WO2009065481A1 - Verfahren und vorrichtung zur flugstrom-sulfatierung von rauchgasinhaltsstoffen - Google Patents

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Definitions

  • the invention relates to a method and apparatus for Flugstrom- sulfation of flue gas ingredients in incinerators with at least one combustion chamber according to the first and the fourteenth claim.
  • Combustion of solid fuels in grate, fluidized bed and rotary kiln furnaces usually takes place in two stages.
  • the first stage is the solid burnup.
  • the solid fuel passes through the sub-steps drying, degassing of the volatile constituents and the burning of the fixed carbon.
  • the calorific-rich gases formed during solids combustion are mixed in the second combustion stage with superstoichiometric secondary air addition at high temperatures and thereby burned out.
  • the alkali metals (potassium and sodium) and other metals contained in the fuel partially form chlorides during the solid combustion.
  • alkali and metal chlorides have a relatively high vapor pressure and are thus released to a considerable extent in the gaseous state into the exhaust gas.
  • the thermal energy of the hot combustion and exhaust gases of a combustion is usually used for heating a steam boiler.
  • the saturation vapor pressure of the volatile inorganic compounds (alkali and metal chlorides) being exceeded.
  • these chloride compounds condense and / or resorb, and together with the inert and carbon particles contained in the exhaust gas form a chloride-containing fly ash. This partially deposits on the heat exchanger surfaces of the boiler and forms an undesirable coating.
  • the deposited flyashes are essentially complex mixtures consisting of silicates, sulfates, oxides, carbonates and chlorides.
  • the chloride content in these ash deposits undesirably promotes the formation of chlorinated organic compounds such as dioxins (PCDD / F) in an undesirable manner and additionally causes considerable corrosion damage to metallic components, in particular of the boiler.
  • the alkali chlorides (NaCl and KCl) play a dominant role due to their high concentration in the fuel, in the flue gas and in the ash deposits.
  • Both PCDD / F formation and corrosion of the metallic boiler material are due to the formation of chlorine (Cl 2 ) within and below the fly ash deposits on the boiler surface.
  • chloride-containing ash deposits on the boiler surface also by a catalytic effect of contained in the fly ash metal oxides / chlorides (particularly Cu and Fe) via the so-called Deacon process from the information contained in the exhaust gas of hydrochloric acid (HCl) (chlorine Cl 2 ) educated.
  • HCl hydrochloric acid
  • the Cl 2 formed in and below the chloride-containing boiler deposits also has a very corrosive effect on metallic and in particular on iron-containing boiler materials.
  • the so-called chlorine-induced boiler corrosion increases strongly with increasing wall temperature of the boiler made of metallic materials.
  • alkali hydroxides can be formed in part from the alkali chlorides released from the fuel bed according to the following reaction equations (1) and (2).
  • the alkalis (potassium, sodium) can be present as chlorides and / or hydroxides.
  • part of the alkali metal hydroxides in the high-temperature range in and after the exhaust gas burnout zone react in an oxidizing atmosphere both with the SO 2 contained in the exhaust gas and with HCl to form chlorides and sulfates according to the following reaction equations:
  • alkali chlorides and / or sulfates in and after the Abgasausbrandzone depends on the concentration ratio SO 2 / HC1 and the local process conditions (temperature and cooling rate of the exhaust gas).
  • DE 101 31 464 B4 proposes a method for low-co-combustion and co-incineration of highly halogenated waste in waste incineration plants with the addition of sulfur or sulfur-containing chemicals.
  • the DE 198 02 274 C2 discloses a method for reducing corrosion during operation of a boiler of a waste incineration plant, wherein sulfur or sulfur compounds in the furnace or the hot exhaust gases are introduced before reaching the corrosion endangered heating surfaces.
  • EP 0 193 205 B1 describes a circulating fluidized-bed combustion in which sulfur-containing fuels are burned with the addition of alkaline sorbents (CaO) into the fluidized bed for the separation of sulfur compounds.
  • the residence time of the combustion gases in the primary combustion zone is 1 - 3 s (650 - 1095 0 C) and in the Abgasausbrandzone 0.2 - 2 s.
  • a special sulfide / sulfate solid oxidation zone is arranged as a dense-phase fluidized bed in the solids return line of the cyclone to the fluidized bed.
  • the alkali sulfide contained in the deposited solids is oxidized to sulfate at exhaust gas temperatures in the range of 590-985 0 C and Feststoffverweil instruments 1-30 s.
  • WO 1982/04036 discloses a process for recovering fluorine from the carbonaceous material from the liners and / or cathodes of reduction cells, in which the fluorine is liberated as gaseous hydrogen fluoride by heating the carbonaceous material in the presence of oxygen, water and sulfur dioxide.
  • the reaction time is about one hour.
  • WO 1989/05340 describes a carbonaceous fuel composition. Combustion with the addition of Ca and Mg compounds and an oxidation catalyst results in reduced emissions of sulfur oxides and nitrogen oxides.
  • the object of the invention is to develop a method or apparatus for a virtually complete Flugstrom- sulfation of sulfatable flue gas ingredients and thereby to allow minimization of the formation of chloride-containing ash deposits with reduced use of sulfur oxides.
  • the object is achieved by a method for the air flow sulfation of flue gas components of an oxygen-containing flue gas in incinerators with at least one combustion chamber.
  • the flue gas and flue gas constituents contained therein after passing through the Abgasausbrandzone, preferably after a Sekundärgaszugäbe and forwarded to a forward to a corrosion-sensitive metallic heat exchange surface of a heat exchanger such as a boiler in a reaction zone in a reaction chamber in which this over a period between 4 and 20 seconds are kept at a reaction temperature in a temperature window between 700 and 900 0 C, preferably between 750 and 880 0 C, wherein the temperature range between 800 and 880 0 C preferably occupies a proportion between 2 and 10 seconds.
  • a heat exchanger such as a boiler in a reaction zone in a reaction chamber in which this over a period between 4 and 20 seconds are kept at a reaction temperature in a temperature window between 700 and 900 0 C, preferably between 750 and 880 0 C, wherein the temperature range between 800 and 880 0 C preferably occupies a proportion between 2 and 10 seconds.
  • the predominantly gaseous sulfatable flue gas constituents are efficiently transferred together with the SO 2 / SO 3 present in the exhaust gas to solid sulfates, advantageously continuously during the flow through the reaction chamber.
  • metal and / or alkaline earth metal and / or alkali chlorides, carbonates, oxides and / or hydroxides are thus converted in comparison to chlorides significantly less corrosion sulfates.
  • the chloride content in the solid particles formed in the flue gas and the solid deposits on the boiler surface are significantly reduced by the sulfation the formation of Cl 2 and thereby the aforementioned corrosive action and the PCDD / F formation also decreases significantly.
  • the sulfatable flue gas constituents such as chlorides, carbonates, oxides and / or hydroxides, are converted into sulfates.
  • the SO 2 and / or SO 3 concentration in the combustion or flue gas must be at least in the stoichiometric ratio to the sum of the concentrations of all sulfatable compounds in the flue gas, such as metal, alkaline earth - And alkali compounds, in particular of Ca, Na, K and metals such as Pb, Zn, Cu are.
  • Sulfation of metal chlorides such as CuCl 2 , ZnCl 2 or PbCl 2 requires in comparison to a sulfation of CaO, NaCl and KCl usually much lower amounts of sulfur dioxide. This situation is based on the usually significantly different absolute concentrations of these individual compounds in the flue gas (depends on the fuel composition and the combustion conditions at Feststoffabbrand). Furthermore, not only the SO 2 and / or SO 3 concentration, but also the temperature and cooling rate of the hot flue gas significantly affect the sulfatation efficiency.
  • the SO 2 / SO 3 concentration in the flue gas depends strongly on the sulfur content and the binding form of the sulfur in the fuel.
  • low-sulfur fuels such as natural wood is preferably set by controlled addition of sulfur-containing compounds into the flue gas in front of the reaction chamber and / or by co-combustion of sulfur-containing fuels which release SO 2 and / or SO 3 in the combustion so that a complete implementation of the sulfatable flue gas ingredients is ensured.
  • the SO 2 concentration in the flue gas after the boiler is preferably measured and adjusted by the abovementioned measures such that the measured SO 2 concentration is between 50 and 2000 mg / Nm 3, preferably in the range 100 to 1000 mg / Nm 3 .
  • This also includes a recycling of SO 2 / SO 3 or sulfur compounds (the thermal decomposition SO 2 and / or release SO 3 ) into the flue gas before the sulfation zone from the flue gas purification stages downstream of the reaction chamber, whereby an advantageous process-integrated cycle of SO 2 / SO 3 is formed and thus an addition and disposal of sulfur compounds is significantly reduced in an economically and ecologically advantageous manner.
  • SO 2 / SO 3 or sulfur compounds the thermal decomposition SO 2 and / or release SO 3
  • the method is designed so that the flue gas stream in the sulfation of flue gas ingredients and thereby minimizing the chloride concentration in the fly ash does not exceed or fall below a predetermined temperature range and a residence time range, which is based on optimal process parameters of the aforementioned sulfation.
  • the proportion of sulfur dioxide in the exhaust gas can advantageously be utilized as completely as possible for the sulfation which preferably proceeds in this process parameter range.
  • a significant excess of sulfur dioxide is no longer required.
  • the reaction chamber is formed by a channel or a channel system.
  • the length of the channels is calculated from the product of the flow rate of the flue gas and the intended residence time in the reaction zone.
  • the temperature in the reaction zone must correspond to a reaction temperature in the aforementioned temperature intervals. Ensuring the required reaction temperature takes place in that the reaction chamber and / or the walls of the channel or the channel system are designed with insulation such as an insulating lining with refractory material.
  • the reaction chamber or subregions thereof additionally has an electrical or pyrotechnic additional heating to maintain the required temperature interval or a preferred specific temperature.
