die Strömungsrichtung des Strömungsmediums S gerichtet sind. Im Bedarfsfall können auch beispielsweise drei Düsenstöcke 40 je Absorptionskammer 31, 32, 33 eingefügt werden.

Der Boden 22 des Gehäuses 21 ist in Strömungsrichtung y der ersten und dritten Absorptionskammer 31, 33 abwärts geneigt. Der Bodenwinkel w des Bodens 22 bestimmt ein Gefälle in den drei Absorptionskammern 31, 32, 33; in einer gemeinsamen Richtung kann überschüssige Absorptionslösung über Lösungsleitungen 36 aus jeder der Absorptionskammern 31, 32, 33 ohne weiteres abfließen.

Mit einem Absorber 20 _a gemäß Fig. 4, 5 ist es möglich, mit bis zu vier Absorptionslösungen zu fahren. Hier ist beispielsweise die Voraussetzung geschaffen, HCl oder H₂SO_3/4 als Säurekomponente aus dem Strömungsmedium zurückzugewinnen; in den Spalten 27 zwischen den Kammertrennwänden 26 und der - hier gemeinsamen - Stirnwand 24 ist eine Flutschwelle 30 angeordnet.

Der 2 bis 4 Komponenten-Absorber 20 _a der Fig. 4, 5 ist i. w. so aufgebaut wie der beschriebene Absorber 20, weist aber - dank einer weiteren Trennwand 29 - noch eine vierte Absorptionskammer 34 auf. Die vier Absorptionskammern 31 bis 34 führen das Strömungsmedium S gemäß Draufsicht der Fig. 4 ebenfalls mäanderartig bis zum Ausgangsstutzen 35, wozu die beiden den Seitenwänden 23 benachbarten Trennwände 26, 29 jeweils mit einer gemeinsamen (in Fig. 4: der rechten) Stirnwand 24 jenen Spalt 27 bilden, wohingegen die mittlere Trennwand 26 _a an der letztgenannten Stirnwand 24 festliegt, wie dies auch Fig. 5 verdeutlicht.

Für jede der Absorptionskammern 31 bis 34 ist ein Reaktionsbecken 45, 46, 47, 48 mit in ihm mündender Druckluftleitung 50 vorgesehen; entsprechende Reaktionsbecken 45 bis 47 sind im Ausführungsbeispiel der Fig. 2, 3 aus Gründen der Übersichtlichkeit vernachlässigt. Die dem Reaktionsbecken 45, 46, 47, 48 zugeführte Preßluft dient zur Aufoxidation der in das Reaktionsbecken 45, 46, 47, 48 eingebrachten Substanz.

Jede der durch die Absorptionskammern 31 bis 34 erzeugten Absorptionsstufen A, B, C, D wird über eine eigene Pumpenleitung versorgt; die Düsenstöcke 40 der ersten Absorptionskammer 31 werden über eine Pumpenleitung aus dem Reaktionsbecken 46 der zweiten Absorptionskammer 32, deren Düsenstöcke 40 über eine Pumpenleitung aus dem Reaktionsbecken 47 der nachfolgenden Absorptionskammer 32 und die Düsenstöcke 40 der dritten Absorptionskammer 33 mit Frischwasser aus einem Wasserbecken 49 versorgt. Damit ist erreicht, daß sich im Reaktionsbecken 45 der ersten Absorptionsstufe A eine aufkonzentrierte Säurelösung einstellt.

Weitere Einzelheiten des Absorbers 20 sind in den nachfolgenden Betriebsbeispielen beschrieben.

Die Fig. 6, 7 zeigen die rasterartige Anordnung und die Winkelstellung der Sprühdüsen 42 eines der Düsenstöcke 40, wobei die von den Sprühdüsen 42 eines Astes 43 erzeugten Projektionswinkel t bevorzugt 15 bis 45° betragen. Die Abstände i dieser Äste 43 voneinander messen zwischen 105 bis 315 mm, die Abstände q zwischen den Sprühdüsen 42 eines derartigen Astes 43 etwa 35 bis 105 mm. Die Breite des Düsenstockes 40 ist so gewählt, daß er den Querschnitt der Absorptionskammer 31 etwa ausfüllt.

