NO170395B

NO170395B - Fremgangsmaate og apparat for behandling av prosessgasser

Info

Publication number: NO170395B
Application number: NO890070A
Authority: NO
Inventors: Pekka Ritakallio
Original assignee: Ahlstroem Oy
Priority date: 1987-05-08
Filing date: 1989-01-06
Publication date: 1992-07-06
Also published as: DE3879706T2; ES2009272A6; NO890070D0; NO890070L; US5032143A; FI872053A; ATE87228T1; EP0368861B1; NO170395C; FI82612C; KR920002082B1; RU2068730C1; PT87412A; AU1709588A; CN1013641B; JPH02501451A; KR890701197A; AU608611B2; JPH0642942B2; FI82612B

Description

Oppfinnelsen angår en fremgangsmåte og et apparat

for behandling av prosessgasser ved kjøling av prosessgassene i nærvær av faste partikler.

Forskjellige høytemperaturprosesser som smelting

av malmer, eller metallkonsentrater og prosesser med smelting, reduksjon og utdamping av metallurgisk slagg, kalsinering av sementer, høytemperaturprosesser i den kjemiske industri etc. gir gasser med høy temperatur som inneholder komponenter som tenderer til å klebe til varmeoverføringsflåtene og således vanskeliggjøre både varmegjenvinning fra nevnte gasser og gassenes avkjøling. Klebrige forbindelser kan også dannes i vanlige forgassingsprosesser. Slike forbindelser som forurenser varmeoverføringsflåtene er for eks.

forbindelser som fordamper i prosessen og kondenserer eller sublimerer ved avkjøling,

smeltede dråper som blir faste ved avkjøling, partikler som tenderer til å sintre,

røk eller aerosol,karakterisert vedsvært liten partikkelstørrelse, vanligvis under 1 micron, og ved en tendens til å klebe til andre røkpartikler og overflater de kommer i berøring med,

smeltede eller faste forbindelser som resulterer fra kjemiske eller andre reaksjoner.

Avhengig av det enkelte tilfelle, kan en prosessgass inneholde én eller flere av ovennevnte forbindelser. Forbin-delsenes fellestrekk er tendensen til å klebe til varme-overføringsf låtene på varmeveksleren eller boileren når gassen går gjennom disse.

Resultatet av dette er at varmevekseleren gradvis blir tilstoppet og mister sin effekt, noe som vanligvis resulterer i at prosessen må stanses.

De skadelige effekter av forurensning kan i mange tilfeller reduseres ved hjelp av forskjellige typer blåse-innretninger eller mekaniske feieinnretninger, risteinnret-ninger eller slaghammere. De blåsende feieinnretninger har en ulempe ved at de benytter høytrykksdamp og feiegassen virker inn på sammensetningen av den gass som skal behandles. Por gasser med reduserende virkning kan for eks. luft normalt ikke benyttes.

Ristere og slaghammere har vist seg å være en effektiv rengjøringsmetode ved varierende betingelser. Ulemper ved dem er de restriksjoner de er gitt ved boilerstrukturen. Videre er ristere ineffektive på overhetere under drift.

Erfaringer har vist at forurensningsproblemet vanligvis er størst i visse temperaturområder som er typiske for prosessen, hvor sintringstendensen til støvet er størst. Faktorene som har innflytelse på slike temperaturområder er forklart mer detaljert i det følgende.

Følgende faktorer som bl.a. har innflytelse på sintringen er velkjente i fagområdet pulvermetallurgi og keramikkbrenningsteknologi: partikkelstørrelsen på pulveret; jo finere par tiklene er, desto lavere er den temperatur hvor

sintringen begynner,

når en blanding av forbindelser når en eutektisk temperatur i et flerkomponent-system, vil det dannes smelte i systemet, hvilken smelte fyller porene mellom partiklene og på denne måte danner effektiv sintring i et temperaturområde som kan være svært begrenset.

Komponentene som fordamper i prosessen, slik som tungmetaller og alkalier, tenderer til å kondensere eller sublimere ved en viss temperatur som er karakteristisk for komponentene. I forbindelse med kjøling formes det enten smelte som kondenserer på varmeoverføringsflåtene eller på flatene av støvpartikler som derved gjør dem mer klebrige, eller de fordampede komponentene sublimerer direkte på varmeoverføringsflåtene. Fenomener av denne type oppstår for eks. i alkali by-pass systemet i sementtørkeovnen, noe som gjør at varmegjenvinning ikke lykkes spesielt godt i denne forbindelse. Tilsvarende fenomen oppstår i forgassingsprosesser hvis produktgassen inneholder alkalier og/eller tjærerester.

Ved avkjøling til nær stivnetemperaturen festner smeltedråpene i prosessgassen enten lett til de eksisterende prosesspartikler og medvirker derved til at støv blir sittende fast på varmeoverføringsflåtene eller stivner direkte på varmeoverføringsflåtene og sintrer til dem.

I utdampningsprosesser fordampes metallene med hensikt fra det smeltede slagg for gjenvinning. For eks. separares Zn, Pb og Sn fra gassfasen etter fordampning ved endring av oxygenpotensialet, dvs. ved gjenbrenning. Spesielt dannes det på denne måte fine partikler eller dråper i røkgassen. Størrelsen på partikler i denne type røk er vanligvis i området 0,1 til 1 micron eller til og med mindre. Røken erkarakterisert veden spesielt stor overflateaktivitet og med tendens til å klebe til varmeoverføringsflåtene, og vil følgelig vanskeliggjøre boilerfunksjonen. Mange ut-dampingsoperasjoner utføres derfor uten varmegjenvinning.

Et fenomen som ligner mye på utdamping og som er velkjent i dag, oppstår i prosessene for elektrisk reduksjon av ferroblandinger. For eks. sublimerer silisiumforbindelser ved reduksjon av ferrosilisium og silisiumforbindelser i elektriske ovner i et visst temperaturområde som silisium-monoxyd, som oxyderer, for eks. i den øvre del av en åpen eller halvlukket ovn til silisium-dioxyd, hvorved det dannes Si02~røk i avgassen. Når det gjelder boilerfunksjonen har Si02~røk vist seg å gi ekstreme vanskeligheter ved temperaturer over 500° C. I praksis produseres silisium og ferrosilisium fremdeles uten gjenvinning av avfallsvarme.

Ved reduksjon av ferroblandinger og silisiumforbindelser i en lukket elektrisk ovn dannes det variable mengder- av silisium-monoxyd og sink, samt alkalimetalldamper avhengig av urenhetene i råmaterialene. Ved kjøling av en gass som denne, hvis temperatur kan være 1000° C - 1300° C når den kommer fra prosessen, oxyderer silisium-monoxyd til Si02~røk, og andre damper nevnt ovenfor kondenserer enten direkte på varmeovergangsflåtene eller først som røk i avgassen. Deretter kleber røken til varmeovergangsflåtene, noe som forholdsvis hurtig resulterer i minsket effektivitet og vanligvis også i tilstopping av varmeveksleren.

Eksempel på kjemiske reaksjoner satt i gang ved kjøling og på røk som resulterer fra nevnte reaksjoner er smeltingen av sulfidbaserte blykonsentrater hvor prosessen gir Pb-PbO-rik røkgass som inneholder SO2og har temperaturer på 1200 - 1300° C. Når gassen avkjøles i boileren, begynner fordampet Pb og PbO å kondensere, og på den annen side veksler den kjemiske balanse slik at blysulfat dannes i temperatur-området ca. 900 - 500° C, og nevnte blysulfat fraskilles gassfasen som røklignende partikler. Pa samme tid frigis en stor del varme på grunn av kondensasjon, og reaksjonsvarme frigis fra sulfateringsreaksjonene. Betingelsene for sulfatering er fordelaktige når den varme gasstrøm kommer i kontakt med varmeoverføringsflåtene som har effektiv kjøling, og samtidig virker varmeoverføringsflåtene som en basis hvorpå det dannede blysulfitt utskilles.

Sintring av partikkelformet materiale, som gis bedre betingelser ved sulfateringsreaksjonen, opptrer i de fleste smelteprosesser for sulfidkonsentrater, hvor damper, røk, smeltede dråper eller partikler av for eks. bly, kobber, sink, nikkel og andre metaller og oxyder dannes, hvis damper, røk, smeltede dråper og partikler sulfaterer når gassen kjøles. Ettersom smelteteknologien har begynt å bruke mer og mer konsentrert oxygen og rent oxygen, øker lokale temperatur-topper i prosessen, samt konsentrasjonene av svoveloxyder i gassene, noe som resulterer i øket relativ betydning av sulfateringsreaksjonen med påfølgende forurensningsproblemer. Et annet problem som opptrer samtidig har vært utnyttelsen av mer og mer komplekse og urene slaggarter, noe som for eks. har øket sink- og blyinnholdet i kobberkon-sentrater og i betydelige grad øket, andelen av komponenter som fordamper og sulfateres intensivt i prosessgasspartiklene så vel som forurensningsproblemer på varmeoverføringsflåtene.

