DEST000964MA - Verfahren und Vorrichtung zur Abscheidung und Gewinnung von Teer und Ammoniak aus Gasen der trockenen Destillation - Google Patents

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zur Abscheidung und Gewinnung von Teer und Ammoniak, das durch unmittelbare Sättigung als festes Ammoniaksalz zu erhalten ist, aus Gasen der trockenen Destillation, namentlich Kohlendestillationsgasen. In der Praxis hat hierfür schon seit langer Zeit die größte Verbreitung das sogenannte halbdirekte Ammoniakgewinnungsverfahren gefunden. Nach diesem Verfahren werden die von den Destillationsöfen herkommenden Rohgase mittelbar bis auf gewöhnliche Temperatur herabgekühlt, um den Teer vollständig auszuscheiden, und danach durch einen mit geeigneter Säure beschickten Sättiger geleitet, in welchem das von den Gasen getragene Ammoniak als festes Ammoniaksalz, in der Regel als Ammoniumsulfat, gewonnen wird. Im Laufe der fortschreitenden Entwicklung der Kohlendestillations- und Nebengewinnungsanlagen, die insbesondere durch die Steigerung der Durchsatzleistung und der Betriebsintensität bedingt worden ist, hat sich für den Gesamtumfang der erwähnten Gaskühlung die Betriebsweise eingebürgert, daß die Rohgase zuerst in der Ofenvorlage einer intensiven unmittelbaren Kühlung durch Wassereinspritzung und nachfolgend einer mittelbare Kühlung in Gaskühlern, meist Röhrenkühlern, bis auf gewöhnliche Temperatur unterzogen werden. Die Mängel und Unzulänglichkeiten des erwähnten halbdirekten Ammoniakgewinnungsverfahrens sind wesentlich dadurch begründet, daß zusammen mit der zwecks Teerabscheidung vorgenommenen vollständigen Abkühlung der Destillationsgase praktisch die Gesamt- menge des ursprünglich im Rohgas enthaltenen, durch die Trockendestillation freigemachten Wasserdampfs als ein wässriges ammoniakhaltiges Kondensat anfällt, dessen Ammoniak durch Abdestillieren in flüchtige Form überführt und dem in den Sättiger einzuleitenden Hauptgasstrom zugemischt werden muß. Die Menge dieses Kondensats beträgt z.B. bei Verkokungsöfen etwa 150 kg je t eingesetzter trockener Kohle, und sein Ammoniakgehalt entspricht ungefähr der Hälfte des im Rohgas vorhandenen Ammoniaks. Die Notwendigkeit des Aufarbeitens einer so bedeutenden Ammoniakwassermenge schafft naturgemäß beträchtliche Verumständlichungen und vor allem Kosten, namentlich für Wärmeaufwand in Form von Heizdampf, so daß in dieser Beziehung beim halbdirekten Verfahren der Fortschritt gegenüber dem sogenannten indirekten Verfahren, d.h. der Ammoniakauswaschung mittels Wasser, nicht sehr erheblich ist.