  • ratio of combustion air to fuel air ratio
  • the method further preferably comprises separating the solid sulfate-containing fly ash from the flue gases by means of a dust separator, which is preferably arranged directly after the reaction chamber or after the boiler.
  • a dust separator which is preferably arranged directly after the reaction chamber or after the boiler.
  • electrostatic precipitators hot gas cyclones or filtering separators (metallic or ceramic fiber or membrane filters or grain ceramic filters and packed bed filters) and combinations of these methods.
  • the flue gas is passed after the reaction chamber after the present in the gaseous state at high temperatures alkali metal hydroxides, alkali and metal chlorides in solid sulfate particles through a hot gas filter, the solid flue gas ingredients, in particular the solid sulfate particles together with the remaining fly ash particles the hot flue gas to be separated and discharged.
  • a heat exchanger or steam generator which usually has metallic, standing with the flue gas directly in contact metallic heat transfer surfaces.
  • a formation of deposits by condensation and / or Resublimation of volatile flue gas components on the colder heat exchange surface by falling below the individual saturation concentration of individual volatile flue gas ingredients and by deposition of solid particles in particular on these heat transfer surfaces is almost completely avoided by the filtering, as well as a dioxin and a chlorine-induced boiler corrosion on metallic heat exchanger.
  • Another advantage of avoided or significantly reduced deposit formation is the associated basically more efficient heat transfer in the heat exchanger or steam generator.
  • the deposition of the solid sulfated flue gas ingredients in the hot gas filter in the temperature range between 500 and 800 0 C, more preferably in the range of 600 to 700 0 C.
  • the sulfated ash particles are separated from the flue gas after a residence time in the reaction chamber by hot gas filtration.
  • a hot gas filter downstream of the reaction chamber or integrated at the end of the reaction chamber.
  • the hot gas filter is integrated in the heat exchanger or steam generator.
  • a heat exchanger with integrated hot gas filter is conceivable.
  • the separated and discharged sulfated ash particles can be heated in a further process stage to a temperature at which the sulfates of the sulfated fly ash decompose and release SO 2 and / or SO 3 .
  • the SO 2 and / or SO 3 formed is preferably reintroduced into the flue gas before the reaction chamber in the combustion process, for example in the Abgasausbrandzone, and is again available for sulfation of the flue gas to be sulfated fl uids.
  • the thermal treatment of the discharged sulfated ashes occurs above the sulfate decomposition temperature of the sulfated fly ash, preferably between 900 and 1300 0 C and more preferably between 900 and 1100 0 C.
  • the efficiency of thermal decomposition under SO 2 and / or SO 3 release of Si and Al-poor ashes can be improved by mixing inert particles, in particular SiO 2 and / or Al 2 O 3 , and the sulfate decomposition temperature of the sulfate-containing fly ash can be lowered.
  • FIG. 1 shows the process flows of the method in a schematically illustrated apparatus with addition of sulfur dioxide according to the prior art
  • FIG. 2 shows the process streams according to FIG. 1, but with a sulphation stage integrated in the evaporator region, FIG.
  • FIG. 4 shows the process streams according to FIG. 2, but additionally with dedusting after heat utilization and an additional recycling of SO 2 / SO 3 , FIG.
  • Fig.l schematically shows a conventional process with a two-stage combustion process 7 with a fixed bed combustion zone 1 with solid fuel supply 2, primary air supply 3 and slag removal 4 and a Abgasausbrandzone 5 with secondary air supply 6 again.
  • Abgasausbrand the addition of sulfur dioxide or sulfur-containing compounds 8 in the exhaust gas 9 and a forwarding for heating a steam boiler 10, in which a heat transfer to an evaporator 11, a superheater 12 and a preheater 13 (Economi zer) preferably in said Order takes place.
  • Evaporator 11 and superheater 12 may also be arranged in reverse order.
  • the water to be heated in the steam boiler is passed from the water feed 14 into the preheater 13 thereof into the evaporator 11, from there as saturated steam 15 into the superheater 12 and as a superheated Dampfström 16 e.g. a steam turbine are supplied. Downstream of the steam boiler done the exhaust gas cleaning in an exhaust gas purification system 17 and the emission of the exhaust gas 18.
  • FIG. 2 shows a modified process diagram of a preferred embodiment in the region of the steam boiler 10 in the context of FIG.
  • the steam boiler has two evaporator stages 20 and 21, which are flowed through in series by the flue gas stream 19 (exhaust gas stream).
  • the first evaporator stage 20 serves only to lower the temperature to a reaction temperature in the aforementioned temperature intervals and is designed so that the heat dissipation tempered the exhaust gas stream to a temperature of about 900 0 C, preferably at 880 0 C.
  • the chamber is preferably thermal Mixed so that the exhaust gas in the chamber in the temperature range 880 to 800 0 C between 2 and 10 s lingers.
  • the aforementioned sulfation of the sulfatable flue gas constituents takes place in the exhaust gas stream in particular wherein the volatile alkali metal hydroxides and the alkali metal chlorides and metal chlorides are converted into solid sulfates.
  • the flue gas (exhaust gas) laden with solid sulfate-containing ash particles enters the second evaporator stage 21 with the aforementioned exit temperature, in order then to use Fig.l explains to go through the superheater, preheater and the exhaust gas purification.
  • the reaction chamber may preferably be integrated with good thermal insulation between the flue gas and the heat exchange surface of the evaporator in a common evaporator stage (evaporator stages 20 and 21 designed as a stage).
  • the process variant illustrated in FIG. 3 a differs from that represented in FIG. 2 by dust separation by a dust separator 23 for the abovementioned sulfated ash particles 24 between the sulfation zone 22 and second evaporator stage 21.
  • the flue gas stream 19 passes through a separate, ideally ideal isothermal dust separator 23 (Exhaust gas flow) no usable heat for the subsequent heat transfer, ie lost in the second evaporator, the superheater and the preheater.
  • the reaction chamber 22 and the hot gas filter 23 can preferably be integrated with a good thermal insulation between flue gas and heat exchange surface of the evaporator in a common evaporator stage (evaporator stages 20 and 21 designed as a stage).
  • the method variant illustrated in Figure 3a is in a further embodiment by a SO 2 / SO 3 -Rezykli für für für für für für für für für für für assay (see FIG. 3b), the sulfate ash particles 24 from the hot gas filter (dust collector 23) is first preferably with Al 2 O 3 and / or SiO 2 are supplied to a thermal decomposition 29, wherein at temperatures above 900 0 C preferably above 95O 0 C and more preferably between 950 and 1100 0 C preferably to 1300 0 C with liberation of SO 2 and / or SO 3 and oxygen according to the aforementioned equations (11) to (14) a mixture of (heavy) metal compounds, alkali, alkaline earth silicates and / or alkali, alkaline earth aluminum silicates is generated (silicate drain 30).
  • a thermal decomposition 29 wherein at temperatures above 900 0 C preferably above 95O 0 C and more preferably between 950 and 1100 0 C preferably to 1300
  • an additional introduction of sulfur-containing compounds 8 is no longer absolutely necessary if the content of sulfur oxides in the flue gas (exhaust gas) and the reaction time for a given required suffixing suffices (see FIG. In the process variants according to FIGS. 3 b and 4, an additional introduction of sulfur-containing compounds 8 is no longer absolutely necessary if the sulfur content in the flue gas (exhaust gas) and by the SO 2 / SO 3 recycle 28 and the reaction time for a given required suffixing are sufficient ,
  • Figure 7 further shows the determined in the context of laboratory experiments consumption of sulfur dioxide (ratio C / C o ) 35 in the sulfation of fly ash as a function of the reaction temperature in 0 C 36.
  • the reaction times were each about 6 seconds.
  • two waste incineration ash samples (curves 26 and 27, fabric filter ash) were introduced into a reaction chamber and subjected to a gas mixture of (N 2 , O 2 , H 2 O, SO 2 ) (constant gas flow).
  • the ratio of measurements of the SO 2 concentration in the gas mixture before (C 0 ) and after (C) leaving the reaction chamber is an efficiency benchmark for the Sulfation.
  • C / C o ratios smaller than 1 a suifatting reaction takes place.
  • the optimum temperature range for the sulfation reaction (C / C o ) can be determined.
  • the minimum of the curves indicates a maximum SO 2 consumption and thus the optimal reaction temperature range for fly ash sulphation.
  • the optimum reaction temperature range is between 700 and 900 0 C, but preferably in the aforementioned temperature intervals 800-880 0 C.
  • a temperature increase of the filter ash over the range of 900 to 92O 0 C leads to an undesirable in the sulfation reaction thermal decomposition of sulfate-containing ashes ( C / C O > 1) with liberation of SO 2 .
  • a preferred temperature interval ensues 700 and 900 0 C, more preferably between 800-880 0 C for a particularly favorable range for efficient sulfation of fly ash.
  • the required SO 2 concentration for the conversion can be reduced by further extensions of the residence times. If the SO 2 / SO 3 concentration in the flue gas in the material balance generated by the fuel's own sulfur content is sufficient for complete sulfation, the process is particularly economical. An additional introduction of sulfur, sulfur compounds or sulfur dioxide into the combustion and purification process is not required in this case.
  • volatile components such as alkali metal and metal chlorides (above about 700 0 C) are already converted before entering the boiler in solid sulfates and thus deposited as a solid.
  • the sulfates formed have a vapor pressure several orders of magnitude lower than alkali metal and metal chlorides and condense or re-sublimate directly to solid aerosols in the high-temperature range, whereby they cause corrosion of a heat exchanger. promote less than less volatile, condensable or resublimable in flue gas cooling chlorides.
  • Dust separation in an exhaust gas downstream of the boiler can then be dispensed with in the case of efficient hot gas filtration.
  • the heat transfer from the flue gas to the steam cycle, in particular to the saturated steam flow 15 is optimal in this option (no fouling).
  • the exhaust gas temperatures at the heat exchanger outlet can be lowered further, taking into account the acid dew point (material selection of the economizer at the cold end of the boiler), which also causes an advantageous increase in the use of energy by reducing exhaust gas losses.