Sulfateringsproblemet kan i noen grad avhjelpes

ved å blåse ekstra luft inn i boilerens strålingskammer. Dette bidrar til en svært fullstendig sulfatering allerede

i strålingskammeret. I teknisk henseende er imidlertid dette ikke fordelaktig for prosessen ettersom det partikkelformede materiale fra boileren vanligvis sendes tilbake til begyn-nelsen av prosessen. I dette tilfelle vil returneringen av sulfat øke mengden av sirkulert svovel og energiforbruket i smelteprosessen.

Det ovenfor nevnte gir et forholdsvis klart bilde av årsakene til forurensning av varmeoverføringsflåtene. I denne forbindelse er det imidlertid ingen grunn til å gå nærmere inn på detaljene.

Forskjellige metoder er blitt foreslått for å

løse forurensningsproblemene for boilere og varmevekslere. I det følgende gis en mer detaljert beskrivelse i form av eksempler på kjente anordninger som benytter enten fremgangsmåten med svevende sjikt eller har karaktertrekk av nevnte teknikk.

US patent 2 580 635 beskriver en fremgangsmåte for kondensasjon av sublimerbare bestanddeler som er fordampet i en gass fra nevnte gass som fine partikler. I den beskrevne metode er gassen avkjølt ved hjelp av relativt grove faste stoffer (kornstørrelse ca. 0,7 mm) i et vertikalt kammer hvor gassen strømmer oppover og de faste partikler nedover.

De faste partikler, hvis kornstørrelse må tilpasses omhyggelig i forhold til strømningshastigheten for gassen,avkjøles i et separat system og resirkuleres så til den øvre side av systemet. Bruk av metoden er begrenset til kondensering av kondenserbare damper til en fin røk.

US patent 2 583 013 beskriver en fremgangsmåte for kondensasjon fra en gass av slike sublimerbare bestanddeler som er fordampet i nevnte gass. I denne fremgangsmåte blir faste partikler tilført gasstrømmen før varmeveksleren, idet gassen avkjøles i varmeveksleren i nærvær av faste partikler, og sublimeringen finner sted på overflaten av de faste partikler som er suspendert i gassen. De faste partikler virker som kjerne for sublimerbart materiale. De minsker røkdannelsen, bidrar til rensing av varmeoverføringsflåtene og forbedrer varmeoverføringen. Feilfri drift krever en suspensjon med en spesifikk vekt over 16 kg/m-3 i varmeveksleren og en gasshastighet på 0,9 - 2,1 m/sek.

US patent 2 721 626 beskriver en fremgangsmåte for avkjøling av varme gasser som inneholder faste partikler som forurenser varmeoverføringsflater, ved at faste partikler blandes i gasstrømmen, hvor nevnte partikler er betydelig større (for eks. 10-20 mesh) enn de faste partikler som er til stede i gassen før kjøleren, ved å føre den nevnte blanding av gass og faste partikler gjennom kjøleren med høy hastighet (3-23 m/sek.) idet mengden og størrelsen av de grove partikler er slik at resultatet er tilstrekkelig abrasjon for å holde varmeoverføringsflåtene rene. Etter kjøleren separeres de opprinnelige finkornede partikler som er tilstede i prosessgassen fra de grove faste partikler som ble tilsatt. Bruk av denne fremgangsmåte er begrenset av for eks. slitasjen som oppstår på grunn av grove faste partikler. Erosjonen forbedrer rensingen, men fører også til slitasje på varmeveksleren, noe som forkorter dens levetid.

US patent 3 977 846 beskriver en fremgangsmåte for fraskilling av hydrocarboner (tjærer) fra varm gass ved kondensasjon av hydrocarbonene på overflaten av partikler i et avkjølt svevende sjikt. Den beskrevne fremgangsmåten bruker en separat gass som svevemedium og fører inn gassen som skal behandles gjennom separate tilførselsrør og gjennom dyser eller åpninger i nevnte tilførselsrør til de midtre områder av det svevende sjikt, idet avkjøling av gassen og kondensasjon av hydrocarbonene skjer hurtig, slik at hydrocarbonene ikke kan kondenseres på reaktorveggene eller på kjøleflåtene som er plassert i et tett svevende sjikt under gasstilførselsåpningene. Fremgangsmåten er begrenset av følgende: Ettersom gassen som skal behandles må føres inn gjennom dyser eller åpninger, er den anvendbar bare hvis gassen ikke inneholder noen bestanddeler som kan sintre ved temperaturen i inngangsåpningen. Et separat svevemedium er også en hindring. Ifølge erfaring vil plassering av kjøle-rørene på bunnen i det svevende sjikt føre til betydelige kostnader og til sikkerhetsrisiko på grunn av erosjon forårsaket av det svevende sjikt.

US patent 4 120 668 beskriver en fremgangsmåte for avkjøling av gass som inneholder smeltedråper og fordampede bestanddeler, enten i et avkjølt svevende sjikt eller før varmeoverføringsflater ved hjelp av sirkulerende partikler som avkjøles i en reaktor som inneholder et sirkulerende svevende sjikt. Prosessgassen i seg selv brukes som et svevemedium hvorved nødvendigheten av ekstern gass kan unngås. Videre er temperaturnivået i det svevende sjikt eller forholdet av gasstrøm til partikkelstrøm i reaktoren som inneholder det sirkulerende svevende sjikt, slik valgt at blandetemperaturen er under stivnepunktet av smeltede og kondenserende bestanddeler. I en reaktor med et sirkulerende svevende sjikt tilsettes partikler til gasstrømmen gjennom en separat kontrollventil på reaktoren med sirkulerende svevende sjikt som funksjonerer som en mellomtank, hvorfra partikler med høy hastighet (ca. 10 m/sek.) strømmer inn i prosessgasstrømmen og der blandes med den gass som skal avkjøles.

Fremgangsmåten viser spesielt til avkjøling av produktgassen fra en forgasser for smeltet salt som står under trykk. Når fremgangsmåten benyttes under betingelser hvor det forekommer høyt trykk og hvor lave eutektiske temperaturer for partiklene krever en relativt lav blandetemperatur sammenlignet med inngangstemperaturen på gassen, resulterer dette vanligvis i stor partikkelstrøm og høy spesifikk vekt på suspensjonen, noe som forårsaker erosjonsproblemer, for eks. i varmevekslerdelen.

US patent 4 391 880 beskriver fremgangsmåter for fraskilling av fordampede katalysatorer fra produktgasser og for varmegjenvinning ved avkjøling av gasstrømmen ved at man blander kaldere avkjølte katalysatorpartikler med gasstrømmen i en slik mengde at et ønsket temperaturnivå oppnås, og ved separasjon av nevnte partikler fra gasstrømmen samt avkjøling av disse i en separat svevende sjikt-kjøler før partiklene returneres til gasstrømmen. En ulempe ved systemet er at det består av mange enkeltprosesser mellom hvilke det er store strømmer av faste partikler.

DE patent 3 439 600 beskriver en fremgangsmåte for fremstilling og avkjøling av svovelfri gass ved å lede produktgassen til et svevende sjikt. I fremgangsmåten ledes produktgassen enten ovenfra eller fra siden til et avkjølt svevende sjikt, som holdes svevende ved hjelp av en etterkjølt og renset produktgass. Plasseringen av varmeflater i et tett svevende sjikt resulterer vanligvis i slitasjeproblemer og derav følgende sikkerhetsrisiko. Det å lede gass til et tett svevende sjikt og å bruke den for sveveprosessen krever et system hvor forholdsvis høye trykktap må overvinnes, noe som igjen høyner den nominelle effekt.

Fl patent 64 997 beskriver en fremgangsmåte hvor temperaturen på en gass som inneholder smeltedråper før varmeveksleren er senket under det eutektiske temperaturområde for smeltedråpene ved tilblanding av faste partikler som er avkjølt i varmeveksleren, separert fra gassen og resirkulert med gassen. I denne fremgangsmåte er faste partikler ganske enkelt resirkulert fra partikkelseparatoren og uten opphold blandet med gassen i området over gassinnstrømnings-åpningene.

Fremgangsmåten krever en viss minimal prosess-gasstrøm for på den ene side å forhindre at partikler strømmer ut av systemet gjennom gasstilførselsåpningen og på den annen side for å lede partiklene med gasstrømmen gjennom kjøleren. Dette er i praksis en betydelig restriksjon når det gjelder funksjonen av fremgangsmåten. Videre må en ta hensyn til muligheten av et plutselig avbrudd i prosessgass-strømmen som vil resultere i at de sirkulerende partikler i systemet føres ned gjennom gasstilførselsåpningen.