Die Erfindung setzt sich zur Aufgabe, die geschilderten Mängel und Unzulänglichkeiten der Ammoniakgewinnung bei Beibehaltung des Verfahrensweges der vollständigen, zur Teerabscheidung vorzunehmenden Gaskühlung weitestgehend zu beheben und damit das Gesamtverfahren wesentlich zu vereinfachen und zu verbilligen. Nach dem Verfahren der Erfindung wird die Behandlung der Rohgase, nachdem sie durch Wassereinspritzung in der Ofenvorlage und durch nachfolgende mittelbare Kühlung bis auf gewöhnliche Temperatur herabgekühlt worden sind, in der Weise ausgestaltet, daß das von der Ofenvorlage erhitzt ablaufende Einspritzwasser im ständigen Kreislauf erst mit den vollständig gekühlten Gasen durch eine Gegenstrom-Vorrichtung (Verdunster) in unmittelbaren Wärmeaustausch gebracht und dadurch abgekühlt, danach im heißesten Teil des Gaskühlers mittelbar durch das Gas erwärmt und schließlich in die Vorlage zum erneuten Kühlen der Rohgase zurückgegeben wird. Das Einspritzwasser vollführt daher einen ständig wiederholten Kreislauf durch die Ofenvorlage und die Gegenstromvorrichtung, wobei es zuerst in der Vorlage die Rohgase abkühlt und zusätzlich mit Wasserdampf sättigt und danach mittels seiner erlangten höheren Temperatur in der nachfolgenden Gegenstromvorrichtung die Gase, die inzwischen durch die mittelbare Kühlung ihren Wasserdampf fast vollständig verloren haben, wieder erwärmt und erneut mit Wasserdampf so weit sättigt, daß der ursprüngliche Wasserdampfgehalt der Rohgase ihnen praktisch wieder vollständig oder nahezu ganz aufgeladen wird, wobei auch das vom Wasser aufgenommene flüchtige Ammoniak in den Gasstrom zurückkehrt. Innerhalb des hiermit umrissenen Verfahrens spielt aber das Erfindungsmerkmal des zusätzlichen Erwärmens des umlaufenden Einspritzwassers im heißesten Teil des Gaskühlers eine wichtige Rolle. Es wird nämlich mit dem erfindungsgemäßen Verfahren durch die einfachen Mittel des Nachschaltens der Gegenstromvorrichtung und der Hinzunahme des geschilderten Kreislaufs des Einspritzwassers, der das erwähnte zusätzliche Erwärmen desselben enthält, der Anfall von ammoniakhaltigem Kondenswasser bis auf höchstens einen geringfügigen Bruchteil des sonst Gewohnten heruntergedrückt, so daß auch nur eine geringfügige Teilmenge dieses Wassers einer Ammoniakabtreibung unterzogen werden muß; dies geschieht lediglich deswegen, um das sich anreichernde gebundene Ammoniak aus dem Betriebe zu entfernen. Es genügt daher eine Ammoniakwasserabtreibeanlage von geringem Umfang, die praktisch auch meist nur zeitweilig in Betrieb gehalten zu werden braucht, und es wird einerseits der Kostenaufwand für Abtreibung von Ammoniakwasser, andererseits aber auch die wegzuschaffende Abwassermenge weitestgehend verringert.

Nach einem weiteren Erfindungsgedanken wird in dem Verfahren das bei der mittelbaren Gaskühlung gebildete Kondenswasser dem Umlaufwasser, das vom Verdunster nach dem heißesten Teil des Gaskühlers und wieder zur Ofenvorlage zurück geht, beigegeben und dadurch in den Wasserkreislauf wieder eingefügt. Aus der später erfolgenden Einzelbeschreibung wird klar werden, daß diese Beigabe von Kondenswasser zufolge des ihm eigenen Wärmeinhalts einen wärmewirtschaftlichen Vorteil für die Durchführung des Verfahrens bedeutet.

Eine erfindungsgemäße Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens ist gekennzeichnet durch die im Gasweg aufeinanderfolgende Anordnung der Ofenvorlage, eines mittelbaren Gaskühlers und eines unmittelbaren Gegenstromwärmeaustauschers für das gekühlte Gas in Kombination mit einer Kreislaufanordnung für das Einspritzwasser, deren Schaltungsweg hintereinander durch die Vorlage, den Gegenstromaustauscher und den heißesten Teil des Gaskühlers geht. Der Vorteil dieser Vorrichtung liegt in der Einfachheit und Übersichtlichkeit der Gesamtanordnung und in der guten Wirksamkeit für den Verfahrenszweck.

Eine zur Durchführung des Verfahrens geeignete Gesamteinrichtung, welche auch die Merkmale der erfindungsgemäßen Vorrichtung aufweist, ist in der Zeichnung durch eine schematisch gehaltene Aufrißdarstellung, teilweise im senkrechten Schnitt, wiedergegeben. Das Verfahren der Erfindung wird an Hand dieser Zeichnung als ein Ausführungsbeispiel nachstehend näher beschrieben.

