Entwicklung neuer Verfahren zur Erhöhung der Wirtschaftlichkeit bei der Verwendung von Gichtgas und Gichtstäuben sowie anderen Hüttenstäuben [1. Aufl.] 978-3-663-20026-0;978-3-663-20381-0

Table of contents :
Front Matter ....Pages 1-4
Einleitung und Probleme (Otto Wolf)....Pages 5-9
Die Behandlung von Gichtgas (Otto Wolf)....Pages 9-10
Verfahren zur Reinigung von Gichtgas (Otto Wolf)....Pages 11-14
Einsparungsmöglichkeiten bei verändertem Gichtgaseinsatz (Otto Wolf)....Pages 14-18
Aufgabenstellung (Otto Wolf)....Pages 18-19
Versuchsanlage (Otto Wolf)....Pages 19-20
Versuchsdurchführung (Otto Wolf)....Pages 20-24
Versuchsergebnisse (Otto Wolf)....Pages 24-31
Beurteilung der Versuchsergebnisse (Otto Wolf)....Pages 31-33
Die Wirtschaftlichkeit der Verfahren zur Verbrennung von ungereinigtem, teilgereinigtem und ungekühltem Gichtgas und des Einschmelzens von Hüttenwerksstäuben in Schmelzfeuerungen (Otto Wolf)....Pages 33-39
Möglichkeiten einer Wirtschaftlichkeitsberechnung der in Rheinhausen entwickelten Verfahren (Otto Wolf)....Pages 39-40
Wirtschaftlichkeitsvergleich zwischen Sinterverfahren und Einschmelzen in Schmelzkammerfeuerungen (Otto Wolf)....Pages 40-46
Untersuchungen über den Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf die Auslegung und den Wirkungsgrad von Kesselanlagen (Otto Wolf)....Pages 46-61
Fragen der Abgasreinigung (Otto Wolf)....Pages 61-62
Zusammenfassung (Otto Wolf)....Pages 62-66
Unterlagen und Berechnungsgrundlagen, die bei der Firma L. & C. Steinmüller aufbewahrt werden (Otto Wolf)....Pages 66-67
Zusammenstellung der benutzten Literatur (Otto Wolf)....Pages 67-69
Anhang (Otto Wolf)....Pages 69-102
Back Matter ....Pages 103-104

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FORSCHUNGSBERICHTE DES LANDES NORDRHEIN-WESTFALEN

Nr. 2110 Herausgegeben im Auftrage des Ministerpräsidenten Heinz Kühn von Staatssekretär Professor Dr. h. c. Dr. E. h. Leo Brandt

Dr.-lng. Otto Wolf

Entwicklung neuer Verfahren zur Erhöhung der Wirtschaftlichkeit bei der Verwendung von Gichtgas und Gichtstäuben sowie anderen Hüttenstäuben

SPRINGER FACHMEDIEN WIESBADEN GMBH 1970

Verlags-N r. O1211 O

© Springer Fachmedien Wiesbaden 1970 Ursprilnglich erschienen bei Westdeutscher Verlag GmbH, Koln und Opladen 1970 Gesamtherstellung: Westdeutscher Verlag •

ISBN 978-3-663-20026-0 DOI 10.1007/978-3-663-20381-0

ISBN 978-3-663-20381-0 (eBook)

Inhalt

1. Einleitung und Probleme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5

2. Die Behandlung von Gichtgas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

9

3. Verfahren zur Reinigung von Gichtgas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

11

4. Einsparungsmöglichkeiten bei verändertem Gichtgaseinsatz . . . . . . . . . . . . . . .

14

5. Aufgabenstellung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

18

6. Versuchsanlage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

19

7. Versuchsdurchführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

20

8. Versuchsergebnisse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

24

8.1 Untersuchung der eingeführten Stäube und der abgeführten Schlacken und Stäube.......................................................... 25 8.2 Problem der Entstaubung der Verbrennungsgase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

27

8.3 Wärme- und Stoffbilanzen ...... .'. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

28

8.4 Erläuterung der beigefügten Diagramme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

30

8.5 Weitere Versuche und Entwicklungen...............................

31

9. Beurteilung der Versuchsergebnisse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

31

10. Die Wirtschaftlichkeit der V erfahren zur Verbrennung von ungereinigtem, teilgereinigtem oder ungekühltem Gichtgas und des Einschmelzens von Hüttenwerksstäuben in Schmelzfeuerungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33 11. Möglichkeiten einer Wirtschaftlichkeitsberechnung der in Rheinhausen entwickelten V erfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39 12. Wirtschaftlichkeitsvergleich zwischen Sinterverfahren und Einschmelzen in Schmelzkammerfeuerungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40 12.1

Grundlagen für die Wärmebilanzen des Sinter- und des Einschmelzverfahrens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

12.1.1 Sinteranlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

12.1.2 Das Einschmelzverfahren (Synthetisches Erz-SE) . . . . . . . . . . . . . . . . . .

44

12.1.3 Vergleich beider Verfahren......................................

45

12.2

45

Vergleich der Verbrennungsgasmengen beider V erfahren . . . . . . . . . . .

3

13. Untersuchungen über den Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf die Auslegung und den Wirkungsgrad von Kesselanlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 13.1

Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf die Bemessung von Kesselheizflächen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

13.2

Einfluß der Verfahrensänderungen (Verbrennungstemperatur und Strahlungszahl) auf die Kesselwirkungsgrade und die Gesamtheizfläche 51

13.3

Vergleich der neuen mit dem bisherigen Verfahren zur Verfeuerung gereinigter und gekühlter Gichtgase zur Energieerzeugung . . . . . . . . . 58

13.4

Einfluß des Feuchtigkeitsgehaltes der Verbrennungsgase auf Verbrennung und Kesselwirkungsgrad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

13.5

Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf die Verbrennungsvorgänge eines Gemisches von Kohlenstaub und Gichtgas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

13.6

Zusammenfassung der Ergebnisse des Punktes N ................. . Untersuchungen über den Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf Auslegung und Wirkungsgrad von Kesselanlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

14. Fragen der Abgasreinigung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

61

15. Zusammenfassung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

62

16. Unterlagen, die bei der Firma L. & C. Steinmüller, Gummersbach, aufbewahrt werden............................................................. 66 17. Zusammenstellung der benutzten Literatur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