Anvendelser hvor lave blandetemperaturer kreves på grunn av lav eutektisk temperatur på partiklene og følgelig lav blandetemperatur, resulterer lett i høy spesifikk vekt på massestrømmen, for eks. 5 kg/Nm^, noe som gir større trykktap forårsaket av systemet, samt erosjonsproblemer.

Videre må en være oppmerksom på det faktum at konstruksjonen er uheldig ved anvendelser hvorved en lav eutektisk temperatur eller andre grunner på den ene side forutsetter en lav blandetemperatur og på den annen side krever høy temperatur på varmeoverføringsflåtene. Lengden (= høyden) på varmeoverføringsflaten øker lett til 20-50m. Den høye konstruksjonen sammen med høy spesifikk vekt på massestrømmen fører til at trykktapet blir en betydelig hindring fordi trykktapet er proporsjonalt med for eks. høyden på varmeveksleren.

En velkjent og anvendbar fremgangsmåte for kjøling av prosessgasser er sirkulering av avkjølt og renset gass og blanding av denne med prosessgassen før varmeveksleren for å oppnå en temperatur som er lav nok til å eliminere klebrighet av partiklene. Sirkulering av gass innebærer tre svakheter: 1. Avhengig av inngangs-, blandings- og utgangstemperaturer, må mengden av gass som skal sirkuleres være 1,5-4 ganger mengden av prosessgass. På denne måte vil mengden av gass som skal behandles i boileren og i gassrenseutstyret være 2,5 - 5 ganger mengden av prosessgass, noe som igjen resulterer i høye investeringer og driftskostnader. 2. Ved avkjøling av gass ved å blande den med gass, vil bestanddeler som alkalier, tungmetaller etc. som er fordampet i prosessen og kondenserer eller sublimerer i kjølesystemet, danne en svært finpulverisert røk. En finpulverisert røk erkarakterisert veden lavere sintringstemperatur enn grovere partikler av det samme materiale, noe som er nevnt tidligere. Videre er røkenkarakterisert veden tendens til å klebe på varmeoverføringsflåtene, noe som også er nevnt tidligere. Derfor må en ha en blandetemperatur som er lav nok, dvs. en tilstrekkelig mengde av sirkulasjonsgass må brukes for å oppnå en godt funksjonerende anordning. Separering av svært finpulverisert røk fra store gasstrømmer er teknisk meget vanskelig. Bruk av sirkulerende gass betyr derfor svært kostbare anordninger. 3. En stor øking i mengden av sirkulasjonsgass som av de ovenfor beskrevne grunner er nødvendig i praksis, minsker i betydelig grad partialtrykket av kondenserende og sublimerende bestanddeler. Som en konsekvens av dette, må temperaturen for å oppnå kondensasjon og sublimering være lavere enn det som er nødvendig for en ufortynnet eller for en litt fortynnet gass. Det øker på den annen side nødvendigheten av sirkula-sj onsgass.

Spraying av vann eller andre fordampende væsker

inn i gasstrømmen er blitt brukt til det å avkjøle prosess-

gasser for å avkjøle gassen før varmeveksleren til en temperatur som er lav nok med hensyn til klebrigheten av partiklene. Følgende svakheter ved fremgangsmåten kan nevnes: Høyt forbruk av vann dersom vann benyttes, bety delig økning i vanndampinnholdet i gasstrømmen, stor endring i oxygenpotensialet og kraftig røkdannelse som gir partikulært materiale som er svært vanskelig å separare, som fastslått tidligere. På grunn av det lavere temperaturnivå er den mengde varme som kan gjenvinnes svært redusert, noe som fører til at varmegjenvinning vanligvis sløyfes. Vannspraying er mest brukt bare som en metode for å avkjøle gassen før filtrering.

Det er ofte vanlig i den kjemiske industri å

spraye inn i prosessen noe av den væske som gassen inneholder og som er kondensert fra gassen i prosessen. Det er med andre ord en prosess hvor fordampningsvarmen kan benyttes. Selve avkjølingen eller overføring av varme fra prosessen gjennomføres i en kondensator. Ved å spraye komponenter som er kondensert fra gassen, er det lett å regulere temperaturnivået på gassen for for eks. selektiv kondensasjon eller sublimering uten å bringe inn i gassen fremmede bestanddeler under prosessen. I likhet med vannspraying innebærer denne fremgangsmåte i praksis også stor røkdannelse på grunn av sublimerende komponenter. Sublimert røk kan vanligvis bare separeres ved filtrering eller ved hjelp av et elektrisk filter.

Den ovenfor gitte beskrivelse gir et forholdsvis detaljert bilde av fenomenene med kjøling av prosessgasser med høy temperatur og de resulterende forurensningsproblemer på varmevekslere hvor problemene igjen hindrer avkjøling av gass, økonomisk viktig varmegjenvinning og rensing av gass. Sistnevnte er av betydning både for prosessøkonomi og for miljøaspekter.

I det ovenstående beskrives også et betydelig antall kjente fremgangsmåter og svakheter ved disse.

Det er nu funnet frem til en ny, enkel og effektiv fremgangsmåte

for avkjøling av gasser fra temperaturprosesser,

hvor gassen inneholder fordampede, smeltede

og/eller faste bestanddeler, og

for varmegjenvinning på den mest hensiktsmessige måte, for eks. som høytrykks- eller lavtrykksdamp etc. eller ved at det pulveriserte materiale som skal tilføres prosessen blir oppvarmet eller ved å gjenomføre en termisk eller kjemisk behandling av det pulveriserte materiale så som fødematerialet for prosessen og benyttelse av varmen fra prosessgassen,

og

for å rense gasser ved å minimere dannelse av finpulverisert røk og ved å adsorbere røk, smeltedråper og partikler fra gassene som skal avkjøles,

og

for å minimere forekomsten av ikke ønskede kjemiske eller andre reaksjoner ved tilstrekkelig hurtig avkjøling av gassene i det ønskede temperaturområde, eller

for å gjennomføre andre ønskede reaksjoner eller fenomener så som en kjemisk reaksjon som finner sted ved en bestemt temperatur, ved en bestemt suspensjonstetthet eller innenfor en bestemt tid.

Alle alternativer som er nevnt ovenfor er vanligvis ikke mulige samtidig.

Med oppfinnelsen tilveiebringes det således en fremgangsmåte for behandling av prosessgasser ved avkjøling av prosessgassen i en reaktor, ved hvilken prosessgassen bringes i kontakt med fluidiserte faste partikler, og ved hvilken faste partikler, som er blitt skilt fra prosessgassen i én eller flere separatorer i et separasjonstrinn som etterfølger behandlingen av gassen, føres inn i prosessgassen i et blandekammer i reaktoren. Fremgangsmåten er karakteristisk ved at

- prosessgassen som skal behandles, blandes i blandekammeret, enten samtidig eller med et kort intervall, for- - prosessgassen som skal behandles, blandes i blandekammeret enten samtidig eller med et kort intervall, foruten med de ovennevnte resirkulerte faste partikler, med: - sirkulerende gass, dvs. prosessgass som er blitt behandlet i reaktoren og fra hvilken faste partikler er blitt utskilt etter behandlingen, - og/eller et fluid som er blitt kondensert fra prosessgassen etter behandlingen av gassen, hvilket fluid på ny forflyktiges ved blandetemperaturen, og - prosessgassen kjøles forut for separasjonstrinnet.

Med oppfinnelsen tilveiebringes det likeledes et apparat for behandling av prosessgasser ved avkjøling av prosessgassene i nærvær av faste partikler, hvilket apparat omfatter en vertikal reaktor, i hvis bunn det er anordnet en innførselsåpning for prosessgassen. Apparatet er særpreget ved at et blandekammer er montert på reaktoren, hvilket blandekammer har en nedovervendende konisk bunn med minst én inn-førselsåpning, plassert lavt i den koniske bunn eller i den umiddelbare nærhet av denne, hvilken åpning er bestemt for en gass som skal blandes med prosessgassen eller for en fordampende væske og at minst ett tilførselsrør for faste partikler er montert på veggen eller på den koniske bunn av blandekammeret.

Ved fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen foretas blandingen av prosessgass med gass og faste partikler fortrinnsvis slik at avkjølingen av prosessgassen fra inngangstemperaturen til den ønskede blandetemperatur finner sted svært hurtig, vanligvis i løpet av 10<3->10<5>°C/sek eller hurtigere i blandekammeret, idet avkjøling til blandetemperaturen gjennomføres som en slukkeprosess. Avkjølingen fra inngangstemperatur til blandetemperatur skjer så hurtig at det ikke blir tid for uønskede kjemiske reaksjoner. I nærvær av faste partikler finner kondensering og sublimering på heterogent vis sted på overflaten av de faste stoffer, noe som-forhindrer dannelse av røk som ville oppstått ved homogen kjernedannelse.