  • the boiler test intervals are increased accordingly.
  • the boiler corrosion rates are correspondingly low and the steam parameters (T and P) can be significantly increased, which overall advantageously allows a significantly improved efficiency in the production of electrical energy by means of the steam power process.
  • 8 shows the S0 2 concentration in the flue gas after boiler in mg / Nm 3 33 required for sulfation of sulfable flue gas constituents of a waste incineration over the residence time in the temperature interval between 700 and 900 ° C. in seconds 38.
  • the results for different degrees of sulfation (expressed as molar Cl / S ratio of fly ash), with a molar Cl / S ratio of 0.01 indicating virtually complete conversion and a ratio of 1.0 indicating half reaction.
  • the required SO 2 concentration was determined in the flue gas after passing through the boiler. The result shows that with an increasing residence time of the exhaust gas in the temperature range 700-900 C, the required SO 2 concentration after the boiler for a desired degree of sulfation (expressed as molar Cl / S ratio) 0
  • FIG. 9 shows, by way of example, the temporal temperature profiles of a flue gas (flue gas cooling curves 39, temperature T in C 0 40 over time t in seconds 41) during the reaction of the sulfatable flue gas constituents in the reaction zone.
  • the upper diagram gives in the temperature interval between 700 and 900 0 C (connecting line between points a and b) a favorable for the sulfation reaction cooling rate when passing through a Mattershimmmer compared to a conventional cooling curve according to the prior art without reaction chamber (dashed curves 37, cooling rate about 60-70 ° / s) again, while in the lower diagram in the optimum temperature range between 800 and 880 0 C, ie between the points c and d) a reduced cooling in the reaction chamber is reproduced.

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Abstract

Verfahren zur Flugstrom-Sulfatierung von Rauchgasinhaltsstoffen eines sauerstoffhaltigen Rauchgases (9) in Verbrennungsanlagen mit mindestens einem Brennraum. Die Aufgabe liegt darin, ein Verfahren für eine praktisch vollständige Flugstrom-Sulfatierung von sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffen zu entwickeln und dadurch Minimierung der Bildung von chloridhaltiger Flugasche bei reduziertem Einsatz von Schwefeloxiden zu ermöglichen. Die Aufgabe wird dadurch gelöst, indem die Rauchgasinhaltsstoffe nach Durchlaufen der Abgasausbrandzone durch eine Reaktionskammer (22) geleitet werden, in das Rauchgas über eine Verweilzeit zwischen 4 und 20 s eine Reaktionstemperatur zwischen 700 und 900 °C einnimmt, wobei die sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe mit dem im Abgas vorhandenen SO2/SO3 beim Durchströmen zu festen sulfathaltigen Aschepartikeln überführt (24) und die Halogenidkonzentration in den Flugaschen vermindert wird.

Description

Verfahren und Vorrichtung zur Flugstrom-SuIfatierung von Rauchgasinhaltsstoffen
Die Erfindung betrifft ein Verfahren und Vorrichtung zur Flugstrom- Sulfatierung von Rauchgasinhaltsstoffen in Verbrennungsanlagen mit mindestens einem Brennraum gemäß des ersten bzw. des vierzehnten Patentanspruchs .
Die Verbrennung von festen Brennstoffen in Rost-, Wirbelschicht- und Drehrohrfeuerungen erfolgt meist in zwei Stufen. Bei meist unterste»- chiometrischer Primärluftzufuhr erfolgt in der ersten Stufe zunächst der Feststoffabbrand. Der feste Brennstoff durchläuft dabei die Teilschritte Trocknung, Entgasung der flüchtigen Bestandteile sowie des Abbrands des fixen Kohlenstoffes.
Die beim Feststoffabbrand gebildeten heizwertreichen Gase werden in der zweiten Verbrennungsstufe bei überstöchiometrischer Sekun- därluftzugabe bei hohen Temperaturen vermischt und dadurch ausgebrannt .
Bei der Verbrennung von chlor- und schwefelhaltigen Brennstoffen wie Hausmüll oder Biomassen (z.B. Holz und Stroh) entsteht Salzsäure (HCl) und Schwefeloxide (SO2 und SO3) . Der Anteil an SO3 ist im Verhältnis zu SO2 meist sehr klein, bezogen auf die Gesamtkonzentration an Schwefeloxiden (SO2 + SO3) beträgt der S03-Anteil meist unter 5%. Hausmüll und insbesondere aber Sonderabfälle können neben Chlorverbindungen auch andere Halogenverbindungen wie Brom- und Iod- Verbindungen enthalten. Brom- und Iodverbindungen verhalten sich bei der Verbrennung ähnlich wie die Chlorverbindungen und verursachen ähnliche Probleme.
Insbesondere die im Brennstoff enthaltenen Alkalimetalle (Kalium und Natrium) und andere Metalle bilden während des Feststoffabbrandes teilweise Chloride. Bei den vorliegenden hohen Temperaturen im Brennbett weisen Alkali- und Metallchloride einen relativ hohen Dampfdruck auf und werden folglich in erheblichem Umfang im gasförmigen Zustand in das Abgas freigesetzt. Die thermische Energie der heißen Brenn- und Abgase einer Verbrennung wird meist für eine Aufheizung eines Dampfkessels herangezogen. Bei der Wärmeabgabe werden die Brenn- und Abgase abgekühlt, wobei der Sättigungsdampfdruck der flüchtigen anorganischen Verbindungen (Alkali- und Metallchloride) unterschritten wird. Dadurch kondensieren und/oder resublimieren diese Chloridverbindungen und bilden zusammen mit den im Abgas enthaltenen Inert- und Kohlenstoffpartikeln eine chloridhaltige Flugasche. Diese lagert sich teilweise auf den Wärmetauscheroberflächen des Dampfkessels ab und bilden eine unerwünschte Beschichtung. Bei den abgelagerten Flugaschen handelt es sich im Wesentlichen um komplexe Mischungen bestehend aus Silikaten, Sulfate, Oxide , Karbonate und Chloride .
Der Chloridgehalt in diesen Ascheablagerungen fördert in unerwünschter Weise grundsätzlich die Bildung von chlorierten organischen Verbindungen wie z.B. Dioxine (PCDD/F) und verursacht zusätzlich erhebliche Korrosionsschäden an metallischen Bauteilen insbesondere des Kessels. Hierbei spielen die Alkalichloride (NaCl und KCl) aufgrund ihrer hohen Konzentration im Brennstoff, im Rauchgas und in den A- scheablagerungen eine dominierende Rolle. Sowohl die PCDD/F-Bildung als auch die Korrosion des metallischen Kesselwerkstoffes ist auf die Bildung von Chlor (Cl2) innerhalb und unterhalb der Flugaschelablagerungen auf der Kesseloberfläche zurückzuführen. Innerhalb und unterhalb dieser chloridhaltigen Ascheablagerungen auf der Kesseloberfläche wird zudem durch eine katalytische Wirkung von in den Flugaschen enthaltenen Metalloxyden/ -Chloriden (insbesondere Cu und Fe) über den so genannten Deacon-Prozess aus der im Abgas enthaltenen Salzsäure (HCl) Chlor (Cl2) gebildet.
Direkte Reaktionen von Alkalichloriden mit dem meist eisenhaltigen Kesselwerkstoff verursachen ebenfalls eine signifikante Cl2-Bildung. Das generierte Cl2 bewirkt wiederum eine Oxychlorierung des in den Ascheablagerungen vorhandenen partikulären Kohlenstoffs (Russpartikel) . Dieser als de-novo Synthese bekannte PCDD/F-Bildungsweg ist in der AbfallVerbrennung für die im Rohgas vorhandenen PCDD/F absolut dominierend. Durch Vermeidung der Cl2-Bildung kann die PCDD/F-Bildung effektiv unterdrückt werden, so dass auf aufwendige Abgasreinigungsverfahren zur PCDD/F-Minderung weitgehend verzichtet werden kann.
Das in und unterhalb der chloridhaltigen Kesselablagerungen gebildete Cl2 wirkt außerdem sehr korrosiv auf metallische und insbesondere auf eisenhaltige Kesselwerkstoffe. Die so genannte chlorinduzierte Kesselkorrosion steigt mit zunehmender Wandtemperatur des aus metallischen Werkstoffen ausgeführten Kessels stark an. Erhöhte Kesselkorrosion ist mit erheblichen Kosten verbunden, was wiederum den Dampfparameterbereich (Temperatur T und Druck p) bei der Dampferzeugung insbesondere bei der Abfallverbrennung signifikant begrenzt. Folglich werden Kessel von Abfall- und Biomasseverbrennungsanlagen meist mit nur relativ niedrigen Dampfqualitäten von T= 4000C, p = 40 bar betrieben, was auch die dabei erzielbaren Wirkungsgrade bei der elektrischen Energieerzeugung mittels Dampfturbinen sehr einschränkt.
Abhängig von der AbgasZusammensetzung und den herrschenden Verbrennungstemperaturen in und nach der dem Feststoffausbrand nachfolgenden Abgasausbrandzone können gemäß den folgenden Reaktionsgleichungen (1) und (2) aus den aus dem Brennbett freigesetzten Alkalichloriden zum Teil Alkalihydroxide gebildet werden.
KCl + H2O -> KOH + HCl (1)
NaCl +H2O -> NaOH + HCl (2)
In und nach der Abgasausbrandzone können die Alkalien (Kalium, Natrium) als Chloride und/oder Hydroxide vorliegen. Dabei reagieren ein Teil der Alkalihydroxide im Hochtemperaturbereich in und nach der Abgasausbrandzone in oxidierender Atmosphäre sowohl mit dem im Abgas enthaltenen SO2 als auch mit HCl zu Chloriden und Sulfaten gemäß den folgenden Reaktionsgleichungen weiter:
2K0H + SO2 + % O2 -> K2SO4 + H2O (3)
2NaOH + SO2 + M O2 -> Na2SO4 + H2O (4) KOH + HCl -> KCl + H2O (5)
NaOH + HCl -> NaCl + H2O (6)
Die Bildung von Alkalichloriden und/oder -sulfaten in und nach der Abgasausbrandzone hängt dabei vom Konzentrationsverhältnis SO2/HC1 und den lokalen Prozessbedingungen (Temperatur und Abkühlgeschwindigkeit des Abgases) ab.