67

18. Anhang mit den Anlagen 1-48.........................................

69

4

1. Einleitung und Probleme

Die Wärme- und Energiewirtschaft der Eisenhüttenwerke sind in den letzten beiden Jahrzehnten grundlegenden Änderungen unterworfen gewesen, die zum großen Teil durch die wesentliche Verminderung der spezifischen Menge und des Heizwertes des Hochofengichtgases bedingt waren. Weitere Änderungen ergeben sich aus den grundlegenden Umstellungen in den Stahl- und Walzwerken dieser Industrie. Die angespannte Rentabilitätslage der Hüttenwerke zwingt dazu, auch unter den neuen Verhältnissen Einsparungsmöglichkeiten auf dem Gebiet der Wärmewirtschaft und der Energieversorgung sowie bei der Gewinnung von Abfallenergie und Abfallstoffen zu überprüfen. Nachdem die Firma L. & C. Steinmüller, Gummersbach, in ihr Produktionsprogramm die Lieferung von Abhitzeanlagen in Hüttenwerken aufgenommen hatte und auch grundsätzliche Versuche über neue Methoden der Kokserzeugung durchführte, ergab sich dort die Möglichkeit und die Notwendigkeit, Berechnungen und Entwicklungsarbeiten in halbtechnischen Anlagen im Bereich der obengenannten Aufgabenstellung durchzuführen. Dies geschah in Zusammenarbeit mit Hüttenwerken, zuständigen Institutionen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen, der Frauenhofer-Gesellschaft, der Landesregierung von Nordrhein-Westfalen und der Hohen Behörde in Luxemburg. An den Arbeiten haben sich finanziell neben der - Firma L. & C. Steinmüller, Gummersbach, bei welcher die V ersuche und deren Auswertung durchgeführt wurden, folgende Institutionen beteiligt: ·- Landesamt für Forschung des Landes Nordrhein-Westfalen in Düsseldorf, - Frauenhofer-Gesellschaft, München, - Hohe Behörde, Luxemburg. Die wissenschaftliche Leitung der gesamten Arbeiten lag bei - Herrn Prof. Dr.-Ing. H. ScHENCK und - Herrn Prof. Dr.-Ing. W. WENZEL, beide vom Institut für Eisenhüttenwesen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen. Es war für die Entwicklungen sehr förderlich, daß sich die - Klöckner-Hütte, Hagen-Haspe frühzeitig entschloß, bei der Erstellung eines neuen Dampfkessels die Möglichkeiten zur Verbrennung von ungereinigtem Gichtgas vorzusehen, wobei besonders die tatkräftige Mitarbeit von - Herrn Direktor G. RÄBEL und - Herrn Oberingenieur H. BaNNER für das nachfolgende Versuchsprogramm von großem Nutzen war. Weitere große Unterstützung wurde der Durchführung und Auswertung der Versuche zuteil durch - Herrn Direktor Dr. W. GüLDNER, Hohe Behörde, Luxemburg, 5

- Herrn Direktor ScHNEIDER, Hohe Behörde, Luxemburg und - Herrn Prof. Dr.-Ing. H. ScHWIEDESSEN, Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen. Die ursprüngliche Aufgabenstellung bei Beginn der Entwicklungsarbeiten bezog sich auf die Bewirtschaftung des Hochofengichtgases in Eisenhüttenwerken. Im Laufe der Durchführung der zeitlich ausgedehnten Versuchsreihen und deren Auswertung hat sich aber wegen der eingetretenen Verfahrensänderungen in verschiedenen Bereichen von Eisenhüttenwerken die Problemstellung wesentlich verbreitert. Über die Ergebnisse der so erweiterten Entwicklungen soll nachstehend berichtet werden. Darüber hinaus ergaben sich fast zwangsmäßig über verschiedene Zusatzprogramme eine Reihe wissenschaftlicher Arbeiten, die in den Abschnitten 16 Unterlagen und Berechnungsgrundlagen, die bei der Firma L. & C. Steinmüller aufbewahrt werden, 17 Zusammenstellung der benutzten Literatur 1-6, enthalten sind. Während der Versuche und deren Auswertung wurde laufend über die Teilergebnisse vor dem für diese Entwicklungen gebildeten Exekutivausschuß der Hohen Behörde in Luxemburg berichtet. Hierzu wird ebenfalls auf den Abschnitt 16 hingewiesen. Von der Firma Dr.-Ing. ScHACK, Rekuperator KG in Düsseldorf, wurden die hochwertigen Vorwärmer für Gichtgas und Verbrennungsluft kostengünstig geliefert. Die Firma ELEX, Zürich, stellte für die Versuche kostenlos eine Anlage für die Reinigung der Abgase des Versuchskessels und für die Gewinnung von Wertprodukten aus den Stäuben zur Verfügung. Diese Firma führte auch selbst V ersuche durch und stellte die Auswertung zur Verfügung. Die V ersuche, ihre Auswertung sowie die Arbeiten über die daraus entwickelten neuen V erfahren der

»Verwendung von ungekühlten, ungereinigten oder teilgereinigten Gichtgasen und die Verwendung von Hüttenstäuben« in Eisenhüttenbetrieben wurden überwiegend in den Jahren 1953-1963 durchgeführt. Dementsprechend muß beachtet werden, daß sich die V ergleichszahlen vorhandener Anlagen ebenfalls auf diese Zeit beziehen. Die Hauptversuche in einer halbtechnischen Anlage, die von der Firma L. & C. Steinmüller erbaut worden war, konnten im Hochofenbetrieb des Hüttenwerkes Rheinhausen durchgeführt werden. Die dabei entwickelten neuen V erfahren werden als »Verfahren Rheinhausen « bezeichnet. Der Geschäftsführung und der Leitung des Hochofenbetriebes dieses Werkes ist für ihre wesentliche Unterstützung sehr zu danken. Die Versuche im Hüttenwerk Rheinhausen und die nachfolgende Zusammenstellung ihrer Ergebnisse in Tabellen und Diagrammen wurden unter Leitung des Verfassers durchgeführt von Herrn Dr.-Ing. H. G. BRAUN, Herrn Dr.-Ing. H. D. KLuGER, Herrn Dr.-Ing. K. H. KLEEMANN und Herrn Dipl.-Ing. H. SARNES. Die Firma L. & C. Steinmüller hatte während der V ersuche eine Montagekolonne für Ablesungen, Änderungen und Reparaturen abgestellt. 6