In der ersten - von der Absorptionskammer 31 gebildeten - Absorptionsstufe A muß das Strömungsmittel S eine durch die Düsenstöcke 40 aufgebaute Wand aus Waschwasserfeinstnebel durchströmen. Hierbei setzen aufgrund der H₂O-Verdampfungsphase bis zur Sättigung auf 100% rel.-Feuchte die Verdampfungsreaktionen der Stoffkomponenten im Rohgas ein. Durch die Sättigung der Gase auf 100% rel.-Feuchte kühlt sich das Gas adiabatisch bis auf die Taupunkttemperatur bei etwa 55-65°C ab, wobei sich gleichzeitig das Gasvolumen im Betriebszustand (Bm³) um etwa 10-20% verringert. Durch die Volumenreduzierung der Gase und die lineare Vergrößerung des Strömungsquerschnittes fällt die Gasgeschwindigkeit im Strömungsraum ab.

Nach Durchströmen der ersten Absorptionsstufe A muß das Strömungsmittel S umkehren und tritt in die zweite Absorptionskammer 32 bzw. in Absorptionsstufe B ein, worin es wieder eine durch die Düsenstöcke 40 aufgebaute Flüssigkeitfeinstnebelwand durchströmen muß. Hier laufen die Absorptionsreaktionen voll durch, wobei sich die Gasgeschwindigkeit durch die lineare Verkleinerung des Strömungsquerschnitts dank des Bodenwinkels w entsprechend erhöht.

Am Ende der zweiten Absorptionsstufe B muß das Strömungsmedium S wiederum umkehren und gelangt in die dritte Absorptionskammer 33 bzw. die dritte Absorptionsstufe C. Durch die lineare Vergrößerung des Strömungsquerschnittes - entsprechend jener in Absorptionsstufe A - fällt die Geschwindigkeit des durch den Flüssigkeitsfeinstnebel getriebenen Strömungsmediums S ab.

Nach Durchgang durch die dritte Absorptionsstufe C - oder weitere Absorptionskammern mit jeweils wechselndem Querschnitt - werden die Gase über den Ausgangsstutzen 35 und einen Kanal 51 durch einen in Fig. 1 erkennbaren Absauglüfter 52 in einen Tropfenabscheider 53 gesaugt. Hier werden die vom Gasstrom mitgerissenen Wassertropfen abgeschieden und über eine Abscheiderleitung 54 in ein Reaktionsbecken abgelassen, das in Fig. 1 der Übersichtlichkeit wegen mit 2 bezeichnet ist und den Reaktionsbecken 45; 46; 47; 48 anderer Ausführungsbeispiele entspricht.

Die Gase werden mittels jenes Absauglüfters 52 durch eine Stellklappe 56 und einen Verbindungsstutzen 57 einem Anschlußkanal 58 zugeleitet, strömen aus dessen Kanalstutzen 58 _m in den Rohgaskanal 59 eines Kamins 60 und aus diesem in die Atmosphäre.

Das für den Absorptionsprozeß nach Fig. 1 erforderliche Waschwasser ist mit NaOH auf 13 pH angesetzt und wird mit einer Pumpe 61 einer Druckleitung 62 aus dem Reaktionsbecken 2 über eine - Membranventile aufweisende - Filterstation 63 angesaugt. Eine bei 64 im Bypaß geführte Filtergruppe mit Membranventil wird über ein Kontaktdruckmanometer der Druckleitung 62 wie folgt gesteuert. Bei verstopfter Filterstation 63 fällt zwangsläufig der Pumpendruck bis zu einem eingestellten Mindestdruck ab. Dann wird ein Magnet-Vorsteuerventil einer Preßluftsteuerleitung 65 geöffnet und dadurch jenes Membranventil der Filterstation 63 geschlossen. Parallel dazu wird ein ebenfalls der Preßluftsteuerleitung 65 zugeordnetes Magnet-Vorsteuerventil der Bypaß-Filtergruppe 64 geschlossen und so ein Membranventil der Bypaßleitung geöffnet. Nun saugt die Pumpe 61 über die Bypaß-Filtergruppe 64, so daß die verschmutzte Filterstation 63 gereinigt werden kann.

Die Pumpe 61 drückt mit vorgegebenem Pumpendruck die Waschwasserlösung durch die Druckleitung 62 zu Düsenstockversorgungsleitungen 39 für die Düsenstöcke 40 der einzelnen Absorptionsstufen A, B, C.