Blandetemperaturen er fortrinnsvis slik valgt at bestanddelene og smeltedråpene som skal separeres (sublimert/kondensert) fra gassen vil størkne og de faste partikler som risikerer å sintre vil avkjøles til under den temperatur hvor sintringen begynner og at mulige uønskede kjemiske reaksjoner fremkalt ved forandringen i temperatur vil forhindres i fravær av kinetiske årsaker på grunn av den lave temperatur og at ønskede reaksjoner finner sted i det kinetisk gunstige temperaturområde.

Fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen gjennomføres fortrinnsvis slik at blandingen av prosessgass avkjølt til blandetemperaturen, kjølegass oppvarmet til blandetemperaturen og strømmen av faste stoffer enten

a) blir ytterligere avkjølt til en ønsket temperatur, for eks. i en varmeveksler

eller ved blanding med kald gass eller ved spraying av væske som fordamper, og de faste stoffer separeres fra gassen på hensiktsmessig måte, hvoretter en passende mengde av stoffene returneres til

blandekammeret hvor de blandes med

strømmen av innkommende prosessgass, og gasstrømmen fortsetter til de neste

trinn i prosessen så som etterrensning, etterkjøling, kondensering etc, og

deler av gasstrømmen eventuelt returneres på et passende trinn i prosessen (i form av gass eller væske) til nevnte blandekammer, hvor de blandes

med den innkommende gasstrøm, eller

b) faste stoffer separeres fra gasstrømmen på hensiktsmessig måte ved blandetemperatur, for eks.

ved hjelp av en syklon, et filter eller et elektrisk filter, og faste stoffer returneres enten direkte eller gjennom en eventuell mellomkjøler tilbake til blandekammeret, hvor de blandes med den innkommende gasstrøm,

og gasstrømmen fortsetter til de neste trinn i prosessen, så som etterrensing, etterkjøling, kondensering etc. På et passende trinn i prosessen resirkuleres eventuelt deler av gasstrømmen (i form av gass eller væske) til nevnte blandekammer, hvor de blandes med den innkommende strøm av prosessgass.

En vesentlig fordel ved fremgangsmåten er at andelen av strømmen av faste partikler i forhold til gass-strømmen (begge strømmer brukes for å nå blandetemperaturen og minst én av dem er kaldere enn den innkommende prosessgass) kan velges slik at optimale betingelser oppnås, hvorunder

på den ene side røkdannelsen vil bli minimert, dvs. strømmen av faste partikler er tett nok til å

virke som en heterogen kjernedanner til hvis overflate de sublimerende og kondenserende bestanddeler vil "vokse", røkpartikler adsorberes og smeltedråper bli sittende og størkne,

og på den annen side den spesifikke vekt av den dannede suspensjon vil minimeres, hvorved skadelige fenomener som stort trykktap, trykkvibrasjoner, slitasje, langsom tilpasning etc. i forbindelse med håndtering av tette suspensjoner minimeres eller elimineres fullstendig.

De enkelte kjennetegn ved den foreliggende oppfinnelse vil bli lagt vekt på avhengig av det enkelte tilfelle. Dersom varmegjenvinning er av primær viktighet for eksempel,

er det naturlig å prøve å oppnå den høyest mulige temperatur innenfor rammene av prosessen, hvorved det oppnås størst mulig varmeovergang. På den annen side må en tilstrekkelig suspensjonstetthet velges for å oppnå effektiv adsorbsjon av størknede smelter, røk og kondenserende komponenter og minimere kostnadene for gassrensing. Videre er mengden av og inngangstemperaturen på den sirkulerende gass av innflytelse

på den totale mengde av gass som strømmer gjennom varme-flåtene, og tettheten og strømningshastigheten av suspensjonen og dermed varmeovergangstallet og den totale mengde av samt tverrsnitt/lengdeforhold på varmeoverføringsflåtene kan utgjøre en svært viktig faktor både når det gjelder struktur og trykktap som nevnt tidligere.

I spesielle tilfeller kan det anvendes væsker som inneholder oppløste salter etc. for å oppnå en kjøleeffekt. I dette tilfelle kan bestanddelene som er oppløst i væsken

på samme tid adsorberes i de sirkulerende partikler, mens væsken fordamper i gassen, i stedet for at de tillates å danne partikler i form av fint pulver som er vanskelig å separere.

Den optimale anordning er påvirket av så mange faktorer at det ikke er mulig å gi en universell ligning for beregning av slike anordninger. Den optimale anordning må finnes fra tilfelle til tilfelle basert på kjente termer. Avgjørede for den foreliggende oppfinnelse er dens fleksi-bilitet i oppbygging av en anordning som virker godt innenfor et vidt område.

Videre er fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen kjennetegnet ved at den kan tilpasses til prosessgasstrømmen. Benyttelse av sirkulasjonsgass muliggjør nemlig, hvis nødvendig, at faste partikler forblir i sirkulasjonen selv om strømmen av prosessgass som skal avkjøles skulle stoppe. Risikoen for at faste stoffer faller ut av kjøleren blir derved eliminert.

Driftsmåten og fordelene ved fremgangsmåten er videre beskrevet ved hjelp av eksempler og ifølge de vedlagte tegninger, hvor

fig. 1 er en skjematisk illustrasjon av en anvendelse av

fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen,

fig. 2 er en illustrasjon av en annen anvendelse av

fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen,

fig. 3 er en illustrasjon av en tredje anvendelse av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen,

fig. 4 er en illustrasjon av en fjerde anvendelse av

fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen,

fig. 5 er et vertikalt tverrsnitt av en detalj av et apparat for anvendelse av fremgangsmåten ifølge

oppfinnelsen,

fig. 6 er et tverrsnitt av fig. 5 langs linje A-A, og fig. 7 er en illustrasjon av en femte anvendelse av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen.

Fig. 1 illustrerer et apparat ifølge oppfinnelsen hvor prosessgassen avkjøles og varmen fra gassen gjenvinnes.

Prosessgass 1 mates inn i reaktor 2 gjennom en tilførselsesåpning 4 på bunnen 3 av nevnte reaktor. I bunndelen av reaktoren er det plassert et blandekammer 5 på den traktformede bunn 6. I kammeret er en åpning 7 med avstand fra reaktorens bunn. Mellom bunnen av reaktoren og bunnen av blandekammeret er det dannet en luftboks 8. Inn i denne boks føres den avkjølte sirkulasjonsgass 9. På toppen av reaktoren er det plassert en varmeveksler 10. Etter varmeveksleren strømmer gassen 11 til den første syklonseparator 12 hvori faste partikler separeres fra gassen.

Minst en del av de faste stoffer fraskilt i den første separator returneres til blandekammeret ved hjelp av et tilbakeføringsrør 16. Faste stoffer strømmer ned langs en skrå overflate mot åpningen 7 hvor prosessgassen, avkjølt gass og tilbakeførte faste stoffer møtes. Gassen 13 som er delvis renset i den første separator føres inn i en annen syklonseparator 14. Deler av gassen 15 som er renset i den andre separator ledes inn i luftboksen 8 i reaktoren. Det er også mulig å tilføre nye faste stoffer til blandekammeret gj ennom et rør 17.

Eksempel 1

I systemer som står under trykk er fordelene med sirkulasjonsgass tydelige. Eksemplet nedenfor fremstiller en forgasser for smeltet salt som nevnt tidligere, og la oss anta følgende:

Med relativ sirkulasjonsgass som variabel fremkommer følgende verdier:

Tabellene ovenfor indikerer at selv en så lav mengde sirkulasjonsgass som 75% muliggjør minsking på 50% av behovet for sirkulerende partikler, hvorved suspensjonens spesifikke vekt vil falle med nær 1/3. Med 100% sirkulasjonsgass som er ganske vanlig er det mulig å minske partikkel-sirkulasjonen til 1/3 og den spesifikke vekt av suspensjonen til 1/6 av de opprinnelige verdier uten sirkulasjonsgass.

Med en så lav spesifikk vekt på suspensjonen som 1 - 5 kg/m^ oppnås en gjennomsnittlig partikkeltetthet på rundt 1()<7>/m<3>eller høyere som normalt er tilstrekkelig for å oppnå de ønskede fenomener nevnt ovenfor, dvs. å forhindre røkdan-nelse og å adsorbere ultra-fine partikler som allerede er dannet. Ved å regulere mengden av sirkulasjonsgass og partikkelformet materiale er det lett å etablere optimale betingelser fra tilfelle til tilfelle som på den ene side minimerer røkdannelse og på den annen side minimerer den spesifikke vekt av suspensjonen og strømmen av sirkulerende partikler med påfølgende skadelige effekter.