Zur Vermeidung der vorgenannten unerwünschten chemischen Reaktionen, die zur Bildung von chloridhaltigen Substanzen und den dadurch entstehenden unerwünschten Wirkungen führen, wird eine Erhöhung der SO2 -Konzentration im Brenngas angestrebt. Eine Minderung der Dioxinbildung bei Verbrennungsprozessen durch Erhöhung der SO2 Konzentration im Rauchgas wurde erstmals im Jahre 1986 von Griffin [Griffin R.D. : A new theory of dioxin formation in municipal solid waste combustion; Chemosphere, Vol.15, Iss.9-12 (1986) S.1987-1990] beschrieben. Darin wird eine Theorie aufgestellt, dass über die folgende homogene Gas- phasenreaktion Cl2 durch Reaktion mit SO2 vermindert wird:
Cl2 + SO2 + H2O -> SO3 + 2HCl (7)
Die Erhöhung der SO2 Konzentration erfolgt bei bekannten Verbrennungssystemen durch eine Zugabe von schwefelhaltigen Brennstoffen, Schwefel oder Schwefelverbindungen in die Verbrennung. Neuere Untersuchungen belegen, dass die Sulfatierung der Flugaschen und damit die Minderung des Chloridgehaltes dieser Flugaschen und der Flugascheablagerungen die entscheidende Reaktion zur Minimierung bzw. Vermeidung der Cl2 Bildung darstellt. Insbesondere bei hohen Temperaturen werden die Chloride mit hoher Reaktionsgeschwindigkeit durch das im Rauchgas enthaltene SO2 sulfatiert wodurch gemäß den folgenden Gleichungen Sulfate gebildet und HCl freigesetzt werden.
2NaCl + SO2 + M O2 + H2O -> Na2SO4 + 2HCl (8)
2KCl + SO2 + H O2 + H2O -> K2SO4 + 2HCl (9) In der US 4.793.270 wird zur Verringerung der Dioxinbildungsrate im Rahmen einer Müllverbrennung neben schwefelhaltige Kohle auch CS2, CaS und SO2 in den Verbrennungsvorgang eingebracht.
Ebenso wird im Rahmen der DE 199 53 418 Al zur Verminderung von Di- oxinen im Abgas von chemischen Prozessen eine Zugabe von Amidosul- fonsäuren und SuIfamid zum Brennstoff vorgeschlagen.
In der DE 198 49 022 Al wird zur Verminderung von Korrosion schwefelhaltige Chemikalien wie SO2 und MgSO4 in das Brenngas eingeleitet.
Im Rahmen der DE 602 11 476 T2 (aus der WO 02/059526) wird eine Zugabe einer schwefelhaltigen Chemikalie wie (NH4) 2SO4, NH4HSO4, H2SO4 oder FeSO4 zur Korrosionsminderung vorgeschlagen.
DE 101 31 464 B4 schlägt ein Verfahren zur korrosions- und emissionsarmen Mitverbrennung hochhalogenierter Abfälle in Abfallverbrennungsanlagen mit einer Zugabe von Schwefel oder schwefelhaltigen Chemikalien vor.
Auch die DE 198 02 274 C2 offenbart ein Verfahren zur Korrosionsminderung beim Betrieb eines Kessels einer Müllverbrennungsanlage, wobei Schwefel oder schwefelhaltige Verbindungen in den Feuerraum o- der die heißen Abgase vor Erreichen der korrosionsgefährdeten Heizflächen eingebracht werden.
Auch in der WO 06/134227 Al wird wie in der WO 06/124772 A2 zur Korrosionsminderung an Dampfkesseln eine Zugabe von Fe (SO4) 3 oder Al2 (SO4) 3 bzw. SO2, SO3, H2SO4, Schwefel oder Schwefelsalze vorgeschlagen.
Grundsätzlich erfolgt die Co-Verbrennung von Schwefel, Schwefel- Verbindungen oder schwefelhaltigen Brennstoffen (z.B. kommunaler Klärschlamm, Altreifenabfälle oder schwefelhaltige Kohle) oder Zudo- sierung von SO2/SO3, H2SO4 oder anderen schwefelhaltigen Verbindungen z.B. (NH4)2SO4 ins Abgas vor Eintritt in den Dampfkessel. Ferner offenbart die DE 103 38 752 B9 einen prozessintegrierten SO2- Kreislauf im Rahmen einer Müllverbrennung, der keine externe Zudosie- rung von Schwefel oder Schwefelverbindungen erfordert.
Alle Verfahren beruhen darauf, dass mit steigender SO2 und/oder SO3 Konzentration im Rauchgas die Sulfatierung und damit die Minderung des Chloridgehaltes der Flug- und Kesselascheablagerungen erreicht wird. Nachteilig ist generell, dass bei bestehenden Verbrennungsanlagen relativ hohe SO2- und/oder SO3 Konzentrationen im Abgas im Verhältnis zu HCl und zu den zu sulfatierenden Verbindungen wie Alkali-, Erdalkali- und Metallverbindungen erforderlich sind.
Ferner beschreibt EP 0 193 205 Bl eine zirkulierende Wirbelschicht- Verbrennung in der schwefelhaltige Brennstoffe unter Zugabe von alkalischen Sorbentien (CaO) ins Wirbelbett zur Abscheidung von Schwefel- Verbindungen verbrannt werden. Die Aufenthaltszeit der Verbrennungs- gases in der Primärverbrennungszone beträgt 1 - 3 s (650 - 1095 0C) und in der Abgasausbrandzone 0,2 - 2 s. Eine spezielle Sulfid/Sulfat- Feststoffoxidationszone ist als Dichtphasen-Wirbelschicht in der Feststoffrücklaufleitung des Zyklons zum Wirbelbett angeordnet. Durch Zufuhr von Luft wird in dieser Oxidations-Wirbelschicht das in den abgeschiedenen Feststoffen enthaltene Alkalisulfid bei Abgastemperaturen im Bereich von 590 - 985 0C und Feststoffverweilzeiten von 1 - 30 s zum Sulfat oxidiert .
Ferner wird in der WO 1982/04036 ein Verfahren zur Rückgewinnung von Fluor aus dem Kohlenmaterial von den Auskleidungen und / oder Kathoden von Reduktionszellen offenbart, bei welchem das Fluor als gasförmiger Fluorwasserstoff durch Aufheizen des Kohlematerials in Gegenwart von Sauerstoff, Wasser und Schwefeldioxid freigesetzt wird. Die Reaktionszeit beträgt ca. eine Stunde.
Zudem wird in der WO 1989/05340 eine kohlenstoffhaltige BrennstoffZusammensetzung beschrieben. Bei der Verbrennung unter Zugabe von Ca- und Mg-Verbindungen sowie eines Oxidationskatalysators werden verminderte Emissionen von Schwefeloxiden und Stickstoffoxiden erreicht. Davon ausgehend liegt die Aufgabe der Erfindung darin, ein Verfahren oder eine Vorrichtung für eine praktisch vollständige Flugstrom- Sulfatierung von sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffen zu entwickeln und dadurch Minimierung der Bildung von chloridhaltiger Aschablagerungen bei reduziertem Einsatz von Schwefeloxiden zu ermöglichen.
Die Aufgabe wird durch ein Verfahren mit den Merkmalen des ersten Patentanspruchs sowie einer Vorrichtung mit den Merkmalen von Anspruch vierzehn gelöst . Unteransprüche geben vorteilhafte Ausgestaltungen der Erfindung wieder.
Die Aufgabe wird durch ein Verfahren zur Flugstrom-Sulfatierung von Rauchgasinhaltsstoffen eines sauerstoffhaltigen Rauchgases in Verbrennungsanlagen mit mindestens einem Brennraum gelöst.
Wesentlich ist, dass das Rauchgas und die darin enthaltenen Rauchgasinhaltstoffe nach Durchlaufen der Abgasausbrandzone, vorzugsweise nach einer Sekundärgaszugäbe und vor einer Weiterleitung zu einer korrosionssensiblen metallischen Wärmetauschfläche eines Wärmetauschers z.B. eines Kessels in eine Reaktionszone in einer Reaktionskammer geleitet werden, in dem diese über einen Zeitraum zwischen 4 und 20 Sekunden auf einer Reaktionstemperatur in einem Temperaturfenster zwischen 700 und 9000C, bevorzugt zwischen 750 und 8800C gehalten werden, worin der Temperaturbereich zwischen 800 und 8800C bevorzugt einen Anteil zwischen 2 und 10 Sekunden einnimmt. Im Rahmen der genannten Zeit- und Temperaturfenster erfolgt eine effiziente Ü- berführung der überwiegend gasförmigen sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe zusammen mit dem im Abgas vorhandenen SO2 / SO3 zu festen Sulfaten, und zwar in vorteilhafter Weise kontinuierlich während des Durchströmens durch die Reaktionskammer. Insbesondere Metall- und/oder Erdalkali- und/oder Alkalichloride, -karbonate, -oxide und / oder -hydroxide werden so in im Vergleich zu Chloriden deutlich korrosionsärmere Sulfate überführt. Der Chloridgehalt in den im Rauchgas gebildeten Feststoffpartikeln und den Feststoffablagerungen auf der Kesseloberfläche sinken durch die Sulfatierung signifikant wodurch die Bildung von Cl2 und dadurch die vorgenannte Korrosionswirkung sowie die PCDD/F-Bildung ebenfalls erheblich sinkt.