Zu den Hauptteilen der Gesamtvorrichtung gehören die Ofenvorlage 1 mit dem Steigrohrknie 2, der mittelbar wirkende Gaskühler 3, der Gassauger 4, der unmittelbar wirkende Gegenstromwärmeaustauscher 5, die Ammoniakwasser-Abtreibekolonne 6, der Ammoniaksättiger 7, die beiden Ablauf- und Schneidebehälter 8 für die Vorlage 1 und 9 für die Vorrichtungen 3 und 5, der Sammelbehälter 10 für abgetriebenes Ammoniakwasser und der Hochbehälter 11 für frisches Kühlwasser zum Betrieb des Gaskühlers 3. Ferner sind noch die Förderpumpen 12, 13, 14 für die im Betrieb arbeitenden Wasserströme vorgesehen. Im Gasweg sind die Vorlage 1 und der Gaskühler 3 durch die Rohrleitung 15, der Gegenstromaustauscher 5 und der Gaskühler 3 durch den zwischengefügten Gassauger 4 und die Saug- und Druckrohrleitungen 16, 17 miteinander verbunden, und schließlich ist das Gasübertrittsrohr 18 zwischen den Gasabgang 30 der Vorrichtung 5 und das Gasverteilrohr 19 des Sättigers 7 geschaltet. Der Ablauf- und Scheidebehälter 8 erhält durch das Fallrohr 21 das aus der Vorlage 1 ablaufende Gemisch von Wasser und Teerkondensat, der Ablauf- und Scheide- behälter 9 empfängt durch das Fallrohr 22 das vom Fuß der Vorrichtung 5 ablaufende Wasser und durch das Ableitungsrohr 23 das aus dem Gasraum des Gaskühlers 3 abfließende Gemisch von kondensiertem Gaswasser und Teerölen.

Das zu behandelnde, von den Trockendestillationsöfen z.B. Koksöfen herkommende Rohgas tritt hoch erhitzt durch das Steigrohrknie in die Vorlage 1 und damit in das Verfahren ein, geht bei 24 aus der Vorlage heraus und gelangt durch die anschließende Rohrleitung 15 bei 25 in den oberen Teil des mittelbar wirkenden Gaskühlers 3 hinein. Dieser Gaskühler ist im Beispiel als ein stehender Querrohrkühler mit zwei oberen Kühlrohrbündeln 40 und vier unteren hintereinander geschalteten Kühlrohrbündeln 41 dargestellt. Die unteren Rohre 41 werden von frischem Kühlwasser durchflossen, das von unten her bei 27 durch das Fallrohr 26 aus dem Hochbehälter 11 zugeführt wird. Die oberen Rohre 40 empfangen als Kühlflüssigkeit das durch die Druckleitung 32 der noch zu erwähnenden Pumpe 12 geförderte Umlaufwasser, das durch die Abzweigleitung 42 zutritt und durch die Abgangsleitung 43 in die Druckleitung 32 zurückgeht. Das Gas verläßt den Gaskühler 3 am unteren Teil durch die Rohrleitung 16 und wird mittels des Gassaugers 4 über die Rohrleitung 17 in den Fußteil des Gegenstromwärmeaustauschers 5 hinein und am Kopf desselben bei 30 aus ihm herausgeführt und über die Rohrleitung 18 in das Verteilrohr 19 des Sättigers 7 übergeleitet. Der Gegenstromwärmeaustauscher 5 ist im Zeichnungsbeispiel als ein stehender Rieselturm mit inneren Verteilböden dargestellt, könnte aber auch irgendeine andere feststehende oder bewegte Gegenstrom-Vorrichtung sein. Aus dem Behälter 9 wird mittels der Pumpe 12 über deren Saugleitung 31 und Druckleitung 32 erwärmtes Wasser zuerst über den Weg 42, 40, 43 durch den obersten, d.h. heißesten Teil des Gaskühlers 3 und, dadurch weiter erwärmt, nach der im Steigrohrknie 2, also am Rohgaseintritt befindlichen Einspritzdüse 33 gefördert und durch diese in fein verteilter Form als ein Streukegel 34 in das heiße Rohgas hineinversprüht. Hierdurch wird das ursprünglich hoch erhitzte Gas plötzlich weitgehend abgekühlt, wobei ein Teil des Einspritzwassers in das Gas hineinverdampft, während der Rest des Wassers zusammen mit kondensierten Teerbestandteilen in heißem Zustand durch das Fallrohr 21 in den Behälter 8 abläuft. Aus diesem Behälter, in welchem sich die Teerbestandteile zu Boden setzen, entnimmt die Förderpumpe 14 durch ihre Saugleitung 35 das in ihn hineingelangte Heißwasser und befördert es über die Druckleitung 36 nach der am Kopf des Gegenstromaustauschers 5 befindlichen Verteilbrause 38. Das heiße Wasser tritt mit dem von unten her aufsteigenden kühleren Gas in Wärmeaustausch und erwärmt es dadurch, wobei ein Teil des Wassers in den Gasstrom hinein verdampft. Der nicht verdampfte Restteil des Berieselungswassers geht durch das Abfallrohr 22 in den Behälter 9 hinein. In denselben Behälter 9 fließt aus dem Gasraum des Gaskühlers 3 durch die Rohrleitung 23 ein Gemisch von Kondenswasser und verflüssigten Teerölen hinein; dabei scheiden sich die Teerbestandteile vom Wasser, sinken zu Boden, und das obenauf schwimmende Wasser wird, wie schon erwähnt, aus dem Behälter 9 durch die Pumpe 12 über die Rohrleitungen 31 und 32 nebst dem Zwischenweg 42, 43, 40 in die Vorlage 1 zurückgegeben. Hiermit ist der Wasserkeislauf geschlossen.