Die hinsichtlich der Auswirkung auf die Selbstkosten wichtigsten Reststoffe bei der Roheisenerzeugung sind das Gichtgas und die darin enthaltenen Stäube. Zu Beginn der Untersuchungen über einen wirtschaftlichen Einsatz von Gichtgas im Jahre 1953 bestand in den deutschen Hüttenwerken, bezogen auf die Verwendung dieses Gases in metallurgischen Prozessen, noch ein verhältnismäßig hoher Gichtgasüberschuß. Dieser mußte in Kesselanlagen und Kraftwerken untergebracht oder aber abgefackelt werden. Auf metallurgischem Gebiet konnte das Gichtgas in Winderhitzern, Siemens-Martin-Öfen, Tieföfen, Stoßöfen sowie evtl. als Unterfeuerungsgas der Kokereien eingesetzt werden. Durch Einführung neuer Betriebsverfahren in den Hochofenbetrieben- Klassierung von Erz und Koks, Übergang auf kleinere Korngrößen dieser Stoffe, Erhöhung der Windtemperatur, Einblasen von Öl und anderen Kohlenstoffträgern in die Formenebene der Hochöfen, Sauerstoffzusatz zum Hochofenwind - wurde der Koksverbrauch der Hochöfen so weit abgesenkt, daß infolge der dadurch bedingten Verminderung der Gichtgasmenge und des Gichtgasheizwertes, bezogen auf den oben skizzierten Verwendungsbereich, ein mehr oder weniger großer Gasmangel eintrat. Gleichzeitig tauchten aber in den metallurgischen Betrieben durch die Verminderung des Gichtgasheizwertes neue Probleme beim Einsatz des Gases auf. Diese Entwicklung war darüber hinaus infolge wachsender Anforderungen an die Feinreinigung des Gases mit einer entsprechenden Steigerung der spezifischen Kosten für Reinigung und Verteilung - bezogen auf den Heizwert - verbunden. Die Entwicklung wird weiterhin beeinflußt durch das Eindringen von Öl und Erdgas in die Eisenhüttenbetriebe sowie den zu erwartenden Zusatz von billigem Sauerstoffbei den Verbrennungsvorgängen sowohl in metallurgischen Anlagen als auch in Kesseln. Es scheint sich damit eine weitgehende Umstellung der Energiewirtschaft der Hüttenwerke anzubahnen, deren Umfang bei Beginn der Untersuchungen in Rheinhausen noch nicht vorausgesehen werden konnte. Um so wichtiger erschien es, die bereits vor Beginn der skizzierten Entwicklungen eingeleiteten Untersuchungen über die Erhöhung der Wirtschaftlichkeit der Verwertung von Gichtgas und Gichtstaub fortzusetzen. Aus diesem Grunde wurden auch Möglichkeiten untersucht, deren Verwirklichung in bestehenden Hüttenwerken vorerst nicht wahrscheinlich ist, die aber bei Neubauten und späteren Entwicklungen Bedeutung erlangen können. Es ist nicht empfehlenswert, Entwicklungen ohne Voraussicht auf kommende Möglichkeiten erst dann zu beginnen, wenn sie aus Gründen der Wirtschaftlichkeit oder der Verfahren dringend erforderlich werden. Bei Betrachtung der nachstehend erläuterten Ergebnisse muß beachtet werden, daß die beschriebenen neuen V erfahren - im Gegensatz zu den seit langem eingeführten Methoden - erst am Anfang der Entwicklung stehen, also ihrerseits noch entwicklungsfähig sind. Es muß weiterhin darauf hingewiesen werden, daß die neuen V erfahren nicht nur im Hochofenbetrieb wirksam werden, sondern auch den Wirkungsgrad der nachgeschalteten Feuerungen verbessern. Es war auch zu untersuchen, ob und in welchem Ausmaße mit den neuen Verfahren den Gesetzesvorschriften zur Reinhaltung der Luft und des Grundwassers entsprochen werden kann und sich die hierfür aufzuwendenden Kosten senken lassen. Hinsichtlich der Gasreinigung ist bei der Wirtschaftlichkeitsbetrachtung zu beachten, daß der Reinheitsgrad des Gichtgases bei seiner bisherigen Verwendung im Hinblick auf die Fortleitung und den Einsatz in Regeneratoren, Stoßöfen und Tieföfen extrem hoch sein muß. Der Staubgehalt muß bei ca. 10 mgjNm3, bei Verwendung in Gasturbinen unter 1 mgjNm3 liegen. Bei dem hier vorgeschlagenen Einsatz von ungereinigtem oder teil7

weise gereinigtem Gas können dagegen - auch unter Berücksichtigung der auf etwa das 1,6fache erhöhten Abgasmenge - die Reinigungsvorschriften für Abgase von Kesselfeuerungen evtl. auch für Sinteranlagen angewandt werden. Die Erfüllung dieser Forderung kann aber mit entsprechend billigeren Anlagen erreicht werden. Wie die Versuche ergaben, können darüber hinaus die abgeschiedenen Stäube mit einem Marktwert verrechnet werden, womit sich eine weitere Möglichkeit zur Verbilligung der Roheisenerzeugung ergibt. Auch für Stäube, die sich wirtschaftlich nicht verwenden lassen, bestehen Wege zur Vereinfachung und Verbilligung der Lagerung und Möglichkeiten, die V erschmutzung des Grundwassers und der Luft (durch das Forttragen der Feinststäube) zu verhindern. Die nach dem Verfahren Rheinhausen aus den Feinststäuben zu gewinnenden Granulate lassen sich auf kleineren Grundflächen lagern, die Halden können in einfacher Weise begrünt werden. Die erreichbare Zerlegung der Cyane in unschädliche Elemente sowie die Ausscheidung der Blei- und Zinkverbindungen aus den Granulaten sind weitere wichtige Ergebnisse des entwickelten Verfahrens. Während der Entwicklungszeit der neuen Verfahren traten in der Eisenindustrie weitere Verfahrensänderungen auf, die die V erfahren in Rheinhausen beeinflussen können. Es erscheint möglich, Sauerstoffanlagen für Hüttenwerke so auszulegen, daß Sauerstoff mit einer Reinheit von 91-93% nicht nur zur Anreicherung des Hochofenwindes, sondern auch der Verbrennungsluft von Feuerungen zur Verfügung steht. Bei diesen Reinheitsgraden ist ein Minimum der Sauerstoffkosten zu erwarten, wenn die Leistung der Erzeugungsanlagen genügend groß ist. Höhere Reinheitsforderungen (z. B. für LDAnlagen) können für einen entsprechenden Teilstrom des Sauerstoffes erfüllt werden. Die Verwertung der beim LD- Verfahren und ähnlichen Prozessen, in Sinteranlagen sowie in Siemens-Martin-Werken anfallenden Stäube, insbesondere Feinststäube, könnte so geändert werden, daß diese zu den neuentwickelten Einschmelzanlagen gefördert und dort so behandelt werden, daß entweder wirtschaftlich verwertbare Stoffe entstehen oder zumindest die Lagerfähigkeit nicht verwertbarer Stoffe entscheidend verbessert wird. Die Versuche in Rheinhausen ergaben, daß die Verarbeitung solcher Stäube mit den entwickelten Verfahren ohne teure Vorbehandlung möglich ist. In die Betrachtungen sind auch Überlegungen einzubeziehen, inwieweit die Leistung von Anlagen durch verminderten Einsatz feiner Stäube durch Übergang auf körnigere Stoffe erhöht werden kann. Die Behandlung dieser Stäube nach den neu entwickelten Einschmelzverfahren erbrachte weiterhin eine deutlich bessere Ausnutzung des in den Stäuben enthaltenen Kohlenstoffes gegenüber einem Einsatz in Sinteranlagen. Besonders deutlich wird diese erhöhte Wirtschaftlichkeit im V ergleich zu einer Lagerung des Staubes auf Halde. Die Untersuchungen ergaben weiterhin, daß bei den entwickelten Verfahren die Staubbeladungdes Gases bis auf etwa 300 g Staub/10 3 kcal der in ihm gebundenen Wärme gesteigert werden kann. Dies ist wegen des erwähnten Gichtgasmangels von besonderer Wichtigkeit. Darüber hinaus ist Gichtgas aber auch jederzeit durch andere Brennstoffe ersetzbar. Wird hierbei eine Gewinnung von Eisen und anderen Wertprodukten der Stäube angestrebt, kommt als Ersatz in der Hauptsache Erdgas, Öl o:ler Kokereigas in Frage. Dies dürfte wegen der inzwischen eingetretenen und in Zukunft noch zu erwartenden V erminderung der Wärmepreise dieser Brennstoffe wirtschaftlich werden. Wird eine V erwertung der erhaltenen Produkte nicht angestrebt, so kann natürlich auch Kohle oder Koks zum Einsatz kommen. Aus den vorstehenden Betrachtungen sowie aus Berechnungen, die auf Grund der Versuchsergebnisse durchgeführt wurden, ergab sich, daß für die Behandlung der Gichtstäube überraschend kleine und billige Kesselanlagen erstellt werden können. Dies gilt ins8