Eksempel 2

I eksemplet ovenfor er gassinnganstemperaturen på 1000° C fremdeles forholdsvis lav. Betydningen av sirkulasjonsgass er i dette tilfelle klar, i første rekke på grunn av trykket. For eksempel er gassinngangstemperaturen i de fleste anvendelser i forbindelse med smelting av sulfidkonsentrater i området 1200 - 1400° C og en anvendbar blandetemperatur er 500 - 700° C. Den høye nominelle temperatur på gassen tatt i betraktning så kan betydningen av sirkulasjonsgass sees klart også i systemer som ikke står under trykk som vist i det følgende eksempel:

Følgelig kan sirkulasjonen av partikler ved bruk av sirkula-sjongass lett minskes til halvparten og nå et nivå for suspensjonstetthet som er tilnærmet det samme som summen av emisjonene fra prosessen, som i tilfelle som dette vanligvis er 0,1 - 0,5 kg/Nm^. En suspensjon under 1 kg/Nm^ oppfører seg tilnærmet som en gasstrøm, noe som i høy grad forenkler konstruksjonen av utstyret. Fig. 2 viser et sirkulasjonsgasssystem hvor gassavkjølingen foretas etter separasjonen av faste partikler, dvs. i renset gass. Her er fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen ment for separasjon av fordampede alkalier i sementovner fra bypass-gass, en fremgangsmåte som krever en lav blandetemperatur. Fig.2 er forskjellig fra fig. 1 bare ved at sirkulasjonsgassen 9 føres gjennom en intern kjøler 18 før den føres tilbake til luftboks 8 i reaktoren 2. Av denne grunn henviser de samme henvisningstall til tilsvarende deler.

Eksempel 3

Følgende eksempel viser sirkulasjonsgassens virkning på rensingen av alkali-bypassgassen fra en sementovn og på varmegj envinningen:

I sirkulasjonsgassen, som i dette tilfelle ganske enkelt er blitt underkastet intern avkjøling er det enkelt å redusere suspensjonstettheten til et nivå hvor det er mulig å eliminere trykktap og andre problemer i forbindelse med håndteringen av tette suspensjoner og på samme tid ikke tape noen essensielle fordeler med systemet. I dette tilfelle er intern avkjøling en svært enkel operasjon fordi det ikke er problemer med gasser fra brennoljen i sementovnen og heller ikke med syreduggpunktene eller vannduggpunktene i dette tilfelle. På den annen side foretas intern avkjøling med en relativt ren gass, noe som er grunnen til at forurensning av den interne kjøler ikke er noe problem.

Eksempel 4

Den kjemiske industri gir flere eksempler på prosesser hvor kjemiske komponenter kan skilles fra hverandre ved hjelp av selektiv kondensering og/eller sublimering. Det følgende viser et eksempel på anvendelse av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen for å rense gassen som dannes ved klorering av titan. Titanklorering danner en gass som inneholder mange metallklorider, hvor gass-selektiv kondensering eller sublimering hjelper til å fraskille andre klorider så som MnCl2/FeCl3og AICI3før hovedproduktet kondenseres, dvs. TiCl4. En liten mengde MnCl2fordamper til kloreringsgassen på grunn av dets høye damptrykk, hvorfra det kondenserer som en urenhet i FeCl3og på denne måte forringer kvaliteten av dannet jern(III)klorid.

I det følgende omhandles selektiv separasjon av MnCl2før sublimering av jern(III)klorid.

Smelte- og koketemperaturer (° C) for klorider

I prinsippet er selektiv sublimering av manganklorid lett fordi dets smeltepunkt er over 300° C høyere enn kokepunktet for jern(III)klorid. Normalt utføres sublimeringen av manganklorid ved å spraye en tilstrekkelig mengde av TiCl4~væske inn i en kloreringsgass som har en temperatur på ca. 1000° C. TiCl4~væsken fordamper herved i gassen og kjøler gassen til ca. 450° C. Manganklorid sublimerer da som en svært fin røk, hvis fraskilling i praksis ikke er mulig ved hjelp av enkle hjelpemidler så som en syklon.

Fig. 3 illustrerer bruken av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen for selektiv separasjon av manganklorid og jernklorid fra kloreringsgassen. Gass 101 som har en temperatur på 1000° C mates inn i innførselsåpning 106 i et blandingskammer 105. Inne i åpningen sprayes også flytende TiCl4109 som når den fordamper avkjøler gassen. På samme

tid møter gassen strømmen av faste partikler som inneholder MnCl2-partikler, hvis strøm er tilbakeført fra en separator 112 gjennom en returledning 116, hvorved sublimering skjer direkte på overflaten av de faste partikler og dannelsen av

røk som er vanskelig å separere elimineres. Faste stoffer som gassen 111 inneholder forlater reaktoren 102 og etter avkjøling til 450° C foretas separasjon i to trinn i separatorene 112 og 114. En del av de faste stoffer fraskilt i den første separator 112 føres ut gjennom rør 119 og alle faste stoffer fra den andre separator 114 føres ut gjennom rør 120. Ovennevnte viser en enkel fremgangsmåte for selektiv separasjon av MnCl2før sublimering av jern(III)klorid.

Gass 115 som forlater den andre separator håndteres på tilsvarende måte for å separere jern(III)klorid 121 i et system 122, hvor gassen avkjøles til ca. 300° C ved hjelp av flytende TiCl4123. TiCl4separeres fra gassen 124 som forlater systemet 122 etter kondensasjon i apparat 125. En del av det fraskilte TiCl4ledes tilbake til systemet 122

og en annen del til reaktoren 122.

I flere høytemperaturprosesser mates prosessen ved hjelp av et støvlignende eller pulverformet fødemateriale. Som eksempel kan nevnes glassmelting, flammesmelteprosesser og sementbrenning. Når det gjelder energiøkonomisering i ovennevnte prosesser, ville det være mest hensiktsmessig å utnytte varmeinnholdet av forbrenningsgassene til forvarming av fødematerialet. Sementbrenning er et godt eksempel på et system som benytter varmeinnholdet i forbrenningsgassene for forvarming av fødematerialet i såkalte syklonforvarmere hvor forkalsinering også utføres. Vanligvis er det imidlertid et slikt misforhold at varmeinnholdet av forbrenningsgassene er for høyt for fødematerialet til at det kan blandes med forbrenningsgassene, enten av grunner som har med prosess-teknologien å gjøre eller som har sammenheng med driftsbe-tingelsene ettersom fødematerialet blir for varmt og derfor vil sintre eller for eks. begynne å reagere og således miste egenskaper som forutsettes av det. I praksis kan bare en viss del av varmen i forbrenningsgassen utnyttes til forvarming av fødematerialet. Det skulle være mulig å utnytte resten enten til forvarming av blåseluft eller på konven-sjonell måte, for eks. til fremstilling av damp. I enkelte tilfeller kan deler av varmeinnholdet i forbrenningsgassen også brukes for forvarming av blåseluften. I prosesser hvor det blåses med oxygen er det imidlertid ingen slik mulighet.

Fig. 4 illustrerer bruk av fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse til forvarming av pulverformet fødemateriale. Varm prosessgass 401 fødes inn gjennom en innføringsåpning 404 i et blandekammer 405 i reaktoren 402, hvoretter nevnte prosessgass møter avkjølt sirkulasjonsgass 409 og en strøm av faste stoffer 416 som er tilbakeført fra en separator 412. Fra en silo 426 doseres det pulverformede materiale til et blandekammer. Gassen 415 som er renset i separatorene 412 og 414 avkjøles i en kjøler 427 og en del 409 av den avkjølte gass 428 føres inn i reaktoren. Temperaturen på fødematerialet kan ved hjelp av sirkulasjonsgassen lett reguleres til et optimalt nivå for denne fremgangsmåte, utslippet fra prosessen kan separeres og returneres til prosessen sammen med fødematerialet og resten av avfallsvarmen kan benyttes til for eks. å produsere damp eller til opp-varming av blåseluft eller til begge deler. Ettersom kondenserende og røkdannende såvel som smeltede bestanddeler adsorberes fra gassen på et tidlig trinn i avkjølingen, blir varmevekslingen ved hjelp av varmeoverføringsflåtene vesentlig lettere og følgelig utstyret mer gunstig i pris.

Eksempel på jernproduksjon:

På området deoxydasjon av jern er flere forskjellige fremgangsmåter utviklet for fremstilling av jern, for eks. for å erstatte masovner. Dette gir en interessant mulighet til å utnytte varmeinnholdet og deoxydasjonspotensialet i avgassen fra en converter og omfatter bunnblåsing ved hjelp av kull og oxygen, for forvarming og foroxydasjon av fødematerialet for prosessen før den aktuelle smelting og endelige deoxy-dasj on.