Dabei erfolgt zunächst eine Überführung der sulfatierbaren Rauchgas- inhaltstoffe wie Chloride, Karbonate, Oxide und/oder Hydroxide in Sulfate. Um eine vollständige Sulfatierung der im Rauchgas enthaltenen sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe zu ermöglichen muss die SO2 und/oder SO3-Konzentration im Brenn- oder Rauchgas mindesten im stö- chiometrischen Verhältnis zu der Summe der Konzentrationen aller im Rauchgas enthaltenen sulfatierbaren Verbindungen wie Metall-, Erdalkali- und Alkaliverbindungen, insbesondere von Ca, Na, K und Metallen wie z.B. Pb, Zn, Cu stehen.
Eine Sulfatierung von Metallchloriden wie z.B. CuCl2, ZnCl2 oder PbCl2 benötigt dabei im Vergleich zu einer Sulfatierung von CaO, NaCl und KCl meist deutlich geringere Mengen an Schwefeldioxid. Dieser Sachverhalt begründet sich mit den meist deutlich unterschiedlichen absoluten Konzentrationen dieser einzelnen Verbindungen im Rauchgas (hängt von der BrennstoffZusammensetzung und den Verbrennungsbedingungen beim Feststoffabbrand ab) . Ferner beeinflussen nicht nur die SO2 und/oder SO3- Konzentration, sondern auch Temperatur und Abkühlgeschwindigkeit des heißen Rauchgases erheblich die Sulfa- tierungseffizienz .
Die SO2/SO3 Konzentration im Rauchgas hängt stark vom Schwefelgehalt und der Bindungsform des Schwefels im Brennstoff ab. Bei schwefelarmen Brennstoffen wie z.B. naturbelassenes Holz wird bevorzugt durch geregelte Zugabe von schwefelhaltigen Verbindungen ins Rauchgas vor der Reaktionskammer und/oder durch Mitverbrennung von schwefelhaltigen Brennstoffen die bei der Verbrennung SO2 und/oder SO3 freisetzen so eingestellt, dass eine vollständige Umsetzung der sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe sichergestellt ist. Bevorzugt wird die SO2 Konzentration im Rauchgas nach dem Kessel gemessen und durch die vorgenannten Maßnahmen so eingestellt, dass die gemessene SO2- Konzentration zwischen 50 bis 2000 mg/Nm3 bevorzugt im Bereich 100 bis 1000 mg/Nm3 beträgt. Dies beinhaltet auch eine Rezyklierung von SO2/SO3 bzw. Schwefelverbindungen (die bei thermischer Zersetzung SO2 und/oder SO3 freisetzen) ins Rauchgas vor der Sulfatierungszone aus den der Reaktionskammer nachfolgenden Rauchgasreinigungsstufen, wobei ein vorteilhafter prozessintegrierter Kreislauf von SO2/SO3 entsteht und damit eine Zugabe und eine Entsorgung von Schwefelverbindungen in ökonomisch und ökologisch vorteilhafter Weise signifikant reduziert wird.
Im Rahmen der Erfindung ist das Verfahren so gestaltet, dass der Rauchgasstrom bei der Sulfatierung der Rauchgasinhaltsstoffe und dadurch Minimierung der Chloridkonzentration in der Flugasche einen vorgegebenen Temperaturbereich sowie einen Verweilzeitbereich, die sich an optimale Prozessparameter der vorgenannten Sulfatierung orientiert, nicht über- oder unterschreitet. Auf diese Weise wird der Schwefeldioxidanteil im Abgas vorteilhaft möglichst vollständig zur in diesem Prozessparameterbereich bevorzugt ablaufenden Sulfatierung nutzbar. Infolge dieser Einhaltung bevorzugter Prozessparameter in einer Reaktionskammer ist ein erheblicher Überschuss an Schwefeldioxid nicht mehr erforderlich.
Vorzugsweise wird die Reaktionskammer durch einen Kanal oder ein Kanalsystem gebildet. Die Länge der Kanäle berechnet sich aus dem Produkt aus Strömungsgeschwindigkeit des Rauchgases und der vorgesehenen Verweilzeit in der Reaktionszone.
Um die Reaktionskammer im optimalen Sulfatierungstemperaturbereich möglichst isotherm zu betreiben, muss die Abkühlung des Rauchgases durch Wärmeabfuhr in der Reaktionskammer an die Umgebung oder einen in die Konstruktion der Wandung der Reaktionskammer (Kanalwand) integrierten Wärmetauscher minimiert werden. Die abfließende Wärmemenge Q berechnet sich zu
Q = k • A • ΔT (10)
(k = Wärmedurchgangskoeffizient, A = Wärmeübertragungsfläche, ΔT = Temperaturdifferenz zwischen Innenwandung (Wandungsoberfläche mit Kontakt zum Rauchgas) und Außenwandung (Wandungsoberfläche mit Kontakt zur Umgebung oder zu einem Wärmetauscher) einer isolierend wir- kenden Ausmauerung der Reaktionskammer. Dies kann durch eine dicke mit einer gut isolierend wirkenden Ausmauerung aufgebaute Reaktionskammer mit geringem Wärmedurchgangskoeffizienten und / oder geringe Wärmetauschfläche (kleines Länge zu Durchmesserverhältnis des Kanals) realisiert werden. Poröse Feuerfestmaterialien wie z.B. Korund- und/oder SIC-haltigen Stampfmassen mit relativ geringen Wärmedurchgangskoeffizienten ohne oder vorzugsweise mit Hinterlüftung sind besonders vorteilhaft.
Die Temperatur in der Reaktionszone muss einer Reaktionstemperatur in den vorgenannten Temperaturintervallen entsprechen. Die Sicherstellung der erforderlichen Reaktionstemperatur erfolgt dadurch, dass die Reaktionskammer und/oder die Wände des Kanals oder des Kanalsystems mit einer Isolierung wie eine isolierend wirkende Ausmauerung mit Feuerfestmaterial ausgestaltet sind. Optional weist die Reaktionskammer oder Teilbereiche derselben zusätzlich eine elektrische oder py- rotechnische Zusatzbeheizung zur Einhaltung des erforderlichen Temperaturintervalls oder einer bevorzugten bestimmten Temperatur auf.
Die Eintrittstemperatur des Rauchgases in die Reaktionskammer kann durch die spezifische Verbrennungsluftmenge (Verhältnis von Verbrennungsluft zu Brennstoff = Luftzahl) , durch Rauchgasrückführung von kaltem Rauchgas nach dem Kessel zurück in die Feuerung oder durch Wasserzugabe (Verdampfungskühlung) ins Abgas vor der Reaktionskammer geregelt werden.
Für eine vollständige Überführung der sulfatierbaren Rauchgasin- haltsstoffe insbesondere der flüchtigen Alkalichloride, -hydroxide und Metallchloride zu festen Sulfaten und dadurch Minimierung der Chloridkonzentration in der Flugasche ist zudem eine gute Durchmischung des SO2 und/oder SO3 , im sauerstoffhaltigen Rauchgas und den zu sulfatierenden Rauchgasinhaltsstoffen erforderlich.
Das Verfahren umfasst ferner vorzugsweise ein Abscheiden der festen sulfathaltigen Flugasche aus den Rauchgasen mittels eines Staubabscheiders, der vorzugsweise im direkten Anschluss an die Reaktionskammer oder nach dem Kessel angeordnet ist. Zum Einsatz kommen vor- zugsweise elektrostatische Abscheider, Heißgaszyklone oder filtrierende Abscheider (metallische oder keramische Faseroder Membranfilter oder Kornkeramikfilter und Schüttschichtfilter) sowie Kombinationen dieser Verfahren.
Vorzugsweise wird das Rauchgas nach der Reaktionskammer, nachdem die bei den hohen Temperaturen im gasförmigen Zustand vorliegenden Alkalihydroxide, Alkali- und Metallchloride in feste Sulfatpartikel überführt wurden, durch einen Heißgasfilter geleitet, wobei die festen Rauchgasinhaltsstoffe, insbesondere die festen Sulfatpartikel zusammen mit den restlichen Flugaschepartikel aus dem heißen Rauchgas abgeschieden und ausgeschleust werden. Dies erfolgt vorzugsweise vor der Zuleitung des Rauchgases zu einem Wärmetauscher oder Dampferzeuger, der üblicherweise metallische, mit dem Rauchgas direkt in Kontakt stehende metallische Wärmeübertragungsflächen aufweist. Eine Belagsbildung durch Kondensation und/oder Resublimation von flüchtigen Rauchgasinhaltsstoffen auf der kälteren Wärmeaustauschfläche durch Unterschreiten der individuellen Sättigungskonzentration von einzelnen flüchtigen Rauchgasinhaltsstoffen sowie durch Ablagerung von festen Partikels insbesondere auf diesen Wärmeübertragungsflächen wird durch die Filterung praktisch vollständig vermieden, ebenso eine Dioxinbildung sowie eine chlorinduzierte Kesselkorrosion am metallischen Wärmetauscher. Ein weiterer Vorteil der vermiedenen oder deutlich reduzierten Belagsbildung liegt in der damit verbundenen grundsätzlich effizienteren Wärmeübertragung im Wärmetauscher bzw. Dampferzeuger .
Bevorzugt erfolgt die Abscheidung der festen sulfatierten Rauchgasinhaltsstoffe im Heißgasfilter im Temperaturbereich zwischen 500 und 8000C, besonders bevorzugt im Bereich von 600 bis 7000C.
Vorzugsweise erfolgt eine Abscheidung der sulfatierten Aschepartikel aus dem Rauchgas nach einer Verweilzeit in der Reaktionskammer durch Heißgasfiltration. In diesem Fall ist ein Heißgasfilter der Reaktionskammer nachgeschaltet oder am Ende der Reaktionskammer integriert . In einer weiteren bevorzugten Ausführungsform wird der Heißgasfilter in dem Wärmetauscher oder Dampferzeuger integriert. Ebenso ist ein Wärmetauscher mit integriertem Heißgasfilter vorstellbar.