besondere, wenn billiger Sauerstoff als Zusatz zur Verbrennungsluft zur Verfügung steht. Auch die Abgasreinigung wird günstig beeinflußt. Hier drängt sich ein Vergleich der Mengen unerwünschter Stoffe in der Gesamtanlage (Hochofen, Sinteranlage, Lagerplätze usw.) auf, die bei den bisherigen und den neuen Verfahren in die Atmosphäre und das Grundwasser übergehen. Wie die Versuche ergaben, ist es verfahrenstechnisch möglich, die Metallgehalte der Gichtstäube zu trennen. Zum einen gewinnt man ein Granulat mit einem hohen Anteil an Eisenoxyden, welches durch eine ebenfalls entwickelte Nachbehandlung im Hochofen wie mittlere Erze einsatzfähig gemacht werden kann. Zum anderen entsteht ein Staub mit dem überwiegenden Anteil an Blei- und Zinkoxyden sowie an Chloriden und Alkalien. Dieses Produkt kann in der Zinkindustrie Verwendung finden. Da die Zyane, die Zink- und Bleichloride in Wasser leicht löslich sind, sollten in der Hauptsache Trockenstäube bei den neuen Verfahren eingesetzt werden, wobei- wie bereits erwähnt - diese schädlichen Stoffe ausgeschieden werden können. In Anbetracht der oft konservativen Einstellung der Hüttenindustrie ist zu erwarten, daß die Einführung neuer V erfahren auf Widerstände stoßen wird. Es muß daher darauf hingewiesen werden, daß die bisherige Art der Verwertung von Gichtgas durch die historische Entwicklung bedingt ist, aber durchaus nicht als naturgegeben angesehen werden kann. Die Energiewirtschaft der Hüttenwerke wird sich ohnehin schon wegen des Aufkommens von Erdgas und der Einführung von Atomwärme sowie wegen anderer durchgreifender Änderungen auf dem Brennstoffmarkt weitgehend ändern müssen. Die Verhandlungen mit verschiedenen Hüttenwerken ergaben, daß bei der Einführung der neuen Verfahren unterschieden werden muß zwischen alten Betrieben und Neuanlagen. Während bei Neuanlagen von Hüttenwerken die Verwertung des gesamten Gichtgases nach den neuen V erfahren mit wirtschaftlichen V orteilen verbunden ist, werden die Überlegungen bei vorhandenen Hüttenwerken wahrscheinlich dazu führen, insbesondere im Hinblick auf die Behandlung der Stäube, nur Teilumstellungen vorzunehmen. In jedem Falle lassen sich aber die verhältnismäßig klein auszulegenden Anlagen zur V erbrennung von Gichtgas für nichtmetallurgische Zwecke so ausbilden daß sie auch die Aufgabe der Regulierung der Gichtgaswirtschaft übernehmen können.

2. Die Behandlung von Gichtgas Die Verbrennung von Gichtgas (Hochofengas) in metallurgischen Feuerungen (Cowper, Tiefofen, Stoßofen, Siemens-Martin-Ofen usw.) sowie als Unterfeuerungsgas der Kammeröfen in Kokereien, evtl. auch in Gasturbinen, hat zur Voraussetzung, daß das Gichtgas vorher weitgehend gereinigt wird. Die obengenannten Betriebe liegen im Hüttengelände verstreut. Daher ergeben sich außer den Kosten für die Reinigung und die hierzu notwendige Abkühlung der Gase bei entsprechendem Verlust an fühlbarer Wärme besondere Kosten für die Fortleitung der gereinigten, meistens mit Wasserdampf gesättigten Gase. Die Sättigung der Gichtgase wirkt sich in einer Erhöhung des Gasvolumens und einer entsprechen:len Erniedrigung des Heizwertes aus. Sie führt weiterhin im Gichtgasnetz wegen der dort stattfindenden Ausscheidung des Wassers und der dadurch bedingten harten Staubansätze zu Schwierigkeiten. Die Kosten für die Be9

handlung des Gichtgases schließen auch die von Zeit zu Zeit notwendig werdende Reinigung des Reingasnetzes sowie der Brenner und Ventile, die der V erkrustung ausgesetzt sind, ein. Das meist sehr umfangreiche Reingasnetz hat Verluste an fühlbarer Wärme zur Folge, da sich das Gichtgas hier nahezu auf Umgebungstemperatur abkühlt. Die zur Reinigung und Fortleitung des Reingases nötigeDruckerhöhung ist ein weiterer wesentlicher Unkostenfaktor. Irrfolge des niedrigen und in den letzten Jahren weiter gesunkenen Heizwertes des Hochofengases werden die durch Reinigung und Fortleitung des feuchten Gases entstehenden Kosten, bezogen auf 1Q6 kcal unterer Heizwert, verhältnismäßig hoch. Da aber der an der jeweiligen Verwendungsstelle des Gichtgases zu verrechnende Preis für das als Abfall- und Kuppelprodukt zu betrachtende Gichtgas von dem Marktpreis der in Frage kommenden Ersatzbrennstoffe (Erdgas, Koksgas, Öl, Kohle) frei Verwendung~stclle unter Berücksichtigung der erzielbaren Wirkungsgrade, der metallurgischen Verwertbarkeit, der Anlagen- und Betriebskosten bestimmt wird, vermindert sich die Gutschrift, welche der Hochofenbetrieb durch die Lieferung des Hochofengases erhält, durch die zusätzlichen Kosten für Reinigung und Fortleitung in entsprechendem Maße. Auch bei Hochöfen, die mit erhöhtem Gasdruck an der Gicht betrieben werden, wirkt sich die für die Überwindung der gasseitigen Widerstände im Rohgasnetz, in der Gasreinigung und den Reingasleitungen notwendige Erhöhung des Winddruckes nur dann nicht als Unkostenfaktor für das Gichtgas aus, wenn die zusätzlichen Kosten für Kompressoren, Fortleitung und Verteilung des Windes durch erhöhte Schmelzleistungen oder Qualitätsverbesserungen getragen werden. Zu den Unkosten zählen dabei auch Abschreibung und Verzinsung der zusätzlich notwendigen Investierungen sowie die erhöhten V erfahrenskosten. Kosten für die Erhöhung des Winddruckes mit dem Ziel, die Zwischenventilatoren zu sparen, müssen vollständig dem Reingas belastet werden. Die zu komprimierende Windmenge verhält sich zu der verwertbaren Gichtgasmenge ungefähr wie 1 : 1,27. Bei Hochöfen mit niedrigen Gichtdrücken (200-300 mm WS) entstehen bereits etwa 70% des Gichtgasverlustes auf der Rohgasseite. Es muß erwartet werden, daß diese Verluste bei Hochdrucköfen entsprechend ansteigen und ebenfalls die Selbstkosten für das Reingas belasten. Bei der Gichtgasreinigung entstehen weitere Kosten durch den Abtrausport und die Lagerung von trockenem Gichtstaub und Gichtstaubschlämmen, die z. T. hohe Gehalte an Cyanen, Zink und Blei enthalten. Es muß angenommen werden, daß sich diese Kosten auch durch die in Zukunft zu erwartenden zusätzlichenVorschriftenfür die Reinhaltung von Luft und Wasser wesentlich erhöhen. Hier sind auch die Aufwendungen für die Entcyanisierung von Kühlwasser und Gichtschlamm sowie Grundstückskosten für die Ablagerung zu erwähnen. Weitere Beachtung verdienen die Verluste, die bei den bisherigen Reinigungsverfahren dadurch entstehen, daß eine Gewinnung von Kohlenstoff, Eisen und sonstigen Metallen aus den abgelagerten Stäuben und Schlämmen, aber auch von Zink, Blei oder Spurenelementen aus den zur Sinterung kommenden Gichtstäuben nicht durchgeführt wird. Während zu Beginn der Untersuchungen noch bis 30% des Gichtgases für die Erzeugung von Dampf und Energie benutzt worden sind, wird es heute überwiegend in metallurgischen Feuerungen einschließlich der Winderhitzung in Regeneratoren und zur Unterfeuerung von Koksöfen verbraucht. Für die heutigen Verwendungszwecke, aber auch für eine störungsfreie Fortleitung im Reingasnetz, ist die oben bereits erwähnte weitgehende Staubfreiheit des Gichtgases Voraussetzung. 10