Aufgrund des Düsenvordruckes, der Düsenraster i, q der einzelnen Düsenstöcke 40 und der eingesetzten Spezialdüsen 42 wird in jeder Absorptionsstufe A, B, C eine kompakte Feinsttropfenwand von etwa 2/3 der Kammerlänge e aufgebaut. Dadurch entsteht in der Wirklänge des Tropfenspektrums - und auf den Kammerquerschnitt ausgelegt - eine optimale Tropfendichte, wodurch eine bis zu 99,95%ige Abscheidung aller gasförmigen Stoffkomponenten im Gas erreicht wird.

Die im Gasstrom befindlichen Feststoffpartikel mit Korngrößen von 0,01-3 µm werden bis zu 99% durch die hohe Aufprallenergie im Tropfenkern eingebunden und ausgeschlämmt. Über die Anströmgeschwindigkeiten der Gase, mit im Mittel 4 m/s, und der Tropfen mit 40 bis 50 m/s ist die Aufprallenergie so stark, daß die feinkörnigen Feststoffpartikel in den Tropfenkern eindringen und - durch die Oberflächenspannung der Tropfenhülle gekapselt - mit dem Tropfen ausgetragen werden.

Die Feststoffpartikel <3 µm schlagen aufgrund ihrer Masse durch den Tropfen durch und werden nur zum Teil mit maximal 70% durch die Umlagerung mehrerer Tropfen abgeschieden.

Da das Gas an H₂O-Menge durch Verdampfung bis zur Sättigung auf 100% rel.-Feuchte weniger aufnimmt als die Waschwasserumwälzmenge in Kg/Nm³-Gas ausmacht, fließt überschüssiges Waschwasser über Rücklaufleitungen 37 in ein Eingangsbecken 66 am Reaktionsbecken 2 zurück.

Durch die im Absorber 20 abgelaufenen Reaktionen ist der Na-Ionenüberschuß der mit NaOH auf 13 pH angesetzten Waschwasserlösung verbraucht, so daß der pH- Wert der in jenes Eingangsbecken 66 rückfließenden Na⁺-Lösung bis auf etwa 9 pH abgesunken ist. Diese Na⁺-Lösung mit geringem Na-Ionenüberschuß flutet nach Füllung des Eingangsbeckens 66 über eine Flutwand 67 in das Reaktionsbecken 2. Hiermit ist erreicht, daß im Eingangsbecken 66 nur eine Na⁺-Lösung mit geringstem Na-Ionenüberschuß für die Waschwasser-Aufbereitung vorhanden ist.

Die zur Waschwasser-Aufbereitungsanlage abzupumpende Na⁺-Lösungsmenge ist so ausgelegt, daß die Stoffmengen der Na⁺-Lösung gleich groß sind wie die Stoffmengen, die durch die Reaktion im Absorber 20 mit der rückfließenden Waschwasserlösung ins Eingangsbecken 66 eingebracht werden. Dadurch ist ein Stoffgleichgewicht erreicht, d. h. eine relativ konstante Stoffkonzentration im Waschwasser.

Um die Waschwassermenge konstant zu halten, wird über einen Schwimmer-Kontaktgeber 2.12 bei auf die untere Niveaugrenze absinkendem Niveau ein Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 für ein Membran- Ventil 2.13 geschlossen und dadurch letzteres durch den Druckabfall in der Preßluftsteuerleitung 65 geöffnet. Nun fließt soviel Frischwasser aus einer Wasserleitung 2.14 mit Ventilgruppe 2.15 in das Reaktionsbecken 2 bis die obere Niveaustellung des Schwimmer- Kontaktgebers 2.12 erreicht ist.

Nun wird das Membran-Ventil 2.13 durch den Druck der Preßluftsteuerleitung 65 dank deren sich öffnendem Magnet-Vorsteuerventil geschlossen.