Für die betriebsmäßige Durchführung können dabei die nachstehend angegebenen Mengenverhältnisse und Temperaturen von Gas und Wasser Anwendung finden, die lediglich ein der Praxis nahekommendes Ausführungsbeispiel bedeuten, wobei der Übersichtlichkeit halber auf die stets unbedeutenden Abkühlungsverluste und sonstigen Nebendinge keine Rücksicht genommen ist.

Die Menge des bei 2 eintretenden und bei 30 austretenden Rohgases rein ohne Wasserdampf und sontige Nebenbestandteile gedacht, betrage beispielsweise 1000 Nm(exp)3/h; hierauf als Einheit werden alle weiteren Mengeangaben bezogen. Die Temperatur des Gases an der Eintrittsstelle 2 beträgt 800°C, es ist also hoch überhitzt. Das Gas trägt bei seinem Eintritt außer dem hier nicht zu beachtenden Teer, Benzol usw. je Nm(exp)3 0,43 kg, im ganzen also 430 kg/h Wasser- dampf. Dem entspricht ein Taupunkt von 73°C. An der Austrittsstelle 30, wo das Gas wassergesättigt ist, trägt es dieselbe Menge Wasserdampf, d.h. 430 kg/h und besitzt deswegen hier ebenfalls die besagte Taupunktstemperatur von 73°C; diese Endtemperatur wird als erstrebtes Verfahrensziel willkürlich festgesetzt. Durch die Eintrittsdüse 33 werden auf Grund einer willkürlichen, wenn auch in gewissen Grenzen zu haltenden Festsetzung 12,5 m(exp)3/h = 12 500 kg/h Wasser zugeführt, die durch die Pumpe 12 aus dem Behälter 9 entnommen werden. Dieses Wasser hatte im Behälter 9, wie später angegeben werden wird, eine Temperatur von 60°C; mittels seiner Durchleitung durch die Rohrbündel 40 im Gaskühler 3 wird es erfindungsgemäß bis zu 75°C weiter erwärmt, und mit dieser Temperatur tritt es in die Einspritzdüse 33 ein. Durch den intensiven unmittelbaren Austausch zwischen dem hocherhitzten Gase und dem kühleren Wasser in dem Streukegel 34 stellt sich als Endergebnis eine für das abgehende Gas wie auch für das ablaufende Wasser gleich hohe Gleichgewichtstemperatur von 83°C ein; mit dieser Temperatur geht also das Gas, und zwar wassergesättigt, bei 24 und das Wasser durch das Fallrohr 21 aus der Vorlage heraus. Bei der Wassersättigungs- bzw. Taupunktstemperatur 83° trägt das Gas an Wasserdampf 0,90 kg Nm(exp)3, also 900 kg/h; es hat also 900 - 430 = 470 kg/h Wasser als Dampf aufgenommen, und um diesen Betrag ist die flüssig durch 33 zugeführte Wassermenge verringert. Die durch das Rohr 21 abfließende Wassermenge ist daher 12 500 - 470 = 12 030 kg/h = 12,03 m(exp)3/h. Das aus der Vorlage bei 24 abziehende Gas hat also beim Eintritt 25 in den Gaskühler 3 ebenfalls die angegebene Temperatur von 83°. Den unteren Kühlrohren 41 dieses Gaskühlers wird nun aus dem Hochbehälter 11 durch die Rohrleitung 26 bei 27 so viel und so kaltes Kühlwasser zugeführt, daß die Summe der Kühlwirkungen in den Rohren 41 und 40 eine Endtemperatur des bei 16 abziehenden Gases von 25°C ergibt. Da im nachfolgenden Gassauger 4 durch seine Kompressionswärme eine geringe Temperaturerhöhung des Gases von etwa 10°C entsteht, tritt es mit 35°C in die Vorrichtung 5 ein. Das Gas wird nun beim Durchgang durch den Gegenstromwärmeaustauscher