3. Verfahren zur Reinigung von Gichtgas Der vom Gas aus den Hochöfen mitgebrachte Gichtstaub wird zu einem Teil in einer trockenen Vorreinigung (Staubsäcke, Zyklone) als Grobstaub abgeschieden. Dieser Teilstaub wird überwiegend über die Sinteranlagen dem Hochofenprozeß wieder zt:geführt. Er hat einen verhältnismäßig hohen Eisengehalt und geringe Mengen an Blei und Zink. Eine über die natürlichen Wärmeverluste hinausgehende zusätzliche Abkühlung des Gichtgases ist für diese Vorreinigung nicht notwendig. Für die anschließende Feinreinigung des Gichtgases stehen mehrere V erfahren zur V erfügung, von denen die wichtigsten erwähnt werden sollen: a) Naßwäscher (Theißenwäscher) Hierbei wird das von der Vorreinigung kommende heiße Gas (150-300°C) mittels Einspritzwasser und Waschwasser auf 30-40 o C abgekühlt und gleichzeitig auf den Gasdruck des Reingasnetzes gebracht. Die Drucksteigerung der Desintegratoren wird mit 300-400 mm Wassersäule angegeben. Das Reingas ist mit Wasserdampf gesättigt. b) Sackfilter - Trockengasreinigung Da die Temperatur des Gases in den Filtern auch bei Berührung mit den Außenwänden über der Sättigungstemperatur liegen muß, aber die für die Haltbarkeit der Filter zulässige Temperatur (ca. 120°C bei Textilfilter, ca. 150°C bei anderen Filtermaterialien, z. B. bei Glaswolle) nicht überschreiten darf, wird das Gas vor der Feinstreinigung in Einspritzkühlern (Vorkühlern) auf den verlangten Temperaturbereich abgekühlt. Zur besseren Temperaturregulierung wird hinter den Vorkühlern oft eine Einrichtung eingebaut, in der durch Verbrennung einer kleinen Gasmenge mittels eingeblasener Luft die Gichtgastemperatur über dem Sättigungspunkt gehalten wird. Die Ventilatoren zur Druckerhöhung hinter der trockenen Gasreinigung müssen bei Fehlen einer Nachkühlung eine entsprechend der Temperatur und dem Feuchtigkeitsgehalt erhöhte Gasmenge fördern. Bei längeren, nichtisolierten Reingasleitungen wird das Reingas anschließend unter den Taupunkt abgekühlt. Es kommt zur Bildung von krustenförmigen, harten Ansätzen in den Leitungen oder auch zum Absetzen von Staubschlamm. Die hierdurch bedingte Erhöhung der gasseitigen Druckverluste und der Unterhaltungskosten der Leitungen vermindern die Gutschriften für den Hochofenbetrieb. Der Einsatz von Nachkühlern (Schlußkühler) zwischen der Feinstreinigung und den Ventilatoren vermindert diese Schwierigkeiten, erhöht aber andererseits die Anlagekosten (Kühler, Anlagen für die Wasserrückkühlung, Pumpanlagen), die Druckverluste, den Wasserverbrauch und die Kosten der Behandlung des Abwassers (Cyanbeseitigung). c) Elektrofilter Sie können als Naßfilter oder Trockenfilter ausgeführt werden. Vorkühler und evtl. auch Nachkühler sind ebenfalls notwendig. d) Pease-Anthony-Verfahren Bei geringem Platzbedarf und niedrigen Anlagekosten muß mit erhöhten Dru::kverlusten- bis zu 1000 mm Wassersäule- gerechnet werden. Für einen Vergleich der Energiekosten bei den genannten Verjahren wurden unter sonst gleichen Verhältnissen die in der Gaswirtschaft pro Tonne Trockenkoks (Koks tr.) aufzuwendenden Energiemengen berechnet. 11

600 kg Koks tr.f1000 kg RE 130 mm Wassersäule 70 mm Wassersäule 200°C 180°C 3800 Nm 3f1000 kg Koks tr. 850 kcalfNm3 tr. 60 g/Nm3 tr.

Spezifischer Kokssatz Gasdruck an der Gicht Gasdruck vor Vorkühler Gastemperatur an der Gicht Gastemperatur vor Vorkühler Gichtgasmenge abzüglich 6% Verluste Unterer Heizwert des Gichtgases Feuchtigkeitsgehalt des Gichtgases an der Gicht

Die für diese Verhältnisse errechneten Gaswerte werden in der folgenden Tabelle zusammengestellt: Untersuchungsstelle Gastemperatur (0 C) Gasart Gaszusammensetzung in Vol.-%

CO

Ru (kcal/Nm3 f.) Cpm

(kcal/Nm 3)

0

Vor Vorkühler

Nach Vorkühler

Nach Nachkühler

trocken

180 feucht

120 feucht

36 feucht

12,0

11,1

10,7

11,4

27,9

25,9

25,1

26,5

60,1

56,0

53,7

57,2

0

0

0

0

0,0

7,0

850

oq

Feuchte Gasmenge (Nm3ft Koks tr.)

0,326 3800

791 0,326

10,6 763 0,324

4,9 802 0,320

4083

4227

4035

Im Gas enthaltene Wassermenge (kg/t Koks tr.)

0,0

228

343

189

Im Gas enthaltene Wassermenge (Nm3ft Koks tr.)