Avkjøling av gasstrømmer eller deler av slike strømmer dannet ved en smelteprosess ved hjelp av vannspray, damp eller sirkulasjon av gass som er avkjølt med vannspray er kjent i flere sammenhenger. En ulempe ved disse systemer er som nevnt tidligere for eks. endring i gassanalysene og oxygenbalansene eller at det ikke er mulig å gjenvinne varmeinnholdet i gassen. En ytterligere ulempe både ved gassirkulasjon og ved vannspraying er at det ikke kan unngås at det dannes røk som vanskelig lar seg fraskille, noe som også er nevnt tidligere.

Forvarming av fødematerialet forenkles ved fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse i systemet vist i fig. 4. Fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse gir i forbindelse med smelte- og deoxydasjonsprosesser som blåses ved hjelp av kull og oxygen anledning til eksempel-vis følgende: - både å regulere temperaturen på avgassene fra masovnen blåst ved hjelp av kull og oxygen til et ønsket nivå

- og til å rense gassene i tilstrekkelig grad

- og videre til å utnytte gassene i forreduksjonen av jernkon-sentratet som brukes som fødemateriale i prosessen før smelting og endeling deoxydasjon som utføres i denne forbindelse.

På denne måte kan både varmeinnholdet og det kjemiske potensiale i prosessgassene utnyttes på best mulig måte og den best mulige energiøkonomisering kan oppnås.

Flere forskjellige prosesskonsepter er kjent i litteraturen hvor det er gjort anstrengelser for å utnytte gassene fra kull-oxygen blåste smelteprosesser i forreduksjonen av fødemateriale for prosessen. I disse prosessser er det anbefalt å avkjøle, rense og gjenoppvarme gassen før forreduksjonsprosessen. Fremgangsmåtene er kompliserte og fremfor alt er de for kostnadskrevende til å gi et tilfreds-stillende økonomisk resultat.

Ved fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen er det

mulig ganske enkelt å avkjøle gassene fra masovnen til et passende temperaturnivå med hensyn til deoxydasjonsprosessen, samt å rense den fra røk som er ugunstig for deoxydasjons-prosessene før gassene føres til nevnte prosesser uten at det får innflytelse på sammensetningen av gassen som sådan. Avhengig av den benyttede deoxydasjonsprosess må gassen avkjøles til et temperaturnivå på 700 - 1000° C. Fremgangsmåten kan realiseres ved for eks. en anordning som vist i fig. 2 som imidlertid ikke behøver å ha varmeoverføringsflater på toppen av reaktor 2. Et passende sirkulerende partikkelformet materiale kan velges fra tilfelle til tilfelle,

vanligvis slik at det er mulig å returnere det til prosessen sammen med partiklene som er separert fra prosessgassen. Videre er det mulig å velge de sirkulerende partikler slik

at de ikke sintrer selv ved høye temperaturer eller at det er mulig å tilsette de sirkulerende partikler materialer som forhindrer at de sintrer. Fordelene ved fremgangsmåten er at gassens temperatur kan justeres etter behov, det er mulig å rense gassen for røk, og den varme som frigis ved avkjølingen kan benyttes for fremstilling av prosessdamp eller høytrykksdamp, noe som ikke påvirker analysen av gassen selv.

Det forannevnte beskriver anvendelse av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen for temperaturregulering og rensing av gassene fra en oxygen-kull-blåst jernsmeltereaktor før gassene brukes i deoxydasjonsprosessen. I denne sammenheng er det også en annen mulighet som i noen grad tilsvarer forvarmingen av fødematerialet. Her føres gassene fra smelteprosessen inn i et apparat (fig. 2) ifølge oppfinnelsen, hvor temperaturen reguleres slik at- den passer for for-reduksjon ved hjelp av sirkulasjonsgass og eventuelt ved hjelp av varme overflater som er satt inn i reaktoren med sirkulerende svevende sjikt, og jernkonsentrat som skal bli forredusert brukes som sirkulerende partikler. Matingen av konsentrat og mengden av både sirkulasjonsgass og av sirkulerende partikler reguleres slik at en får en retensjonstid som er tilstrekkelig for forreduksjonen. Deretter fødes det varme forreduserte materiale enten direkte inn i masovnen eller det avkjøles, eventuelt forvandles til briketter og brukes eventuelt etter mellomlagring for smelting. Føden av varmt materiale direkte inn i smelteprosessenn er naturligvis best med hensyn til energiøkonomisering. I praksis kan det være andre faktorer som taler for avkjøling og lagring.

Gassen som forlater forreduksjonstrinnet med samme temperatur som det deoxyderte konsentrat har fremdeles et høyt innhold av CO-H2. Denne gass anvendes videre til forvarming, luftforvarming eller til fremstilling av høy-trykksdamp.

De forannevnte eksempler presenterer utstyr fremskaffet i henhold til fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen for utnyttelse av varmeinnholdet og det kjemiske potensiale i prosessgassene for forvarming av fødematerialet for prosessen og for deoxydasjon. Videre presenterer beskrivelsen hvordan visse reaksjoner kan forhindres ved nedkjøling av gassene til under det ønskede temperaturnivå med høy kjøle-hastighet.

Fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen muliggjør også ønskede reaksjoner ettersom det er anledning til å justere temperaturen, retensjonstiden for de faste stoffer samt gassens kjemiske potensiale.

I det følgende gis et eksempel på en slik mulighet. Flammesmelting av urene Cu-konsentrater genererer for eks. en prosessgasstrøm som inneholder partikler, nevnte partikler inneholder bl.a. verdifulle metaller så som Cu, Zn, Pb etc, og i denne sammenheng mindre verdifullt jern. Ved å regulere blandetemperaturen på gassene som forlater prosessene, samt temperaturen på reaktoren for de sirkulerende partikler til ca. 650 - 700° C, og ved å justere oxygenpotensialet i reaktoren til et passende nivå ved tilsetting av oxygen, for eks. luft, til den sirkulerende gasstrøm, oppnår en slike betingelser i reaktoren med det svevende sjikt at de verdifulle metaller (Cu, Zn, Pb etc.) som forefinnes i det partikkelformede materiale i prosessgassen vil danne vann-løselige sulfater, mens jern vil forbli i vannet i form av uløselig oxyd. Den konstruktive anordning vist i fig. 4 kan for eks. brukes for dette med små modifikasjoner. Prosessgassen 401 som forlater smelteovnen og som innholder SO2og partikler avkjøles i et blandekammer 405 ved hjelp av sirkulasjonsgass 409 og luft tilsatt denne (ikke vist i figuren) til en reaksjonstemperatur på 650 - 700° C. Denne temperatur er også vanlig i en reaksjonssone 402 som også tjener som en transportseksjon for de sirkulerende partikler til 412 og 416. Den samme mengde partikler som partiklene som kommer inn i systemet sammen med gassen og eventuelt også fra siloen 426 fjernes fra systemet for videreføring til et oppløsningstrinn. Ved å regulere mengden av partikler som sirkuleres og ved å justere oxygennivået ved tilsetning av luft og ved å velge temperaturnivået, kan betingelsene lages optimale for hvert tilfelle. I denne sammenheng kan varme som oppstår ved sulfateringsreaksjonen i forbindelse med smelteprosessen gjenvinnes i form av for eks. høytrykks-damp i boileren 427.

I forbehandlingen av urene Cu-konsentrater, for eks. for å fjerne As, Sb og Bi i en nøytral eller mildt deoxyderende atmosfære, brukes vanligvis partiell kalsinasjon ved en temperatur på ca. 700° C. Ved denne prosess fordamper

de ovennevnte bestanddeler som sulfid i gassfasen og vil bli separert fra denne på et senere trinn i gassbehandlingen.

Denne behandling kan utføres samtidig med avkjøling av gassen i smelteovnen ved hjelp av fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen. Forbehandling av konsentratet, dvs. av føde-materialet for smelteovnen, kan utføres for eks. ved hjelp av et apparat som vist i fig. 4. For videre behandling av gassen er det til dette appparat montert en separator etter varmeveksleren 427, en varmeveksler og en separator til som ikke er vist i fig. 4. Utgangsgassen 401 fra smelteovnen og fødematerialet for prosessen fødes gjennom en silo 426 inn i blandekammeret 405. Til blandekammer 405 føres også sirkulasjonsgassen 409 for stabilisering av temperaturen på korrekt nivå. Retensjonstiden for partiklene kontrolleres ved å regulere mengden av de partikler som sirkuleres. Hvis nødvendig, kan det oxydasjonspotensiale i systemet finjusteres ved å tilføre for eks. nafta eller luft til systemet, enten gjennom sirkulasjonsgassrøret eller direkte til reaktoren etter behov. Reaksjonstemperaturen overstiger fortrinnsvis 700° C for å oppnå et godt resultat når det gjelder å fordampe urenheter, men den bestemmes også av fødematerialets sint-ringsegenskaper og andre egenskaper. Konsentratet som skal behandles, samt de separerte partikler som kommer fra smelteovnen, føres ut, enten som de er i varm tilstand til fødematerialet i smelteprosessen eller de føres inn i prosessen i kald tilstand etter avkjøling og eventuell lagring. Prosessgassen 415 fremstilt på dette trinn med innhold av både fordampede urenheter i form av sulfider (As, Sb, Bi...) og eventuelt små mengder elementært svovel ledes til viderebehandling.