5 von 35° auf die schon festgestellte Endtemperatur von 73°, die bei seinem oben liegenden Austritt 30 herrscht, erwärmt. Dies geschieht durch das aus dem Behälter 8 entnommene, durch die Pumpe 14 über die Rohrleitungen 35 und 36 nach der Verteilbrause 38 geförderte Heißwasser, dessen Temperatur, wie schon oben gesagt, 83°C und dessen Menge 12,03 m(exp)3/h beträgt. Wegen der dauernden unmittelbaren Berührung des Gases mit Wasser während des Erwärmens ist es selbstverständlich an der Austrittsstelle 30, wie schon erwähnt, wiederum wassergesättigt. Es nimmt daher auf seinem Weg durch die Vorrichtung 5 so viel Wasserdampf auf, als dem Unterschied der Sättigungszustände am unten liegenden Eintritt und am oben liegenden Austritt entspricht. Dieses Übergehen von Wasserdampf aus dem Heißwasser in das Gas ist wegen dessen Gegenwart ein Verdunsten, und deshalb ist die Bezeichnung "Verdunster" für die Vorrichtung 5 berechtigt. Die vom Gas aufgenommene, den besagten Sättigungsunterschieden entsprechende Wasserdampfmenge geträgt bei den angegebenen Temperaturgrenzen 400 kg/h. Demgemäß ist die bei der oben liegenden Verteilbrause 38 zugeführte Wassermenge, die hier 12,03 m(exp)3/h = 12 030 kg/h beträgt, am unten liegenden Ablauf durch das Fallrohr 22 auf 12 030 - 400 = 11 630 kg/h verringert. Die Temperatur dieses Berieselungswassers hat sich dabei bis zum unten liegenden Ablauf auf 61°C erniedrigt. Zugleich ist aus dem Gasraum des Gaskühlers 3 durch das Fallrohr 23 eine kondenswassermenge abgeflossen, welche dem Unterschied der Sättigungszustände des bei 25 mit 83°C eintretenden und bei 16 mit 25° austretenden Gases entspricht; dies sind 870 kg/h von erfahrungsgemäß etwa 40°C, welche ebenfalls in den Behälter 9 eintreten und selbst einen erkennbar ansehnlichen Wärmevorrat darstellen. Im Behälter 9 entsteht durch die beiden Zuläufe aus 22 mit 61° und aus 23 mit 40° eine Mischtemperatur von 60°. Die gesamte Zulaufmenge für den Behälter 9 beträgt nach dem Gesagten 11 630 + 870 = 12 500 kg/h, und dies ist nun wiederum die eingangs festgesetzte Menge, welche durch die Pumpe 12 über die Rohrleitungen 31 und 32 wieder der Einspritzdüse 33 am Steigrohrknie 2 zugeführt wird. Hier- durch wird auch die erwähnte Wärme des aus dem Gaskühler 3 stammenden Kondensats für den Vorlagenbetrieb und damit für das ganze Verfahren wieder nutzbar gemacht. Alle vorbesagten Mengen und Temperaturen sind natürlich nicht willkürlich untereinander wählbar und unveränderbar, sondern stehen durch die Gleichgewichte der Energien, d.h. Wärmeinhalte, und der durchlaufenden und in Austausch tretenden Stoffmengen in bestimmten, rechnerisch etwa verwickelten Beziehungen zueinander. Es sei darauf hingewiesen, daß nur das Gas einen einheitlichen von 2 bis 30 gehenden Durchlaufstrom durch das ganze System, jedoch die damit zusammenarbeitenden Wasserströme nur Kreisläufe innerhalb desselben darstellen, also für sich keine Wärmeenergien hinein- und heraustragen. Infolgedessen ist der vom Rohgas bei 2 in das System hineingetragene Wärmeinhalt gleich der Summe aus der vom Gas im Gaskühler 3 nach außen, d.h. an das bei 27 zugeführte frische Kühlwasser abgegebenen und der aus dem Gegenstromaustauscher 5 bei 30 herausgetragenen Wärme, oder mit anderen Worten: der Unterschied der Wärmeinhalte des Gases zwischen dem Eingang 2 und dem Ausgang 30 ist gleich der ihm im Kühler 3 durch frisches Kühlwasser nach außen entzogenen Wärme.