0,0

283

427

235

Der theoretische Wasserverbrauch in kg ergibt sich wie folgt: a) Zur Abkühlung von 180 auf 120°C: 580 kg/t Koks tr. einschließlich Ablaufwasser, b) zur Abkühlung von 120 auf 36°C: 12 400 kgft Koks tr. ohne Spritzwasser, c) zur Abkühlung von 180 auf 36°C: 13 000 kgft Koks tr. ohne Spritzwasser. Für die Abkühlung der zu reinigenden Gase von der Temperatur vor dem Vorkühler bzw. vor den Theissenwäschern- oder den Pease-Anthony-Anlagen- (180°C) auf die Temperatur, mit der die Abgase in das System der Reingasleitungen eintreten (36°C), sind bestimmte Wassermengen aufzuwenden. Diese Wassermengen lassen sich theore12

tischaus den Wärmebilanzen sowie den Sättigungswerten für Wasserdampf errechnen. Je nach den Reinigungssystemen müssen diese Rechenwerte mit verschiedenen Zuschlägen versehen werden. Folgende Temperaturen wurden den nachfolgenden Betrachtungen zugrunde gelegt: 180°C Temperatur vor Wirbier Temperatur vor Vorkühler bei Trockengasreinigung oder Naß-Elektro-Reinigung Temperatur hinter Vorkühler Temperatur hinter Trockengasreinigung Temperatur hinter Nachkühler bei Trockengasreinigung Temperatur hinter Naß-Elektro-Reinigung Temperatur vor Theissenwäschern oder Pease-Anthony-Anlagen Temperatur hinter diesen Anlagen 36°C Temperatur des eintretenden Frischkühlwassers 20°C Temperatur des eintretenden Umlaufwassers Temperatur des ablaufenden Umlaufwassers Folgende Gasdrücke und Druckverluste in den Leitungen und Apparaten (in mm WS) wurden den weiteren Betrachtungen zugrunde gelegt: 130 Gasdruck an der Gicht 70 Gasdruck nach Wirbier Druckverluste im Vorkühler und den zugehörigen Leitungen 30 Gasdruck vor der Trockengasreinigung 40 Gasdruck nach der Trockengasreinigung 80 Druckverlust im Leitungsnetz der Trockengasreinigung bis zu den Ventilatoren für die Druckerhöhung 30 Druckverluste im Nachkühler 30 Gasdruck vor Naß-Elektro-Reinigung 40 Gasdruck nach Naß-Elektro-Filter 30 Druckverlust im Leitungsnetz bis zu den Ventilatoren 30 Gasdruck vor Theissenwäschern 50 Gasdruck nach Theissenwäschern 450 Gasdruck vor Pease-Anthony-Anlagen 50 Gasdruck hinter Pease-Anthony-Anlagen 840 Druckverlust in den zugehörigen Leitungen bis zu den Ventilatoren 30 Der Gasdruck im Reingasnetz nach den Ventilatoren bzw. den Theissenwäschern wurde für alle Anlagen mit 450 mm WS angenommen. Für die Theissenwäscher wurde bei einer Druckerhöhung um mm WS nach Literaturangaben ein Stromverbrauch von 6 kWh/1000 m3 eingesetzt. Insgesamt müssen die Ventilatoren folgende Druckverluste bzw. Druckerhöhungen in mm WS bis zum Reingasdruck von 450 mm WS leisten: Trockengasreinigung mit Nachkühlern 590 Trockengasreinigung ohne Nachkühler 560 Naß-Elektro-Filter 450 Theissenwäscher 400 Pease-Anthony-Anlagen 1320 Da bei dem neuen V erfahren vorausgesetzt wird, daß ungereinigtes oder teilgereinigtes, ungekühltes Gichtgas in der Nähe der Hochöfen verwendet wird, wurde angenommen, daß vor den Brennern ein Gasdruck von 50 mm WS benötigt wird. Dieser kann durch 13

den Gasdruck an der Gicht (130 mm WS), abzüglich der Druckverluste in den Leitungen, gedeckt werden. Außer dem unmittelbaren Stromverbrauch der Reinigung müssen nach Literaturangaben zusätzlich 0,6 kWh/1000 m3 für Kühlerpumpen, Abklopfeinrichtungen, Staubschnecken und ähnliches angenommen werden. Als Wirkungsgrad der Druckerhöhungsventilatoren des Reingases einschließlich der elektrischen Verluste werden je nach der Gastemperatur 70-74% eingesetzt. In der Tabelle Anlage 1 bedeuten:

E Gesamtstromverbrauch, kWhft Koks tr. E 1 = Gesamtstromverbrauch, kWh/106 kcal unterer Heizwert IV direkter Wasserverbrauch, kg/t Koks tr. JV1 direkter Wasserverbrauch, kg/106 kcal unterer Heizwert U Umlaufwasser, kg/t Koks tr. U1 Umlaufwasser, kg/106 kcal unterer Heizwert Bei den Wassermengen blieben Sprühverluste und Spritzverluste der Rückkühlanlagen unberücksichtigt. Weiter wurde angenommen, daß der Wasserverbrauch des Vorkühlers (und evtl. des Naß-Elektro-Filters) aus der Umlaufwassermenge des Nachkühlers gedeckt werden kann.

4. Einsparungsmöglichkeiten bei verändertem Gichtgaseinsatz Um die Einsparungsmöglichkeiten bei verändertem Gichtgaseinsatz zu bestimmen, mußten Unterlagen über die Unkosten der bisherigen Verfahren- Feinreinigung und Transport des Gases an die einzelnen Verwendungsstellen in einem Werk - zusammengestellt werden. Die Kosten der Feinreinigung müssen auch alle Aufwendungen für Wasserwirtschaft, Wasserreinigung, Staubtransport und Staublagerung enthalten. Hierfür wurden Werte aus den Unterlagen der Wirtschaftsvereinigung der Eisen- und Stahlindustrie- betriebswirtschaftlicher Ausschuß- in Düsseldorf benutzt. Diese Werte stammen aus dem Jahre 1964 und sind mehrmonatliche Mittel. Sie wurden von den Kontenverrechnungsstellen der betreffenden Hüttenwerke ausdrücklich bestätigt und können damit als repräsentativer Querschnitt der Kostensituation der deutschen Hüttenwerke für das Bezugsjahr angesehen werden. Von den festgestellten Werten von elf Hüttenwerken wurden der niedrigste und der höchste Wert gestrichen, so daß neun Werte als Vergleichsgrundlage verblieben.

14

Werk

DM/1000 Nm3 tr.

DMft Roheisen

1 2 3 4 5 6 7 8 9

1,95 1,95 2,0 2,10 2,11 2,18 2,30 2,67 2,68

4,27 3,90 4,20 3,78 3,77 3,42 4,20 5,37 5,19

Die Kosten je 1000 Nm3 wurden aus Gründen der Vergleichbarkeit für die vorstehende Tabelle auf einen Heizwert von 1000 kcalfNm3 umgerechnet. Die aufgeführten Kosten sind vollständig, d. h. sie enthalten kalkulatorische Abschreibungen, Zinsen und überbetriebliche Kosten. Erfaßt sind alle Kosten, die für die Bereitstellung des gereinigten Gichtgases anfallen, soweit nachgewiesen auch die Kosten der Anlagen zur Klärung des Gasschlammes. Eine Unterteilung der oben angegebenen Werksselbstkosten nach Kostenarten war mittels der in dem genannten Institut ursprünglich vorhandenen Unterlagen nicht möglich. Deshalb wurde mit den Verrechnungsstellen von fünf großen in vorstehender Tabelle enthaltenen Ruhrhüttenwerken die in Tabelle Anlage 2 angegebene Unterteilung für ein weiteres Quartal 1964 vorgenommen. Diese Endwerte weichen von den vorgenannten Werten etwas ab. In der Tabelle bedeuten: G = Kosten der eigentlichen Gichtgasreinigung K Kosten der Kläranlagen für den Gasschlamm L = Kosten für das Reingas-Leitungsnetz bis zum Schieber der Abnehmergebäude (In diesem Wert sind nicht einbegriffen die Kosten der Rohgasleitungen und der Staubsäcke) S = Summe der obengenannten Kosten