Um den pH-Wert im Reaktionsbecken 2 während des Absinkens des pH-Wertes (auf 12 pH) bei 13 pH zu halten, wird über ein pH-Meter 2.12 ein weiteres Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 geschlossen und dadurch ein am Ausgang eines NaOH-Silos vorgesehenes Membran-Ventil 2.18 geöffnet. Nach dem Einschalten einer Laugenpumpe 2.19 wird über eine Leitung 69 NaOH- Lauge aus dem NaOH-Silo 68 ins Reaktionsbecken 2 gepumpt, bis der pH-Wert auf 13 pH angestiegen ist. Dann wird durch Öffnen jenes Magnet-Vorsteuerventils der Preßluftsteuerleitung 65 das Membran-Ventil 2.18 geschlossen, gleichzeitig wird die Laugenpumpe 2.19 ausgeschaltet.

Um ein Aufoxidieren von Natriumsulfiten - NaHSO₃, Na₂SO₃ - und Natriumnitriten - NaNO₂ - zu Natriumsulfaten - NaHSO₄, Na₂SO₄- und Natriumnitraten - NaNO₃ - zu erreichen, wird dem sich ständig im Kreislauf befindlichen Waschwasser im Reaktionsbecken 2 Preßluft über eine Preßlufthauptleitung 70 mit Absperrventil 71 sowie einem Luftverteiler 72 zugeführt, welcher der Mündung 50 in Fig. 4 entspricht.

Für erforderliche Preßluftmenge kann als Faustregel bezogen auf die Rohgasmenge mit

0,011 m³/Nm³ h

gerechnet werden.

Zur Waschwasser-Aufbereitung ist das Eingangsbecken 66 mit einer Leitung 73 an einem Reaktor 3 angeschlossen. Bei unterer Niveaustellung eines Schwimmer-Kontaktgebers 3.10 des Reaktors 3 wird - gesteuert durch ein Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 - ein Membranventil 3.12 geöffnet. Zudem wird eine Pumpe 3.11 eingeschaltet. Nun wird soviel Na⁺-Lösung in den Reaktor 3 gepumpt, bis eine obere Niveaustellung erreicht ist; das Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 wird durch den Schwimmer-Kontaktgeber 3.10 geöffnet und somit das Membran-Ventil 3.12 geschlossen.

Dem Reaktor 3 ist ein Silo 75 für CaCl₂ zugeordnet, dessen Verschluß zu einer Leitung 76 hin mit Membranventil 3.18 und Laugenpumpe 3.19 entsprechend jenem des NaOH-Silos 68 aufgebaut ist; nach dem Auffüllen des Reaktors 3 mit Na⁺-Lösung - wodurch der pH-Wert der vorhandenen Mischlösung auf über 7,2 pH ansteigt - wird durch ein pH-Meter 3.13 ein Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 für das Membranventil 3.18 jenes Verschlusses geschlossen und dadurch letzteres geöffnet. Parallel dazu wird die Laugenpumpe 3.19 eingeschaltet. Nun wird soviel CaCl₂-Lösung aus dem CaCl₂-Silo 75 über die Leitung 76 in den Reaktor 3 gepumpt, bis der pH-Wert der Mischlösung auf 6,8 pH abgesunken ist. Das Schließen der Leitung 76 erfolgt wie in Leitung 69 beschrieben.

Die in den Reaktor 3 eingebrachten Na⁺- u. CaCl₂- Lösungen werden entweder über ein Rührwerk oder durch Preßlufteindüsung homogen vermischt, wobei zur Gewährleistung der Stoffumsetzung die erforderliche Reaktionszeit von etwa zehn Minuten über das Reaktorvolumen eingehalten werden kann.

Unterhalb des Reaktors 3 ist in Fig. 1 nach einem Membranventil 3.14 ein Filter 77 zu erkennen; dieses Membranventil 3.14 wird durch einen Niveauregler 3.15 über ein Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 je nach Niveaustellung geöffnet oder geschlossen.

Die bei geöffnetem Membran-Ventil 3.14 in das Filter 77 fließende Mischlösung gelangt dort in einen Filtrierungs- Schneckengang, der mit Loch- oder Schlitzraster versehen ist und um den kontinuierlich sowie langsam Filtermaterial in Form von Filterpapier oder Filtertuchgewebe vom Antriebsmotor einer aufrollenden Filtermedienwelle transportiert wird.