Bei der Kühlung des Gases im Gaskühler 3 bis auf 25°C wird ein Teil des flüchtigen Ammoniaks des Gases zusammen mit dem ganzen gebundenen Ammoniak als wässriges Kondensat ausgeschieden und in dieser Form später dem umlaufenden Wasserstrom beigemischt. Bei dem nachfolgenden Wärmeaustausch in der Vorrichtung 5 wird das ganze vorher ausgeschiedene flüchtige Ammoniak wieder aus dem Wasserstrom in das Gas hineingebracht, ist also darin beim Gasaustritt 30 mit seinem vollen ursprünglichen Betrage wieder vorhanden. Das gebundene Ammoniak dagegen bleibt im Waser gelöst und reichert sich in diesem allmählich an. Es muß daher, um diese Anreicherung in begrenzter Höhe zu halten, ständig oder absatzweise ein Teil des Umlaufwassers aus dem Kreislauf herausgenommen werden. Demgemäß wird durch die Pumpe 13 im ständigen Zeitdurchschnitt eine Teilmenge von beispielsweise 50 kg/h durch die Saugleitung 39 aus dem Behälter 9 entnommen und über die

Druckleitung 44 auf den Kopf der Ammoniakabtreibekolonne 6 gefördert. Daß diese Teilmenge für eine angemessene Konzentrationseinhaltung genügt, ergibt folgende Rechnung: Wenn beispielsweise das Rohgas je Nm(exp)3 1 g gebundenes NH(sub)3 enthält, wenn also durch 1000 Nm(exp)3/h des Gases 1 kg NH(sub)3 herangetragen wird und mit einer durchschnittlichen Wasserwegführung von 50 kg/h weggetragen werden soll, so ergibt dies eine dauernd verbleibende Konzentration des Wassers an gebundenem NH(sub)3 von was als Dauerzustand statthaft ist. Das in der Kolonne 6 abgetriebene Wasser gelangt durch die Abgangsleitung 45 in den Behälter 10. Die ammoniakhaltigen Abtreibedämpfe werden aus der Kolonne 6 durch die Rohrleitung 46 abgeführt und in der Rohrleitung 18 mit dem zum Sättiger 7 geführten fertig behandelten Gas vermischt. Auf diese Weise gelangt schließlich alles Ammoniak des Gases zur Sättigung. Das im Sättiger durch die zugeführte Säure gebildete feste Ammoniaksalz, in der Regel Ammoniumsulfat, wird in üblicher Weise durch den Ejektor 47 herausgehoben und durch die Rohrleitung 48 nach außen herausgebracht. Das abgesättigte Gas verläßt den Sättiger durch die Rohrleitung 49.

Aus den obigen Beispielsangaben über die im Betriebe herrschenden Mengen und Temperaturen werden nun die Vorteile des Verfahrens klar ersichtlich. Bei dem als Ausgangsgrundlage vorausgesetzten sogenannten halbdirekten Ammoniakgewinnungsverfahren wird im Gesamtverlauf der Kühlung des Rohgases vom Eintritt in die Vorlage bis zum Austritt aus dem mittelbaren Gaskühler fast die Gesamtmenge des vom Gas eingebrachten und als Dampf getragenen Wassers in Form von Kondensat abgeschieden und muß der Ammoniakabtreibekolonne zur Aufarbeitung des in ihm enthaltenen Ammoniaks zugeführt werden. Diese Wassermenge beträgt bei Zugrundelegung der obigen Beispielszahlen rund 0,4 kg Ammoniakwasser je Nm(exp)3 Gas oder vorliegendenfalls in dem vorgerechneten Zahlenbeispiel rund 400 kg/h. Nach dem Verfahren der Erfindung dagegen wird, gemäß der obigen verfahrensmäßig durchaus tragbaren und realisierbaren Zahlenangabe, der Ammoniakabtreibung in der Kolonne 6 eine Wasser- menge von nur 50 kg/h zugeführt, das ist 1/8 der bei dem bekannten Verfahren in Betracht kommenden Menge. Dieser Erfolg wird bei der vorliegenden Erfindung durch die Hinzunahme des Gegenstromwärmeaustauschers 5 und des Wasserkreislaufs, der durch diese Vorrichtung 5, die Wiedererwärmungsrohre 40 des Gaskühlers 3 und die Vorlage 1 geht, erreicht, indem als Folge davon in der Vorrichtung 5 der größte Teil des vorher flüssig ausgeschiedenen Wassers zusammen mit allem flüchtigen Ammoniak wieder in den Gasstrom hineinverdampft, d.h. dieses Wasser als Wasserdampf mit dem Gas weggetragen wird. Nach den Angaben des Zahlenbeispiels ist für das abgehende Gas beim Austritt aus der Vorrichtung 5 dieselbe Taupunktstemperatur, nämlich 73°, und daher auch dieselbe Wasserdampfmenge, wie sie das bei 2 eintretende Rohgas aufzuweisen hat, vorhanden, d.h. es findet im ganzen gesehen kein Ausscheiden von solchem Wasser im Verfahren statt. Dieser theoretisch errechnete Erfolg wird in der Praxis, weil gewisse verhältnismäßig unbedeutende Wärmeverluste und sonstige abträgliche Einflüsse obwalten, in zahlenmäßiger Beziehung naturgemäß nicht ganz vollkommen erreicht. Andererseits wird aber durch die Ammoniakwasseraufbereitung nach Obigem eine Teilmenge von etwa 1/8 des eingebrachten Wassers entfernt, braucht also von dem fertig wegziehenden Gas nicht als Dampf getragen zu werden.