Die abgeschiedenen und ausgeschleusten sulfatierten Aschepartikel können in einer weiteren Verfahrensstufe auf eine Temperatur, bei der sich die Sulfate der sulfatierten Flugasche zersetzen und SO2 und/oder SO3 freisetzen aufgeheizt werden. Das gebildete SO2 und/oder SO3 wird bevorzugt in das Rauchgas vor der Reaktionskammer in den Verbrennungsprozess wieder eingeleitet, z.B. in die Abgasausbrandzone, und steht erneut für eine Sulfatierung der zu sulfatierenden Rauchgasinhaltsstoffe zur Verfügung. Bei der thermischen Behandlung der sulfatierten Rauchgasinhaltsstoffe wie Aschen aus Müllverbrennungsanlagen, die relativ hohe Konzentrationen an SiO2 und/oder Al2O3 enthalten, wird gemäß nachfolgenden Reaktionsgleichungen überwiegend eine Mischung aus (Schwer-) Metallverbindungen, Alkali-, Erdalkalisilikaten und/oder -Alkali-, Erdalkalialuminiumsilikaten erzeugt:
K2SO4 + SiO2 -» K2O-SiO2 + SO2 + ^ O2 (11)
K2SO4 + Al2O3-SiO2 -> K2O-Al2O3-SiO2 + SO2 + H O2 (12)
Na2SO4 + SiO2 -> Na2O-SiO2 + SO2 + % O2 (13)
Na2SO4 + Al2O3-SiO2 -> Na2O-Al2O3-SiO2 + SO2 + M O2 (14)
Die thermische Behandlung der ausgeschleusten sulfatierten Asche erfolgt oberhalb der Sulfatzersetzungstemperatur der sulfatierten Flugasche, bevorzugt zwischen 900 und 13000C und weiter bevorzugt zwischen 900 und 11000C. Die Effizienz der thermische Zersetzung unter SO2 und/oder SO3 Freisetzung von Si- und Al-armen Aschen kann durch Einmischung von inerten Partikeln insbesondere SiO2 und/oder Al2O3 verbessert und die Sulfatzersetzungstemperatur der sulfathaltigen Flugasche erniedrigt werden. Die Erfindung wird im Folgenden anhand von Ausführungsbeispielen und den nachfolgenden Figuren näher erläutert. Es zeigen
Fig.l die Prozessströme des Verfahrens in einer schematisch dargestellten Vorrichtung mit einer Zugabe von Schwefeldioxid gemäß des Stands der Technik,
Fig.2 die Prozessströme gemäß Fig.l, jedoch mit einer im Verdampferbereich integrierte Sulfatierungsstufe,
Fig.3a und b die Prozessströme gemäß Fig.2, jedoch zusätzlich mit einer Hochtemperaturentstaubung (a und b) sowie einer zusätzlichen Re- zyklierung von SO2/SO3 (b) ,
Fig.4 die Prozessströme gemäß Fig.2, jedoch zusätzlich mit einer Entstaubung nach einer Wärmenutzung und einer zusätzlichen Rezyklierung von SO2/SO3,
Fig.5 das molare Verhältnis von Chlor zu Schwefel in der Flugasche in Abhängigkeit von der Verbrennungstemperatur nach Abgasausbrandzone und der SO2 Konzentration nach Kessel,
Fig.6 das molare Verhältnis von Chlor zu Schwefel in der Flugasche in Abhängigkeit von der Rauchgasabkühlgeschwindigkeit im Temperaturbereich 900 -> 7000C und der SO2 Konzentration nach Kessel,
Fig.7 den Verbrauch an Schwefeldioxid bei der Sulfatierung (SuI- fatierungseffizienz) von Flugasche in Abhängigkeit der Reaktionstemperatur
Fig.8 den für eine Sulfatierung von sulfatierbaren Rauchgasinhalts- stoffen einer Müllverbrennung erforderliche S02-Konzentration im Rauchgas nach Kessel über der Rauchgasverweilzeit im Temperaturintervall zwischen 700 und 9000C in Sekunden sowie Fig.9 die prinzipiellen Temperaturverläufe eines Rauchgases Rauchgas- abkühlkurven während der Umsetzung der sulfatierbaren Rauchgasin- haltsstoffe in der Reaktionszone.
Fig.l gibt schematisch ein herkömmliches Verfahren mit einem zweistufige Verbrennungsprozess 7 mit einer Festbettausbrandzone 1 mit Festbrennstoffzufuhr 2, Primärluftzufuhr 3 und Schlackeabfuhr 4 sowie einen Abgasausbrandzone 5 mit Sekundärluftzufuhr 6 wieder. Nach dem Abgasausbrand erfolgt die Zugabe von Schwefeldioxid oder schwefelhaltigen Verbindungen 8 in das Abgas 9 sowie eine Weiterleitung zur Erhitzung eines Dampfkessels 10, in dem eine Wärmeübertragung an einen Verdampfer 11, einen Überhitzer 12 und einen Vorwärmer 13 (Economi- zer) vorzugsweise in der genannten Reihenfolge erfolgt. Verdampfer 11 und Überhitzer 12 können auch in umgekehrter Reihenfolge angeordnet sein. Das im Dampfkessel zu erwärmende Wasser wird von der Wassereinspeisung 14 in den Vorwärmer 13 von diesem in den Verdampfer 11, von diesem als Sattdampfström 15 in den Überhitzer 12 durchgeleitet und als überhitzter Dampfström 16 z.B. einer Dampfturbine zugeführt werden. Abgasseitig dem Dampfkessel nachgeschaltet erfolgen die Abgas- reinigung in einer Abgasreinigungsanlage 17 und die Emission 18 des Abgases .
Fig.2 gibt ein modifiziertes Verfahrensschema einer bevorzugten Ausführungsform im Bereich des Dampfkessels 10 im Zusammenhang gemäß Fig.l wieder. Der Dampfkessel weist dabei zwei Verdampferstufen 20 und 21 auf, die vom Rauchgasstrom 19 (Abgasstrom) seriell durchströmt werden. Die erste Verdampferstufe 20 dient lediglich der Absenkung der Temperatur zu einer Reaktionstemperatur in vorgenannten Temperaturintervallen und ist dabei so ausgelegt, dass die Wärmeabfuhr den Abgasstrom auf eine Temperatur von etwa 9000C, vorzugsweise auf 8800C temperiert. Bevor dieser jedoch in der zweiten Verdampferstufe 21 eingeleitet wird, erfolgt ein Durchlauf des Rauchgases durch eine Sulfatierungszone 22, vorzugsweise einer Reaktionskammer der vorgenannten Art, in die das Abgas mit einer Temperatur von etwa 9000C eintritt und nach einer Verweilzeit von 4 bis 20 Sekunden mit einer Temperatur von etwa 7000C austritt. Die Kammer ist vorzugsweise ther- misch so ausgelegt, dass das Abgas in der Kammer im Temperaturbereich 880 bis 8000C zwischen 2 und 10 s verweilt. Dabei findet die vorgenannte Sulfatierung der sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe im Abgasstrom statt wobei insbesondere die flüchtigen Alkalihydroxide, sowie die Alkali- und Metallchloride in feste Sulfate überführt werden. Da der Sulfatierungszone keine optionale Heißgasfiltration und bevorzugt auch nur eine geringe Wärmeabfuhr folgt (vgl. z.B. Fig.3), tritt das mit festen sulfathaltigen Aschepartikeln beladene Rauchgas (Abgas) mit vorgenannter Austrittstemperatur in der zweiten Verdampferstufe 21 ein, um dann, wie anhand von Fig.l erläutert, den Überhitzer, Vorwärmer und die Abgasreinigung zu durchlaufen. Die Reaktionskammer kann vorzugsweise bei guter thermischer Isolation zwischen Rauchgas und Wärmetauschfläche des Verdampfers in einer gemeinsamen Verdampferstufe (Verdampferstufen 20 und 21 als eine Stufe ausgeführt) integriert angeordnet sein.
Die in Fig.3a dargestellte Verfahrensvariante unterscheidet sich von der in Fig.2 wiedergegebenen durch eine Staubabscheidung durch einen Staubabscheider 23 für die vorgenannten sulfatierten Aschepartikel 24 zwischen der Sulfatierungszone 22 und zweiten Verdampferstufe 21. Durch einen separaten im Idealfall isothermen Staubabscheider 23 geht dem Rauchgasstrom 19 (Abgasstrom) keine nutzbare Wärme für die nachfolgenden Wärmeübertragungen, d.h. im zweiten Verdampfer, dem Überhitzer und dem Vorwärmer verloren. Die Reaktionskammer 22 und das Heisgasfilter 23 können vorzugsweise bei guter thermischer Isolation zwischen Rauchgas und Wärmetauschfläche des Verdampfers in einer gemeinsamen Verdampferstufe (Verdampferstufen 20 und 21 als eine Stufe ausgeführt) integriert angeordnet sein.
Die in Fig.3a dargestellte Verfahrensvariante ist im Rahmen einer weiteren Ausführungsform durch eine SO2/SO3-Rezyklierung 28 ergänzbar (vgl. Fig.3b), wobei die Sulfat-Aschepartikel 24 aus dem Heißgasfilter (Staubabscheider 23) zunächst vorzugsweise mit Al2O3 und/oder SiO2 einer thermischen Zersetzung 29 zugeführt werden, bei der bei Temperaturen über 9000C bevorzugt oberhalb von 95O0C und weiter bevorzugt zwischen 950 und 11000C bevorzugt bis 13000C unter Freisetzung von SO2 und/oder SO3 und Sauerstoff entsprechend der vorgenannten Gleichungen (11) bis (14) eine Mischung aus (Schwer-) Metallverbindungen, Alkali-, Erdalkalisilikaten und/oder Alkali-, Erdalkalialuminium- silikaten generiert wird (Silikatabfluss 30) .