Durch die im Reaktor 3 abgelaufenen Reaktionen, dringt die Flüssigphase der Mischlösung durch das Filtermaterial in einen Lösungs-Auffangraum ein, in dem im übrigen die Niveauregelung erfolgt. Die Flüssigphase wird von dort über einen Niveau-Regler 3.17 einer ersten Verdampferstufe 80 abgerufen. Um den Filtrierungsprozeß zu optimieren, wird über einen Preßluftinjektor 3.20 ein Unterdruck von etwa 4 mbar erzeugt.

Der Niveauregler 3.17 der ersten Verdampferstufe 80 schaltet bei Einstellung des unteren Niveaus und schließt ein Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 für ein Membran-Ventil 3.18 _m; dieses wird geöffnet, parallel dazu wird eine Pumpe 3.19_m eingeschaltet. Nun wird soviel Filtrierungslösung in Form von NaCl mit geringen Spuren von NaNO₂, mit der Pumpe 3.19_m über eine Leitung 81 in die erste Verdampferstufe 80 gepumpt, bis die obere Niveaustellung erreicht ist. Dann wird über den Niveauregler 3.17 das Magnet-Vorsteuerventil geöffnet und dadurch das Membran- Ventil 3.18 _m geschlossen.

In dieser ersten Verdampferstufe 80 werden etwa 70% H₂O- Anteile der NaCl-Lösung verdampft, so daß sich nach einer entsprechenden Betriebszeit eine konzentrierte NaCl-Lösung mit etwa 60 Gew.-% einstellt. Der Kristallisationspunkt liegt bei der Verdampfungstemperatur von 101°C etwa bei 64-65 Gew.-%.

Eine zweite Verdampferstufe ist mit 82 bezeichnet. Über deren Niveauregler 3.22 schaltet und schließt - bei Einstellung des unteren Niveaus der zweiten Verdampferstufe 84 - ein Magnet-Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 eines Membran-Ventils 3.23, das sich öffnet. Parallel dazu wird eine Pumpe 3.24 eingeschaltet. Nun wird soviel vorkonzentrierte NaCl-Lösung über eine Leitung 83 in die zweite Verdampferstufe 82 gepumpt, bis die obere Niveaustellung erreicht ist.

In der zweiten Verdampferstufe 82 wird vom verbliebenen H₂O-Anteil der NaCl-Lösung etwa 60-70% verdampft, so daß sich eine Stoffkonzentration von etwa 80 Gew.-% aufbaut. Um eine Auskristallisation an den Gehäuse- u. Rohrwänden zu vermeiden, wird die so aufkonzentrierte Lösung mit dem eingebauten Rührwerk in turbulenter Bewegung gehalten. Dadurch ist diese hochkonzentrierte NaCl-Lösung bei der Verdampfungstemperatur von 101°C noch pumpfähig und kann in einen Dünnschicht-Verdampfer 84 gepumpt werden.

Ein Niveauregler 3.27 schaltet und schließt ein Magnet- Vorsteuerventil der Preßluftsteuerleitung 65 eines Membran- Ventils 3.28 und öffnet dieses. Parallel dazu wird eine Pumpe 3.29 eingeschaltet. Nun wird soviel hochkonzentrierte NaCl-Lösung in den Dünnschicht-Verdampfer 84 gepumpt, bis die obere Niveaustellung erreicht ist. Dann wird das Magnet- Vorsteuerventil geöffnet und das Membran-Ventil 3.28 geschlossen.

Im Dünnschicht-Verdampfer 84 wird nun von dem in der NaCl-Lösung vorhandenen H₂O-Gehalt etwa 50% verdampft, so daß sich ein NaCl-Granulat im Schneckentrakt bildet, der durch den Schneckenvorschub in einen Austrittsschacht 85 transportiert wird. Von hier aus gelangt das Granulat in einen Trocknungs-Schneckenverdampfer 86

Im Trocknungs-Schneckenverdampfer 86 wird der Rest H₂O- Anteil der NaCl-Lösung bis auf maximal 2% verdampft. Die so getrocknete NaCl-Lösung wird dann in feiner grobkörniger Form durch den Schneckenvorschub über einen Austragsschacht 87 mit Drehschleuse 88 ausgetragen. Dieses so ausgetragene NaCl-Salz kann dann als Streusalz od. dgl. Verwendung finden.