Man kann sich ausrechnen, daß die angegebene abzutreibende Ammoniakwassermenge von 50 kg/h eine Herabsetzung der Endtemperatur des wegziehenden Gases von 73° auf 71° zulassen würde. Dabei ist noch nicht der miteingebrachte Wärmeinhalt der vom Rohgas mit geführten Nebengewinnungsbestandteile berücksichtigt. Allen der Teer und das Benzol stellen einen Wärmebeiträg im Rohgas dar, der nach überschlaglicher Abschätzung eine weiter Erniedrigung der Gasendtemperatur von, wie gesagt, 71° um etwa 1 bis 2° zulassen würde. Es liegt daher in dem System, rein energetisch gesehen, eine genügende Wärmereserve, um das Verfahren so, wie es geschildert ist, praktisch durchführbar zu machen. Darüber hinaus wird aber durch die Erfindung ein wesentlicher Fortschritt für den Wärmeübergang in dem Gegenstromwärmeaustau- scher 5, der hierfür schwierigsten und doch wichtigsten Vorrichtung, nämlich eine Vergrößerung des mittleren Temperaturunterschiedes zwischen Wasser und Gas erzielt, und zwar durch die zusätzliche Anwärmung des Umlaufwassers in den Rohren 40 des heißesten Teils des Gaskühlers 3, wie folgt: Nach den Zahlenangaben des obigen Beispiels beträgt im Verdunster 5 der Temperaturunterschied Wasser gegen Gas am oberen heißeren Ende 83 - 73 = 10°C, am unteren kälteren Ende 61 - 35 = 26°C. Der für diesen Gegenstromwärmeaustausch zu errechnende mittlere Temperaturunterschied ist daher gleich

Würde man aber die ein wesentliches Erfindungsmerkmal darstellen Anwärmung des zur Vorlage rückkehrenden Einspritzwassers mittels der Rohre 40 im heißesten Teil des Gaskühlers 3 weglassen, so würden nach einer näheren Ausrechnung die Wassertemperaturen im Verdunster 5 oben 78°C und unten 55°C sein, während die festgelegten Gastemperaturen ebenso wie erstlich 73 bzw. 35°C bleiben würden. Die entsprechenden Temperaturunterschiede wären dann 78 - 73 = 5°C und 55 - 35 = 20°C, und der mittlere Temperaturunterschied würde sich dann errechnen zu

Das Verhältnis der beiden Resultate ist die mit der Erfindung erzielte verhältnismäßige Vergrößerung des mittleren Temperaturunterschieds im Verdunster 5, und der reziproke Wert stellt die entsprechende Verkleinerung der Wärmeaustauschfläche d.h. der Gesamtgröße des Verdunsters dar. Das Verfahren ist daher mit verhältnismäßig billigen Einrichtungen bequem und betriebssicher durchzuführen.