I den videre behandling oxyderes for eks. gassen kontrollert ved hjelp av ekstra luft (ikke vist i figuren) før varmeveksleren 427 hvorved de ovennevnte urenheter oxyderer og avkjøles til en temperatur hvor for eks. Sb2C>3

og Bi2C>3 sublimerer og kan separeres fra gassen. Deretter vil gassen som inneholder AS2O3bli avkjølt videre på passende måte eller ved for eks. en fremgangsmåte ifølge oppfinnelsen i et separat apparat til en temperatur på ca. 120° C hvor AS2O3vil sublimere og kan separeres fra gassen.

Deretter ledes gassen til videre behandling for produksjon av for eks. svovelsyre.

I ovennevnte anordning fås varmen som er nødvendig

i prosessen fra smelteovnens gasser, mens i en separat partiell kalsinasjon må varme generes ved oxydering av deler av sulfidene i konsentratet. Varmeverdien i konsentratet spares imidlertid og kan brukes i selve smelteprosessen. På samme tid har en også oppnådd den fordelen at antall gass-strømmer som skal behandles med SO2som skal behandles avtar fra to til én og S02~innholdet i gasstrømmen øker sammenlignet med den konvensjonelle anordning.

Fig. 7 viser et system for behandling av prosessgasser 501 i en reaktor 502 hvortil prosessgass tilføres gjennom en inngangsåpning 504 plassert i den øvre del av reaktoren. Sirkulasjonsgass og avkjølt gass, samt sirkulerende partikler føres også til reaktorens øvre del. Prosessgass, sirkulasjonsgass og sirkulerende partikler blandes raskt i reaktorens øvre del i blandeområdet 505. Suspensjonen av gass/partikler som har nådd blandetemperaturen strømmer deretter nedover i reaktoren. Anordningen vist i fig. 7 omfatter en varmeveksler 510 plassert i reaktorens bunndel. Varmen fra prosessgassen gjenvinnes i varmeveksleren. Under reaktoren er det plassert en partikkelseparator hvor faste partikler separeres fra gass/partikkelsuspensjonen. Flere kjente teknikker kan benyttes for partikkelseparasjonen som kan utføres enten i ett eller i flere trinn. I utførelsen vist i fig. 7 ledes gass som er delvis renset gjennom en sekundær gasskjøler 527 til en annen partikkelseparator 514.

Deler av den rensede gass 515 resirkuleres ved hjelp av en pumpe 529 til den øvre del av reaktoren som sirkulasjonsgass 509. Før sirkulasjonsgassen ledes til reaktoren blandes den med faste partikler 516 og 520 fraskilt i enten den ene eller i begge partikkelseparatorene 512 og 514. Partikler kan også returneres separat fra gassen til den øvre del av reaktoren ved bruk av forskjellige kjente transportmåter så som pneumatikk, heisanordninger eller elevatorer, skruer etc.

Som vist i fig. 7 kan varme gjenvinnes fra prosessgassen fra reaktor 502 i varmevekslerne 510. I enkelte anvendelser kan det imidlertid være fordelaktig først å forrense gassen, for eks. i renseren 512 og deretter lede den gjennom varmeveksleren 527. Spesielt dersom mengden av partikler er stor, kan det være fordelaktig å fjerne materiell som fører til slitasje fra gassen før varmeveksleren. På den annen side er det mulig om ønsket å gjenvinne varme bare i reaktoren og å utelate den andre varmeveksler 527.

Med systemet vist i fig. 7 er det mulig å oppnå alle ovennevnte fordeler med fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen, dvs.

hurtig avkjøling,

hurtig dannelse av suspensjon,

selektiv kondensering etc.

Når det gjelder konstruksjonen, er systemet forskjellig fra tidligere systemer ved at det før oftest var nødvendig å tvinge de faste partikler inn i gasstrømmen, mens konstruksjonen ifølge oppfinnelsen medfører praktisk talt spontan blanding ved innførselsåpningen.

Ytterligere fordeler ved systemet som er vist i

fig. 7 er følgende:

Sirkulasjon av partikler er enkel fordi partiklene stømmer gjennom systemet uavhengig av prosessgass-strømmen. Systemets funksjon er ikke avhengig av

en viss minimumsmengde prosessgass.

Det er ikke nødvendig med et spesielt blandekammer. Trykktapet er minimalt fordi strupingen i tilfør-selsåpningen ikke behøver å være betydelig. Beskrivelsen ovenfor presenterer flere fordeler ved fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse. Eksemplene ovenfor indikerer at en kombinasjon av sirkulerende partikler og sirkulasjonsgass kan optimeres i hver tilfelle. Dette kan imidlertid resultere i at den vanlige gjennomsnittlige partikkeltetthet i blandeseksjonen blir for lav med hensyn til røkdannelse og adsorbsjon. Dette aspektet må tas hensyn til ved konstruksjonen. Eksemplene ovenfor omhandlet den spesifikke vekt av suspensjonen som sirkulerer gjennom reaktoren. Den spesifikke vekt kunne ved hjelp av sirkulasjonsgass justeres til et nivå på 0,5 kg/m<3>eller mindre. I dette tilfelle er den gjennomsnittlige mengde av partikler 10<6>/m<3>eller mindre, avhengig av kornstørrelsen, og den gjennomsnittlige avstand mellom partiklene vil bli så stor som 10 mm. Forutsetning for å forhindre røkdannelse og for adsorbsjon av ultrafine partikler er vanligvis en høyere partikkeltetthet, dvs. 10<7>- 10<8>/m<3>ved blandingen, hvorved avstand mellom partiklene er 5 - 1 mm. Det er flere måter å utforme denne type apparatur. En enkel og fortrukket måte for gjennomføringen er å konstruere reaktorens blandeseksjon på en slik måte at enten den største eller den minste del av partiklene i den er i intern sirkulasjon i blandeseksjonen og at bare en del av partiklene ledes til den sirkulerende strøm gjennom den øvre part av reaktoren som virker som en forbindelse. Dette kan gjennomføres på enkel måte, for eks. ved at det effektive tverrsnitt av blandeseksjonen er større enn av forbindelsesseksjonen. I dette tilfelle er den gjennomsnittlige strømningshastighet i blandeseksjonen tilsvarende mindre enn den i forbindelsesseksjonen og tettheten i suspensjonen som forblir i blandeseksjonen vil derfor være høyere.

Videre er blandeseksjonen utformet slik at det dannes en intern sirkulasjon som tvinges til å returnere til blandingspunktet. På denne måte kan suspensjonstettheten i blandeseksjonen og spesielt i blandingspunktet tillates justert innenfor et stort område. Vanligvis er en suspensjonstetthet på 10<7>- 10<8>partikler/m<3>tilstrekkelig i blandingspunktet, idet suspensjonen inneholder, avhengig av partikkel-størrelsen og nominell vekt etc, 10 - 100 kg/m<3>faste partikler. Følgelig er det ikke et spørsmål om et konven-sjonelt svevende sjikt hvor suspensjonens spesifikke vekt er hundreder av kg/m<3>og trykktapene likeledes på et betraktelig høyere nivå.

Fig. 5 og 6 illustrerer en foretrukket utførelse

av apparaturen i følge oppfinnelsen. Nevnte figurer presenterer den nedre del av reaktoren 2 som er vist i fig. 1. Den nedre del består av blandekammeret 5 som igjen har en nedoverrettet konisk bunn 6 på hvis lavest punkt det befinner seg en gassinnførselsåpning 7. Til luftboksen 8, som er dannet mellom reaktorbunnen 3 og bunnen i blandekammeret, er tangensielt tilsluttet et tilførselsrør 29 for kjølegass 9.

I reaktorbunnen er det sentralt plassert en inngangsåpning

4 for prosessgass 1. Returrør 16 for fraskilte faste partikler som er forbundet med blandekammeret, fører det returnerte partikler i en nedoverrettet sirkulerende bevegelse mot gasstilførselsåpning 7. Tverrsnittet av blandeseksjonen er større enn tverrsnittet av reaktoren som ligger ovenfor denne, hvor reaktoren fungerer som en forbindelse.