Die Abgrenzung der Kostenstellen und der Kostenartengruppen gegeneinander wird durch die Richtlinien für die Kostenrechnung der Eisen- und Stahlindustrie geregelt. Die Verrechnungsweise für Wasser, Dampf, Strom und Betriebsstoffe, die über die V erbrauchsmengen in die Kosten eingehen, ist bei den betrachteten Werken unterschiedlich. Ein Vergleich ergab jedoch, daß die Unterschiede nicht so groß sind, daß sich hieraus merkliche Kostenverschiebungen ergeben hätten. Bei der Betrachtung der Kosten für die Gichtgasreinigung muß beachtet werden, daß diese in verhältnismäßig hohem Maße von der Auslastung der Anlage beeinflußt werden. Für die Bestimmung der maximal möglichen Auslastung der Kapazität wurden folgende Grundlagen berücksichtigt : 1. Von der Gesamtzahl der vorhandenen Filter ist ständig ein Teil nicht in Betrieb, da die Filter im laufenden Turnus zur Reinigung stillgelegt werden müssen. Sie verbleiben solange in Betriebsbereitschaft, bis die nächsten Filter zur Reinigung oder Reparatur herausgenommen werden. Die Kapazität der stillgelegten Filter beträgt etwa 20-25% der Gesamtkapazität. 2. Wegen der ständig schwankenden Produktion muß die Kapazität der in Betrieb befindlichen Filter größer ausgelegt sein, als es den durchschnittlich anfallenden Gichtgasmengen entspricht. Daraus resultiert eine durchschnittliche Auslastung der in Betrieb befindlichen Kapazität von maximal 90% . Bezogen auf die vorhandene Kapazität ergibt sich somit eine maximal erreichbare Auslastung von 70%. Gute Durchschnittswerte liegen bei etwa 65%. Bei Werk 1 handelt es sich um eine moderne Elektro-Naß-Reinigung, die mit einer guten Auslastung von ca. 65% gefahren wird. Die Anlage Werk 2 ist eine Desintegratorreinigung mit einem Ausnutzungsgrad von etwa 55%. Die Anlage Werk 7 ist ebenfalls eine Desintegratorreinigung, deren Ausnutzungsgrad bei 38% liegt. 15

Die Anlage Werk 8 besteht aus einer Elektro-Naß-Reinigung und einer Elektro-TrockenReinigung. Der mittlere Ausnutzungsgrad wurde mit 50% angegeben. Da sich hierbei die Werte der alten Elektro-Trocken-Reinigung nicht ausklammern ließen und in der neuen Elektro-Naß-Reinigung wegen des benötigten größeren Reinheitsgrades für die nachgeschaltete Gasturbine ein hoher Wasserverbrauch anfällt, liegen die Kosten relativ hoch. Die Anlage Werk 9 ist ebenfalls eine Desintegratorreinigung. Werte über die Kapazitätsauslastung wurden nicht bekanntgegeben. Für die in der Tabelle angeführten Energiekosten liegen folgende Mittelwerte zugrunde: Strompreis Wasserpreis (Werkswasser) Preßluftpreis

7,25 Pf/kWh 4,7 Pfjm3 1,2 Pf/Nm3

Beim Vergleich der nach den bisherigen Methoden entstehenden Belastungen für das Gichtgas mit den zu entwickelnden neuen Methoden muß auch beachtet werden, ob bei den neu vorzuschlagenden Verwertungsarten ein geringerer Gasreinheitsgrad vorliegt. Ebenso ist zu untersuchen, ob eine Feinreinigung des Gichtgases überhaupt nötig ist oder ob die Abgase gereinigt werden müssen. Dadurch und durch Rückvergütung evtl. anfallender Wertprodukte werden die Belastungen ebenfalls beeinflußt. Dies gilt insbesondere, wenn die Wertprodukte bisherabgekippt wurden oder verlorengingen. Weiterhin ist zu beachten, inwieweit bei neuen Verwertungsmethoden Vorteile im Hinblick auf Gesetze zur Reinhaltung von Luft und Wasser - etwa durch Unschädlichmachung von Cyan-Verbindungen - erzielbar sind. Auch die Kosten der derzeitigen Sinterverfahren wurden nach umfangreichen Untersuchungen bei deutschen Hüttenwerken zusammengestellt. Außerdem wurden folgende Literaturstellen herangezogen: »Stahl-Eisen-Kalender 1965«- Seite 39 »Stahl-Eisen-Kalender 1967«- Seite 58 Nicht beachtet wurden hierbei Hüttenwerke mit sog. Weichsintereinsatz, da in der Berichtszeit der Einsatz von Hartsinter überwiegt. Der Brennstoffverbrauch einschl. des auf feste Brennstoffe umgerechneten Zündgases, aber ohne Brennstoff aus dem Gichtstaub, schwankt bei den untersuchten Werken zwischen 9 und 11%, bezogen auf den Fertigsinter. Als durchschnittliche Kosten wurden gefunden: Verarbeitungskosten ohne Kapital- und überbetriebliche Kosten Kapital- und überbetriebliche Kosten Brennstoffkosten

4,45 DM/t Fertigsinter 1,6 DMft Fertigsinter 6,4 DM/t Fertigsinter

Zu den Brennstoffen kommen noch die Einsatznebenkosten für die fremden Brennstoffe. Die gesamten Brennstoffkosten einschl. Zündgas und Einsatznebenkosten betrugen im Mittel der untersuchten Werke 6,6 DM/t Fertigsinter. Die hier nicht berücksichtigte, im Gichtstaub vorhandene zusätzliche Kohlenstoffmenge betrug etwa 3,5%, bezogen auf den Gichtstaub. In vielen Hüttenwerken wurden jedoch wesentlich höhere Beträge festgestellt. Die oben angegebenen Brennstoffwerte sind natürlich auch abhängig von der Menge des eingesetzten Gichtstaubes und dem RückgutanteiL 16