Die wirtschaftlichen Vorteile, die sich aus der beträchtlichen Verringerung der aufzuarbeitenden Ammoniakkondensatmenge ergeben, sind sehr bedeutend. Durch die entsprechend starke Verkleinerung der sonst erforderlichen großen Ammoniak-Abtreibe-Vorrichtung werden die Erstellungskosten des zusätzlichen Gegenstromwärmeaustauschers größtenteils ausgeglichen, d.h. die für das Verfahren zusätzlich aufzuwendenden Anlagekosten sind gering. Die Erspar- nis an Betriebskosten für das Abtreiben ist so bedeutend, daß sie die Anlagekosten in kurzer Zeit, gegebenenfalls schon in wenigen Monaten, zu amortisieren vermag, wie folgende einfache Rechnung dartut: Für die dem obigen Zahlenbeispiel zugrundegelegte Durchsatzmenge von 1000 Nm(exp)3 Kokereigas als Einheit beträgt beim erfindungsgemäßen Verfahren gegenüber dem halbdirekten Verfahren die Verringerung der abzutreibenden Ammoniakkondensatmenge rund 400 - 50 = 350 kg. Eine moderne Großkokerei von 3000 t Trockenkohlen-Durchsatz in 24 Stunden ergibt an Gas 3000 mal 330 = 990 000 Nm(exp)3 täglich und eine abzutreibende Ammoniakkondensatmenge beim halbdirekten Verfahren gleich rund 990 x 400 = 396 000 kg/24 h, dagegen beim erfindungsgemäßen Verfahren gleich 990 x 50 = 49 500 kg/24 h; die Verringerung durch die Erfindung beträgt 396 000 - 49 500 = 346 500 kg/24 h = 346,5 t/24 h. Die hieraus entspringende Kostenersparnis für Heizdampf ist, bei einem Dampverbrauch von 200 kg = 0,2 t je t abzutreibenden Wassers und bei dem heutigen Selbstkostenpreis des Dampfs von 5 DM je t gleich 346,5 mal 0,2 mal 5 = 346,50 DM/Tag, oder 346,5 mal 360 = 124 800 DM jährlich. Damit kann ersichtlich ein hoher Kapitaldienst bestritten werden. Dabei ist noch nicht in Rechnung gezogen worden, daß die Abwassermenge und die Abwasserreinigung auf einen kleinen Bruchteil verringert werden, und daß, wie die Praxis gezeigt hat, die sonst notwendige Entphenolung des Ammoniakwassers wegen der geringen Wassermengen und ihrer schwachen Phenolkonzentration ganz entfallen kann.

Die im Zeichnungsbeispiel angegebene Ausführungsform des Gegenstromwärmeaustauschers 5 als ein stehender Rieselturm ist kein unbedingtes Erfordernis. Es können statt dessen selbstverständlich auch andere, sowohl feststehende wie auch bewegliche Gegenstromvorrichtungen angewendet werden, z.B. Füllwerkstürme und Kolonnen der verschiedensten Bauarten, oder Gaswascher mit maschinell bewegten Einbauten in stehender oder liegender Form.

Claims (3)

1. Verfahren zur Abscheidung und Gewinnung von Teer und Ammoniak aus Gasen der trockenen Destillation, wobei die Rohgase durch Wassereinspritzung in der Ofenvorlage und durch nachfolgende mittelbare Kühlung bis auf gewöhnliche Temperatur herabgekühlt werden, dadurch gekennzeichnet, daß das von der Ofenvorlage erhitzt ablaufende Einspritzwasser im ständigen Kreislauf erst mit den vollständig gekühlten Gasen durch eine Gegenstrom-Vorrichtung (Verdunster) in unmittelbaren Wärmeaustausch gebracht und dadurch abgekühlt, danach im heißesten Teil des Gaskühlers mittelbar durch das Gas erwärmt und schließlich in die Vorlage zum erneuten Kühlen der Rohgase zurückgegeben wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das bei der mittelbaren Gaskühlung gebildete Kondenswasser dem vom Verdunster nach dem heißesten Teil des Gaskühlers und wieder zur Vorlage gehenden Umlaufwasser beigegeben wird.

3. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1 oder 2, gekennzeichnet durch die im Gasweg aufeinander folgende Anordnung der Ofenvorlage, eines mittelbaren Gaskühlers und eines unmittelbaren Gegenstrom-Wärmeaustauschers für das gekühlte Gas in Kombination mit einer Kreislaufanordnung für das Einspritzwasser, deren Schaltungsweg hintereinander durch die Vorlage, den Gegenstromwärmeaustauscher und den heißesten Teil des Gaskühlers geht.