Die anhand der Fig.3b genannten Verfahrensschritte und die hierfür erforderlichen Leitungen, Fördermittel und Reaktionsgefäße für eine SO2/SO3-Rezyklierung 28, eine thermische Zersetzung 29 sowie eines Silikatabflusses 30 lassen sich auch in das Verfahrensschema gemäß Fig.2 integrieren. Hierzu ist jedoch ein Staubabscheider 23 z.B. im Rahmen der Abgasreinigung 17 erforderlich (vgl. Fig.4). Die hier abgeschiedenen sulfatierten Aschepartikel werden in vorgenannter Weise der thermischen Zersetzung 29 zugeführt, und die erzeugten Reaktionsprodukte als SO2/SO3-Rezyklierung 28, sowie der Silikatabfluss 30 wie vorgenannt weitergeleitet.
In den vorgenannten Verfahrensvarianten ist eine zusätzliche Einleitung von schwefelhaltigen Verbindungen 8 nicht mehr zwingend erforderlich, wenn der Gehalt an Schwefeloxiden im Rauchgas (Abgas) sowie die Reaktionszeit für eine vorgegebene erforderliche Sufatierung genügt, (vgl. Fig.8) . In den Verfahrensvarianten gemäß Fig.3b und 4 ist eine zusätzliche Einleitung von schwefelhaltigen Verbindungen 8 nicht mehr zwingend erforderlich, wenn der Schwefelgehalt im Rauchgas (Abgas) und durch die SO2/SO3-Rezyklierung 28 sowie die Reaktionszeit für eine vorgegebene erforderliche Sufatierung ausreicht.
Fig.5 gibt das molare Verhältnis von Chlor zu Schwefel (Cl/S) 31 in der Flugasche in Abhängigkeit von der Verbrennungstemperatur nach Abgasausbrandzone (T [0C] ) 32 und der SO2 Konzentration im Abgas in mg/Nm3 nach Kessel 33 in einer sauerstoffhaltigen Rauchgasatmosphäre an. Die Messdaten, ermittelt im Rahmen verschiedener Verbrennungsexperimente, spannen ein Kennfeld 25 auf, anhand dessen eine Vorwahl der erforderlichen Verbrennungstemperatur und SO2 Konzentration zur Erzielung einer quantitativ vorgegebenen Reduzierung des Chloranteils möglich ist. Fig.6 zeigt die Abhängigkeit des molaren Verhältnisses von Chlor zu Schwefel (Cl/S) 31 in der Flugasche von der Abkühlgeschwindigkeit in [°C/s] 34 des Rauchgases im Temperaturbereich von 9000C bis 7000C und der SO2 Konzentration im Abgas in mg/Nm3 nach Kessel 33. Grundsätzlich führt eine langsame Abkühlung des Rauchgases in einer sauer- stoff- und SO2-haltigen Atmosphäre zu einer deutlich erkennbaren Reduzierung des molaren Chlor zu Schwefel Verhältnisses in der Flugasche insbesondere auch bei geringen S02-Konzentrationen. Ein hoher SO2-Überschuss wie im Stand der Technik eingesetzt ist also bei langsamer Rauchgasabkühlung im vorgenannten Temperaturbereich nicht erforderlich. Im Rahmen dieser Erfindung dient ein Verweilen des Rauchgases in der Reaktionskammer über eine bestimmte Verweilzeit der Einstellung einer vorteilhaften möglichst langsamen Abkühlung im genannten Temperaturbereich und damit der Chloridreduzierung durch Sulfatbildung.
Die Messdaten verdeutlichen zudem, dass sowohl bei der reinen Haus- müllverbrennung (ohne SO2-Anreicherung) als auch bei Mitverbrennung von Schwefel (Zugabe zum Brennstoff) bzw. Zudosierung von Ammoniumsulfat oder SO2 ins heiße Rauchgas der Abgasausbrandzone generell nur die im Hochtemperaturbereich nach der Abgasausbrandzone vorhandene SO2- Konzentration für die Sulfatierung von Bedeutung ist. Eine niedrige Abkühlgeschwindigkeit in °C/s 34, d.h. eine lange Verweilzeit in der Reaktionskammer (im Hochtemperaturbereich vgl. Fig.8, Verweilzeit 38) führt zu einer effizienten Sulfatierung der Flugasche bei relativ niedrigen SO2 Konzentrationen.
Fig.7 zeigt ferner den im Rahmen von Laborversuchen ermittelten Verbrauch an Schwefeldioxid (Verhältnis C/Co) 35 bei der Sulfatierung von Flugasche in Abhängigkeit der Reaktionstemperatur in 0C 36. Die Reaktionszeiten lagen bei jeweils etwa 6 Sekunden. Hierzu wurden zwei Müllverbrennungsascheproben (Kurven 26 und 27, Gewebefilterasche) in eine Reaktionskammer eingebracht und mit einer Gasmischung aus (N2, O2, H2O, SO2) beaufschlagt (konstanter Gasfluss) . Das Verhältnis der Messungen der SO2-Konzentration im Gasgemisch vor (C0) und nach (C) dem Verlassen der Reaktionskammer ist ein Effizienzmaßstab für die Sulfatierungsreaktion. Bei C/Co Verhältnissen kleiner 1 findet eine Suifatierungsreaktion statt. Je kleiner das Verhältnis C/Co (=SO2- Verbrauch) desto effizienter verläuft die Sulfatierungsreaktion. Anhand der Kurvenverläufe 26 bzw. 27 kann der optimale Temperaturbereich für die Sulfatierungsreaktion (C/Co) ermittelt werden. Das Minimum der Kurvenverläufe deutet auf einen maximalen SO2-Verbrauch und damit auf die für eine Flugaschensulfatierung optimalen Reaktionstemperaturbereich hin. Der optimale Reaktionstemperaturbereich liegt zwischen 700 und 9000C, bevorzugt aber in den vorgenannten Temperaturintervallen 800-8800C. Eine Temperaturerhöhung der Filterasche über den Bereich von 900 bis 92O0C führt dagegen zu einer bei der Sulfatierungsreaktion unerwünschten thermischen Zersetzung der sulfathaltigen Asche (C/CO>1) unter Freisetzung von SO2.
Unter Berücksichtigung der Messdaten aus Fig.5 und 6, die eine steigende Sulfatierung bei geringer Abkühlgeschwindigkeit zeigen (dT <70°C/s) , ergibt sich unter der Annahme einer Verweilzeit der heißen Rauchgase in der Reaktionskammer von über 4 Sekunden ein bevorzugtes Temperaturintervall zwischen 700 und 9000C, weiter bevorzugt zwischen 800-8800C für einen besonders günstigen Bereich für eine effiziente Sulfatierung von Flugasche. Die erforderliche SO2 Konzentration für die Umwandlung lässt sich durch weitere Verlängerungen der Verweilzeiten reduzieren. Sofern die durch den brennstoffeigenen Schwefelgehalt generierte SO2/SO3 Konzentration im Rauchgas in der Stoffbilanz für eine vollständige Sulfatierung ausreicht, ist das Verfahren besonders wirtschaftlich. Eine zusätzliche Einleitung von Schwefel, Schwefelverbindungen oder Schwefeldioxid in den Verbren- nungs- und Abreinigungsprozess ist in diesem Fall nicht erforderlich.
Durch eine bevorzugt vollständige Sulfatierung der Flugaschen bereits bei hohen Temperaturen werden leichtflüchtige Komponenten wie Alkali- und Metallchloride (oberhalb von ca. 7000C) bereits vor Kesseleintritt in feste Sulfate umgewandelt und somit als Feststoff abscheidbar. Die gebildeten Sulfate weisen gegenüber Alkali- und Me- tallchloride einen um mehrere Größenordnungen niedrigeren Dampfdruck auf und kondensieren bzw. re-sublimieren im Hochtemperaturbereich direkt zu festen Aerosolen, wobei sie eine Korrosion einer Wärmeüber- tragungsfläche ungleich weniger fördern als flüchtige, bei Rauchgas- abkühlung kondensierbare bzw. resublimierbare Chloride.
Abgelagerte Flugaschen auf den nachfolgenden Kesseloberflächen sind daher im Idealfall chloridfrei. Dadurch wird auch eine Cl2-Bildung aus den Ascheablagerungen vermieden. Eine Bildung von Dioxinen wie PCDD/F sowie eine Kesselkorrosion findet unter diesen Bedingungen praktisch nicht statt.
Bei vollständiger Sulfatierung der anorganischen Cl-Verbindungen im Hochtemperaturbereich, d.h. unter Abwesenheit von flüchtigen Alkali- und Metallverbindungen (außer Hg) , besteht zudem die Möglichkeit, die Sulfat-Aschepartikel mittels einer Hochtemperaturfiltrationsstufe bei bevorzugt 600 bis 7000C bereits vor dem Überhitzer 12 abzuscheiden (vgl. Fig.3a und b) . Eine derartige Ausführungsform hat den Vorteil, dass die Ablagerung von Aschen auf den nachfolgenden Wärmetauschflächen praktisch vollständig vermieden werden kann. Auch dadurch wird die Bildung von Dioxinen wie PCDD/F im Kesselbereich praktisch vollständig vermieden.