Im Filtrierungs-Schneckengang des Filters 77 verbliebene Filtermasse - in Form von CaSO₄ · 2 H₂O+CaCl₂+CaF₂+ Ca(NO₃)₂ · 4 H₂O+CaCO₃ usw. - wird durch den langsamen Schneckenvorschub des im Flüssigkeitsraum herrschenden Unterdruckes von 4 mbar unter kontinuierlichem Abzug der freien Flüssigphase beim Transport im Schneckengang langsam eingedickt, so daß ein stichfester Filterkuchen in Form einer Gipsmasse in einen Austragsschacht 89 und so in eine Hydrierungsschnecke 90 gefördert wird.

In dieser Hydrierungsschnecke 90 wird der freie H₂O-Anteil der Gipsmasse, wie auch 3/4 der gebundenen Kristallwasser, verdampft. Über den Schneckenvorschub der Hydrierungsschnecke 90 wird der so anhydrierte Gips in deren Austragsschacht 91 gefördert und mit einer Drehschleuse 92 ausgetragen.

Dieser so anhydrierte Gips kann auf jeder normalen Hausmülldeponie abgelagert werden - einer Gipsflächendeponie bedarf es nicht.

Mit dem Wärmetauscher 4, der als Wärmeträger Dampf oder Thermalöl einsetzen kann, entzieht man der vorhandenen Gaswärme bei etwa 240-350°C die Wärmemengen, die für die Verdampfungsprozesse der Gipstrocknung wie der Steinsalz- Verdampfung benötigt werden.

Die ankommenden Rohgase mit einer mittleren Temperatur von 300°C werden durch den stattfindenden Wärmetausch auf unterste Grenze von 150°C abgekühlt. Die unterste Grenze von 150°C ist durch den Säuretaupunkt von SO₃ bei 145°C bedingt, um Korrosionen zu vermeiden.

Die freie Wärme, bezogen auf 1 Nm³ beträgt danach etwa

218 Kj/Nm³ h

das heißt, daß zur Verdampfung von 1 Kg H₂O etwa

12 Nm³ Gas

benötigt werden.

Die Wärmeversorgung der einzelnen Verdampferstufen wird über ein Temperatur-Regelventil 4.11, die Hauptvorlaufleitung 4.12, den Vorlauf-Verteiler 4.13 und die Vorlaufleitungen der einzelnen Verdampferstufen 80, 82 vorgenommen. Der Rückfluß des Wärmeträgers erfolgt über die Rücklaufleitungen der einzelnen Verdampferstufen 80, 82, einen Rücklaufsammler 4.14 und eine Hauptrücklaufleitung 4.15.

Die in den einzelnen Verdampferstufen entwickelten Dampfmengen einer Temperatur von etwa 101°C können in einem Wärmetauscher 5 (s. Fig. 1, unten) wie folgt verwertet werden.

Der Dampf beider Verdampferstufen 80, 83 wird bei 5.11 in eine Hauptdampfleitung 93 eingelassen. In diese gelangt der Dampf des Dünnschicht-Schneckenverdampfers 84 durch eine Dampfleitung 5.13, der des Trocknungs- Schneckenverdampfers 86 über eine Dampfleitung 5.14 und der der Hydrierungsschnecke 90 über eine Dampfleitung 5.15 sowie von der Hauptdampfleitung 93 über einen Sammelstutzen 5.16 in den Wärmetauscher 5 transportiert. Mit letzterem kann Warmwasser in einer Spreizung von 70/50°C erzeugt werden.

Der durch den Wärmetausch anfallende Wasserdampf (Naßdampf) wird durch den in eine Ableitung 94 herrschenden Unterdruck über den Glasstutzen 11 aus dem Wärmetauscher 5 abgesaugt. Das entstehende Kondensat wird über einen Kondensatabscheider 5.17 mit Kondensatpumpe 5.18 in einer Kondensatleitung 95 in das Reaktionsbecken 2 gepumpt und senkt somit die Wasserkosten des Verfahrens.

Von Bedeutung ist auch ein Bypaßkanal 96 am Rohgaskanal 59 des Kaminbereiches; in jenem wird - veranlaßt durch ein Kanalschott 55 als Vollabsperrung des Rohgaskanals 59 - bei Defekt der Absorptionsanlage der aus der Verbrennungsanlage kommende Gasstrom direkt in den Kamin 60 abgeführt.