Det er tydelig at blandeseksjonen som er vist i fig. 5 og 6 også kan arrangeres på annen måte. Den koniske bunn i blandekammeret kan derfor utstyres med åpninger gjennom hvilke minst en del av den gassen som skal avkjøles ledes. Deler av de faste partikler kan mates inn i blandekammeret gjennom gassinnførselsrør 29.

Driftsprinsippet for blandeseksjonen som vist i fig. 5 og 6 viser de karakteristiske trekk ved fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse, så som

a) suspensjonstettheten og temperaturen i blandeseksjonen, spesielt i blandingspunktet, kan justeres

innenfor et stort område til et nivå som passer

for hvert tilfelle,

b) tettheten og partikkelstrømmen i den suspensjon som kommer inn i forbindelsesdelen og i partikkelseparatoren kan minimeres til et for hvert tilfelle optimalt nivå, hvorved problemer i forbindelse med høy suspensjonstetthet, så som slitasje, systemer for behandling av faste partikler, trykktap etc, vil minimeres.

Selv om kjølegassen i de viste eksempler er sirkulasjonsgass, er det innlysende at en annen passende gass så som luft kan benyttes som kjølegass. Ved blandetemperaturen i blandingspunktet kan den fordampende væske være for eks. vann. Fremgangsmåten kan også benyttes for fordamping av væsker og i den forbindelse for gjenvinning av faste stoffer som slått fast ovenfor.

Claims

1. Fremgangsmåte for behandling av prosessgasser ved avkjøling av prosessgassen i en reaktor, ved hvilken prosessgassen bringes i kontakt med fluidiserte faste partikler, og ved hvilken faste partikler, som er blitt skilt fra prosessgassen i én eller flere separatorer i et separasjonstrinn som etterfølger behandlingen av gassen, føres inn i prosessgassen i et blandekammer i reaktoren, karakterisert vedat - prosessgassen som skal behandles, blandes i blandekammeret, enten samtidig eller med et kort intervall, foruten med de ovennevnte resirkulerte faste partikler, med: - sirkulerende gass, dvs. prosessgass som er blitt behandlet i reaktoren og fra hvilken faste partikler er blitt utskilt etter behandlingen, - og/eller et fluid som er blitt kondensert fra prosessgassen etter behandlingen av gassen, hvilket fluid på ny forflyktiges ved blandetemperaturen, og - prosessgassen kjøles forut for separasjonstrinnet.

2. Fremgangsmåte ifølge krav 1, for å avkjøle prosessgasser til under temperaturen for faseendring av de fordampede bestanddeler fraskilt fra nevnte prosessgasser, karakterisert vedat dampene i hovedsak bringes til å sublimere på overflaten av de faste partikler.

3. Fremgangsmåte ifølge krav 1, for separasjon av røk fra prosessgassen, karakterisert vedat røken i hovedsak bringes til å adsorberes på overflaten av de faste partikler ved at gassen avkjøles.

4. Fremgangsmåte ifølge krav 1, for avkjøling av prosessgassen til under temperaturen for faseendring av smeltede bestanddeler fraskilt fra nevnte gasser,karakterisert vedat de smeltede dråper i hovedsak bringes til å klebe til og størkne på overflaten av de faste partikler eller til å størkne inne i de faste partikler.

5. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat det i blandekammeret opprettholdes en blandetemperatur og/eller en tetthet i faststoffsuspensjonen som er gunstig for den ønskede reaksjon ved regulering av mengdene av faste partikler og/eller gass som skal blandes med den gass som skal behandles.

6. Fremgangsmåte ifølge krav 5,karakterisert vedat prosessgassene avkjøles hurtig til de temperaturområder som er kinetisk gunstige for de ønskede reaksjoner. 1• Fremgangsmåte ifølge krav 5 ,karakterisert vedat prosessgassene avkjøles så hurtig til under det kinetisk gunstige temperaturområde for de ikke ønskede reaksjoner, at det i hovedsak ikke blir tid for reaksjonene til å finne sted.

8. Fremgangsmåte ifølge krav 1, for behandling av prosessgasser, karakterisert vedat gassene avkjøles til under sintringstemperaturen for partiklene som nevnte gass inneholder og som tenderer til å sintre.

9. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat blandingen av gass/faste stoffer, dvs. suspensjonen, etter blandetrinnet avkjøles ved hjelp av en varmeveksler.

10. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat etter ett eller flere separasjonstrinn avkjøles gassen ved hjelp av en varmeveksler.

11. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat etter ett eller flere separasjonstrinn og mulige andre prosesstrinn avkjøles en gasstrøm som enten er fullstendig eller delvis renset, slik at en bestanddel eller bestanddeler som nevnte gass inneholder kondenserer til en væske, og at en væske fremstilt på denne måte returneres til prosessgassen for å behandles slik at væsken fordamper inn i prosessgassen umiddelbart etter at den har nådd blandingspunktet for på denne måte å avkjøle gassen som skal behandles, og at den prosessgass som er under avkjøling enten straks eller etter et kort intervall møter strømmen av faste stoffer som tilbakeføres fra separa-toren og sirkulerer i blandeseksjonen, hvorved gassen som skal behandles avkjøles med høy hastighet til et ønsket temperaturnivå i nærvær av en faststoffsuspensjon med tilstrekkelig tetthet, og at damper som inneholdes i gassen, og som sublimerer ved blandetemperaturen vil sublimere på overflaten av kalde, faste partikler.

12. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat væsken som blandes med gassen som skal behandles, er vann.

13. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat væsken som blandes med gassen som skal behandles inneholder oppløste salter som adsorberes på overflaten av de sirkulerende partikler mens væsken fordamper.

14. Fremgangsmåte ifølge et hvilket som helst av de nevnte krav, karakterisert vedat prosessgassen og gassen som skal blandes med denne bringes i kontakt med hverandre umiddelbart før de kommer i kontakt med faste partikler.

15. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat gassen som skal blandes med prosessgassen blandes med strømmen av faste partikler umiddelbart før den kommer i kontakt med prosessgasstrømmen.

16. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat en del av de faste partikler som skal returneres blandes med gassen som skal blandes med prosessgassen, og at en annen del blandes med prosessgassen umiddelbart før gassene bringes i kontakt med hverandre.

17. Fremgangsmåte ifølge krav 1,karakterisert vedat gass som skal blandes med prosessgassen blandes med strømmen av faste partikler og med prosessgassen umiddelbart før prosessgassen kommer i kontakt med faste partikler.

18. Apparat for behandling av prosessgasser ved avkjøling av prosessgassene i nærvær av faste partikler, hvilket apparat omfatter en vertikal reaktor (2), i hvis bunn det er anordnet en innførselsåpning (4) for prosessgassen, karakterisert vedat et blandekammer (5) er montert på reaktoren, hvilket blandekammer har en nedovervendende konisk bunn (6) med minst én innførselsåpning (7), pias- sert lavt i den koniske bunn eller i den umiddelbare nærhet av denne, hvilken åpning er bestemt for en gass (9) som skal blandes med prosessgassen eller for en fordampende væske (109) og at minst ett tilførselsrør (16) for faste partikler er montert på veggen eller på den koniske bunn av blandekammeret (5).

19. Apparat ifølge krav 18, karakterisert vedat bunnen (3) av reaktoren (2) og den koniske bunn (6) av blandekammeret danner en luftboks (8), og ved at minst ett tilførselsrør (29) for gassen som skal blandes med prosessgassen fortrinnsvis er tangensialt montert på luftboksen.

20. Apparat ifølge krav 19, karakterisert vedat tilførselsesåpningen (7) på den koniske bunn (6) av blandekammeret er montert på det laveste punkt av den koniske bunn, konsentrisk til tilførselsåpningen (4) i bunnen (3) av reaktoren, og at det laveste punkt i den koniske bunn (6) i blandekammeret er plassert i en avstand fra reaktorbunnen som muliggjør en jevn strøm av gass fra luftboksen (8) til blandekammeret.

21. Apparat ifølge krav 19, karakterisert vedat der er en åpning (7) på det lavest punkt i den koniske bunn (6) av blandekammeret, hvilken åpning er forbundet med innførselsesåpningen (4) for prosessgass i bunnen (3) av reaktoren, og ved at minst én tilførselsesåpning for gassen som skal blandes med prosessgass er plassert i den smale ende av den koniske bunn av blandekammeret.

22. Apparat ifølge et hvilket som helst av kravene 18 - 21, karakterisert vedat tilførselsledningen (16) som er montert til reaktorveggen danner en skrå vinkel med nevnte vegg, slik at de faste partikler får en retning skrått nedover når de kommer inn i reaktoren.

23. Apparat ifølge et hvilket som helst av kravene 18 - 22, karakterisert vedat den øvre del av blandekammeret er kjegleformet mot toppen.