Auf eine Staubabscheidung in einer dem Kessel nachgeschalteten Abgas- reinigung kann bei effizienter Heißgasfiltration dann verzichtet werden. Die Wärmeübertragung vom Rauchgas auf den Dampfkreislauf , insbesondere auf den Sattdampfström 15 ist bei dieser Option optimal (kein Fouling) . Die Abgastemperaturen am Wärmetauscheraustritt sind dabei unter Beachtung des Säuretaupunktes (Werkstoffauswahl des Economizers am kalten Kesselende) weiter absenkbar, was zudem eine vorteilhafte Steigerung der energetischen Nutzung durch Verringerung der Abgasver- luste bewirkt. Auf Maßnahmen zur periodischen Kesselreinigung im Bereich nach dem Heißgasfilter kann weitgehend verzichtet, die Kessel- Prüfungsintervalle entsprechend vergrößert werden. Die Kesselkorrosionsraten sind entsprechend niedrig und die Dampfparameter (T und p) sind signifikant steigerbar, wodurch insgesamt vorteilhaft ein deutlich verbesserter Wirkungsgrad bei der elektrischen Energieerzeugung mittels Dampfkraftprozess ermöglicht wird. Fig.8 zeigt den für eine Sufatierung von sulfatierbaren Rauchgas- inhaltsstoffen einer MüllVerbrennung erforderliche S02-Konzentration im Rauchgas nach Kessel in mg/Nm3 33 über die Verweilzeit im Temperaturintervall zwischen 700 und 9000C in Sekunden 38. Angegeben sind die Ergebnisse für unterschiedliche Sulfatierungsgrade (ausgedrückt als molares Cl/S - Verhältnis der Flugasche) , wobei ein molares Cl/S- Verhältnis von 0,01 eine praktisch vollständige Umsetzung und ein Verhältnis von 1,0 eine hälftige Umsetzung anzeigt. Die erforderliche SO2 Konzentration wurde im Rauchgas nach Durchlauf durch den Kessel ermittelt. Das Ergebnis zeigt, dass mit einer zunehmenden Verweilzeit des Abgases im Temperaturbereich 700-9000C die erforderliche SO2 Konzentration nach Kessel für einen gewünschten Sulfatierungsgrad (ausgedrückt als molares Cl/S-Verhältnis) absenkbar ist.
Fig.9 zeigt beispielhaft die zeitlichen Temperaturverläufe eines Rauchgases (Rauchgasabkühlkurven 39, Temperatur T in 0C 40 über Zeit t in Sekunden 41) während der Umsetzung der sulfatierbaren Rauchgas- inhaltsstoffe in der Reaktionszone. Das obere Diagramm gibt im Temperaturintervall zwischen 700 und 9000C (Verbindungsgerade zwischen Punkte a und b) eine für die Sulfatierungsreaktion günstige Abkühlungsrate beim Durchlauf durch eine Reaktionskämmer im Vergleich zu einer üblichen Abkühlkurve entsprechend dem Stand der Technik ohne Reaktionskammer (gestrichelte Kurven 37, Abkühlrate ca. 60-70°/s) wieder, während im unteren Diagramm im optimalen Temperaturbereich zwischen 800 und 8800C, d.h. zwischen den Punkten c und d) eine verminderte Abkühlung in der Reaktionskämmer wiedergegeben ist. In beiden Fällen liegt die Abkühlungszeit von 9000C auf 7000C (von Punkt a zu Punkt b) im Bereich zwischen 4 und 20 Sekunden, während die Abkühlungszeit von 88O0C auf 8000C im unteren Diagramm (von Punkt c zu Punkt d) zwischen 2 und 10 Sekunden beträgt. Bezugszeichenliste :
1 Festbettausbrandzone
2 Festbrennstoffzufuhr
3 Primärluftzufuhr
4 Schlackeabfuhr
5 Abgasausbrand
6 Sekundärluftzufuhr
7 zweistufiger Verbrennungsprozess
8 schwefelhaltige Verbindungen
9 Abgas
10 Dampfkessel
11 Verdampfer
12 Überhitzer
13 Vorwärmer
14 Wassereinspeisung
15 Sattdampfström
16 Trockendampfström (überhitzt)
17 Abgasreinigung
18 Emission
19 Rauchgasström
20 Verdampferstufe
21 zweite Verdampferstufe
22 Sulfatierungszone
23 Staubabscheider
24 Sulfat-Aschepartikel
25 Kennfeld
26 obere Messkurve
27 untere Messkurve
28 SO2/SO3 Rezyklierung
29 thermische Zersetzung
30 Silikatabfluss
31 molares Verhältnis von Chlor zu Schwefel (Cl/S) [ ]
32 Verbrennungstemperatur nach Abgasausbrandzone T [0C]
33 SO2 Konzentration nach Kessel [mg/Nm3]
34 Abkühlgeschwindigkeit [°C/s]
35 Verbrauch an Schwefeldioxid [ ] , Verhältnis C/Co Reaktionstemperatur [0C] Temperaturverlauf ohne Reaktionskammer (Stand der Technik) Verweilzeit im Temperaturintervall zwischen 700 und 9000C [s] Rauchgasabkühlkurve Temperatur [ 0 C] Zeit [s]

Claims

Patentansprüche :
1. Verfahren zur Flugstrom-Sulfatierung von sulfatierbaren Rauchgas- inhaltsstoffen eines sauerstoffhaltigen Rauchgases (9, 19) in einer Verbrennungsanlage mit mindestens einem Brennraum (1) und einer Abgasausbrandzone (5) , wobei das sauerstoffhaltige Rauchgas (19) nach Durchlaufen der Abgasausbrandzone (5) durch Absenkung der Temperatur temperiert und durch eine Sulfatierungszone (22) geleitet wird, in der das sauerstoffhaltige Rauchgas (19) über einen Zeitraum zwischen 4 und 20 s einem Temperaturverlauf in einem Temperaturintervall zwischen 700 und 9000C durchläuft, wobei die sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe mit dem im sauerstoffhaltigen Rauchgas (19) vorhandenen SO2 und/oder SO3 beim Durchströmen der Sulfatierungszone (22) zu festen sulfathaltigen Partikeln (24) überführt werden und so eine Halogenidkonzentration in Ascheablagerungen vermindert wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, wobei die sulfatierbaren Rauchgasin- haltsstoffe Metall- und/oder Alkali- und/oder Erdalkalichloride, -bromide, -iodide, -karbonate, -oxide und/oder -hydroxide umfassen.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei das Rauchgas über einen Zeitraum von 2 bis 10 s in der Sulfatierungszone (22) einem Temperaturverlauf in einem Temperaturintervall zwischen 800 und 8800C folgt.
4. Verfahren nach einem der vorgenanten Ansprüche, wobei das Rauchgas nach der Verweilzeit die Sulfatierungszone (22) verlässt und einem Wärmetauscher (11 - 13) oder Dampferzeuger zugeführt wird, in dem das Rauchgas abgekühlt wird.
5. Verfahren nach einem der vorgenanten Ansprüche, wobei das Rauchgas nach der Verweilzeit die Sulfatierungszone (22) verlässt und die festen sulfathaltigen Aschepartikel (24) aus dem Rauchgas ab- geschieden werden.
6. Verfahren nach Anspruch 5, wobei die Abscheidung der festen sulfathaltigen Aschepartikel (24) im Temperaturbereich zwischen 500 und 8000C erfolgt.
7. Verfahren nach Anspruch 5 oder 6, wobei die Abscheidung der festen sulfathaltigen Aschepartikel (24) vor Eintritt in eine Dampfüberhitzerstufe eines Dampferzeugers erfolgt.
8. Verfahren nach einem der Ansprüche 5 bis 7, wobei die Abscheidung der festen sulfathaltigen Aschpartikel (24) nach Durchlaufen eines Wärmetauschers (11-13) oder Dampferzeugers erfolgt.
9. Verfahren nach einem der vorgenanten Ansprüche 5 bis 8, wobei die abgeschiedenen festen sulfathaltigen Aschepartikel (24) in einer thermisch isolierten Behandlungsstufe (29) auf eine Sulfatzersetzungstemperatur zwischen 900 und 13000C aufgeheizt werden, wobei SO2/SO3 freigesetzt wird.
10. Verfahren nach Anspruch 9, wobei die sulfathaltigen Aschepartikel
(24) vor dem Erhitzen mit SiO2- und/oder Al2O3-haltigen partikelförmigen Feststoffen vermischt werden.
11. Verfahren nach Anspruch 9 oder 10, wobei das freigesetzte SO2/SO3 in das Rauchgas vor der Sulfatierungszone (22) eingemischt wird.
12. Verfahren nach einem der vorgenannten Ansprüche, wobei die SO2/SO3 Konzentration im Rauchgas (19) durch eine Zugabe von schwefelhaltigen Verbindungen (8) zum Brennstoff oder durch eine Mit- verbrennung von schwefelhaltigen Brennstoffen oder durch Zugabe von Schwefel oder schwefelhaltigen Verbindungen, wodurch durch thermische Zersetzung SO2 und/oder SO3 gebildet wird, oder durch Zudosierung von SO2 und/oder SO3 und/oder H2SO4 ins Abgas vor der Sulfatierungszone (22) so eingestellt wird, dass eine vollständige Umsetzung der sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe sicherge- stellt ist .
13. Verfahren nach Anspruch 12, wobei die Einstellung der SO2/SO3 Konzentration über eine gemessene SO2-Konzentration nach Durchlauf von Wärmetauschern (11 - 13) auf einen SO2-Wert zwischen 50 bis 2000 mg/Nm3 erfolgt.
14. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens zur Flugstrom-SuI- fatierung von sulfatierbaren Rauchgasinhaltsstoffe eines sauerstoffhaltigen Rauchgases (19) in Verbrennungsanlagen mit mindestens einem Brennraum (1) gemäß einem der vorgenanten Ansprüche, umfassend eine Abgasausbrandzone (5) mit einer dieser nach geschalteten Sulfatierungszone (22) .
15. Vorrichtung nach Anspruch 14, wobei der Sulfatierungszone (22) ein Heißgasfilter (23) nachgeschaltet ist.
16. Vorrichtung nach Anspruch 14 oder 15, wobei der Sulfatierungszone
(22) ein Wärmetauscher (11 -13) nachgeschaltet ist.
17. Vorrichtung nach Anspruch 16, wobei dem Wärmtauscher ein Heißgasfilter (23) nachgeschaltet ist.
18. Vorrichtung nach Anspruch 16, wobei der Wärmetauscher einen integrierten Heißgasfilter umfasst.
19. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 14 bis 18, wobei die Sulfa- tierungszone (22) eine Ausmauerung als thermische Isolierung aufweist .
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