Bei Notausschaltung der Absorptionsanlage wird parallel dazu die Feuerungsanlage auf Verbrennung mit Heizöl- EL oder Erdgas umgeschaltet. Gleichzeitig werden die Stellklappen 12, 56 geschlossen und eine Stellklappe 97 des Bypaßkanals 96 geöffnet.

Nun wird das Verbrennungsgas über einen Ansaugstutzen 96 _m, die Stellklappe 97, den Bypaßkanal 96 und den Verbindungsstutzen 57 durch den Absaug-Lüfter 52 in den Anschlußkanal 50 sowie den Rohgaskanal 59 in den Kamin 60 gefördert.

Claims (14)

1. Vorrichtung zur Absorption von Gasen und Dämpfen, mit horizontal hintereinander angeordneten Absorptionskammern, die mit Sprühdüsen versehen sind, und mit einer Eingangsleitung sowie einem Ausgangsstutzen, dadurch gekennzeichnet, daß in einem Gehäuse (21) mehrere Absorptionskammern (31, 32, 33, 34) nebeneinander angeordnet und jeweils zwei an ihren benachbarten Enden miteinander zu einer in Draufsicht U-förmigen Strömungsbahn verbunden sind, und daß die erste Absorptionskammer (31) in Strömungsrichtung (S) von der Eingangsleitung (19) ab einen zunehmenden Querschnitt aufweist und die nachfolgende mit in Strömungsrichtung abnehmendem Querschnitt versehen ist.

2. Vorrichtung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die den Ausgangsstutzen (35) aufweisende Absorptionskammer (33) sich zu jenem hin querschnittlich erweitert.

3. Vorrichtung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die den Ausgangsstutzen (35) aufweisende Absorptionskammer (34) sich zu jenem hin querschnittlich verjüngt und ihr eine Absorptionskammer (33) mit in Strömungsrichtung zunehmendem Querschnitt vorgeschaltet ist.

4. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß der Boden (22) der Absorptionskammer (31, 32, 33, 34) zu einer Lösungsleitung (36) geneigt ist.

5. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß das Gehäuse (21) mit einem geneigten Boden (22) für alle Absorptionskammern (31 bis 34) versehen ist.

6. Vorrichtung nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, daß der Boden (22) in Strömungsrichtung (S) der ersten Absorptionskammer (31) geneigt ist.

7. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß der Innenraum des Gehäuses (21) oberhalb des Bodens (22) durch mit diesem verbundene parallele Trennwände (26, 29) in die Absorptionskammern (31 bis 33; 34) unterteilt ist, wobei die Trennwände wechselweise zu einer der Gehäusestirnwände (24) unter Bildung einer Kante (28) in Abstand (b) enden.

8. Vorrichtung nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß zwischen der Kante (28) und der gegenüberliegenden Gehäusestirnwand (24) am Boden (22) eine Flutschwelle (30) verläuft.

9. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß in jeder Absorptionskammer (31 bis 33; 34) wenigstens ein Düsenstock (40) mit gegen das Strömungsmedium (S) gerichtetem Sprühkegel (41) vorgesehen ist.

10. Vorrichtung nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Sprühkegel (41) rasterartig über den Strömungsquerschnitt der Absorptionskammer (31 bis 34) verteilt und/oder die die Sprühkegel (41) erzeugenden Sprühdüsen (42) in unterschiedlicher Neigung zum Boden (22) des Gehäuses (21) eingestellt sind.

11. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, daß der Absorptionskammer (31 bis 34) wenigstens ein Reaktionsbecken (45 bis 48, 55) zugeordnet und dieses mit wenigstens einem Zuführorgan (50, 77) für ein Oxidationsmittel versehen ist.

12. Vorrichtung nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß zwischen Absorptionskammer (31 bis 34) und Reaktionsbecken (2) ein Eingangsbecken (60) angeordnet und dieses vom Reaktionsbecken durch eine Flutwand (67) getrennt ist.

13. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß dem Ausgangsstutzen (35) ein Tropfenabscheider (53) nachgeschaltet und dieser über eine Abscheiderleitung (54) mit dem Reaktionsbecken (2) verbunden ist.

14. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 13, dadurch gekennzeichnet, daß der Eingangsleitung (19) des Absorbers (20) wenigstens ein Wärmetauscher (4) vorgeschaltet ist.