Zusammenfassung Die vorstehenden Untersuchungen und Überlegungen können wie folgt zusammengefaßt werden: Während zu Beginn der Untersuchungen in deutschen Hüttenwerken im Hinblick auf die Verwertung des Gichtgases in metallurgischen Anlagen und Kokereien Gasüberschuß herrschte, waren am Ende der Entwicklungsarbeiten Gichtgasmenge und -beizwert so zurückgegangen, daß über die genannten Verwertungsarten hinaus kaum noch Gichtgas zur Verfügung steht. Deshalb mußte hinsichtlich der Anwendbarkeit der entwickelten neuen Verfahren wie folgt unterschieden werden: I. In bestehenden Werken ohne Gichtgasüberschuß können die neuen V erfahren zur V erwertung ungereinigter oder teilgereinigter, ungekühlter Gichtgase eingeführt werden, um Feinstäube und Schlämme einzuschmelzen. Diese Stoffe können aus der Gichtgasreinigung und aus anderen Staubquellen eines Werkes (z. B. Sinteranlagen, SM-Werke, LD-Anlagen) stammen. Diese Feinstäube sollen nicht in der Sinteranlage verarbeitet werden, da ihre Leistung vermindert wird oder ein Einsatz nur nach kostspieliger Aufbereitung möglich ist. Das in diesen Stäuben enthaltene Eisen und einige weitere Stoffe können ganz oder teilweise wiedergewonnen werden. Solche Einschmelzanlagen zur Gewinnung von Dampf für Heizung oderfund Stromerzeugung sind verhältnismäßig klein. Sie können sowohl mit Gichtgas als auch mit anderen Brennstoffen betrieben werden und eignen sich zur Regelung der Gichtgaswirtschaft. a) Bei der bisheriggn Verwt.~dung von Gichtgas entstehen Unkosten, die die Gutschriften beeinträchtigen: 1. Kosten der Feinreinigung und evtl. Feinstreinigung, z. B. bei Gasturbinen. 2. Wärmeverluste durch die Gaskühlung vor, während und nach dem Reinigungsvorgang. 3. Kosten der Abfuhr und evtl. Lagerung der Feinstäube. 4. Kosten der Verteilungsnetze, einschließlich Wärmeverluste. b) Diese Kosten werden sich voraussichtlich noch erhöhen durch Bestimmungen zur Reinhaltung von Luft und Wasser. c) In den Stäuben der Gichtgase befinden sich neben Eisen weitere Metalle und evtl. Spurenelemente, deren Gewinnung wirtschaftlich sein kann oder deren Entfernung aus dem Hochofenkreislauf erwünscht ist (z. B. Zink). d) In deutschen Hüttenwerken wurden die Kosten für Gasreinigung und Sinterung festgestellt. Diese Betriebswerte wurden z. T. durch berechnete Werte ergänzt. Sie können den entsprechenden Werten neu zu entwickelnder Verfahren gegenübergestellt werden. Kritik an diesen Werten und Vergleichen kann nicht geübt werden durch Entgegenhaltung von Werten aus Werken mit anderen Verrechnungsmethoden, Verrechnungsabgrenzungen oder technologischen Gegebenheiten (z. B. Vergleich mit Weichsinter). Es muß jeweils eine objektive Untersuchung der Gesamtproduktion durchgeführt werden. II. Bei neuen Hüttenwerken, bei Erweiterung der Roheisenproduktion bestehender Werke oder Erstellung neuer Gasreinigungsanlagen können die neuen V erfahren so eingesetzt werden, daß sich Anlagen zur Gasreinigung oder zusätzliche derartige Anlagen erübrigen. Kosten für Reinigung und Fortleitung der Gase entfallen. In den metallurgischen Betrieben ist es möglich, das heizwertarme Gichtgas durch andere geeignete und wirtschaftliche Brennstoffe zu ersetzen (z. B. Öl, Erdgas,

17

Koksgas, Kohle). Das ungereinigte bzw. teilgereinigte und ungekühlte Gichtgas kann in der Nähe der Hochofenanlage zur Stromerzeugung, Winderzeugung, rekuperativen Winderhitzung und sonstigen Deckung des Wärmebedarfs eingesetzt werden. III. Kombiniert mit dem ebenfalls neu entwickelten Verfahren zur Erzeugung von Hochofenkoks (Rostverkokung) und Staubentgasung zur Erzeugung von Magerungsmitteln und Sinterbrennstoffen können sich wirtschaftlich interessante Verfahren ergeben.

5. Aufgabenstellung Auf Grund der vorstehenden Überlegungen waren praktische Untersuchungen durchzuführen, um festzustellen, ob durch geänderte Methoden der Behandlung des Gichtgases, der Grobstäube, der Schlämme und der Feinstäube eine Verminderung der Raheisenselbstkosten erwartet werden könnte. Außerdem sollte geprüft werden, mit welchem wirtschaftlichen Effekt auch andere in einem Hüttenbetrieb anfallende Stäube verarbeitet werden können. Prinzipiell sollte die Richtigkeit der vorstehenden Überlegungen belegt werden. Parallelliefen - im vorliegenden Forschungsauftrag nicht enthaltene - Untersuchungen über neue Methoden zur Erzeugung von Hochofenkoks, Hausbrandkoks, Sinterbrennstoff und Magerungsmitteln. Daher konnte überprüft werden, inwieweit durch die Kombination letztgenannter Verfahren mit dem Gegenstand des vorliegenden Forschungsauftrages weitere Vorteile erwartet werden können. Zu diesem Zweck war im Hüttenwerk Rheinhausen durch die Firma L. & C. Steinmüller unter finanzieller Beteiligung des Bundes und des Landes Nordrhein-Westfalen eine Versuchsanlage erstellt worden. Ziel der Untersuchungen waren die Einsatzmöglichkeiten von teilgereinigtem oder ungereinigtem und ungekühltem Gichtgas und die wirtschaftliche Verarbeitung der hierbei der Kesselfeuerung zugeführten Gichtstäube oder anderer Hüttenstäube. Ziele der Forschung In dem Vertrag der Firma L. & C. Steinmüller mit der Hohen Behörde wurde die Aufgabenstellung der Untersuchungen wie folgt definiert: a) Ziel der Forschung ist die Entwicklung eines Verfahrens, bei dem sich eine Reinigung oder Nachreinigung von Gichtgas, das in Feuerungen zu verbrennen ist, erübrigt. Die Stäube des Gichtgases sollen in einer Verbrennungskammer eingeschmolzen, in flüssiger Form abgezogen und später weiterverarbeitet werden. b) Ferner sollen Versuche über eine Erhöhung der normal einzuschmelzenden Staubmenge, unter Umständen unter gleichzeitiger Anreicherung des Gichtgases durch Kokereigas, Öl oder Kohlenstaub und Verwendung von mit Sauerstoff angereicherter V erbrennungsluft, die Grenze der Möglichkeiten dieses Verfahrens anzeigen. c) Die Versuche sollen ferner dazu dienen, die Auswirkungen einer Verwendung von Gichtstaub unterschiedlichen Zinkgehaltes festzustellen.

Vorweg kann festgestellt werden, daß die gesteckten Versuchsziele mit der Versuchsanlage in Rheinhausen erreicht werden konnten. Es gelang insbesondere, die in die Feuerung eingebrachten Stäube mit Gichtgas und einem entsprechenden Zusatzbrennstoff bzw. mit Vorwärmung der Frischgase so einzuschmelzen, daß die gewonnenen Produkte verwertbar waren. 18

Insgesamt wurden ca. 100 Versuche durchgeführt, von denen über die Hälfte ausgewertet werden konnte. Die restlichen V ersuche erbrachten entweder keine Aussagemöglichkeiten für das V erfahren selbst, oder sie mußten wegen Störungen der Versuchsanlage oder im Hüttenbetrieb selbst unterbrochen werden.

6. Versuchsanlage Den Aufbau der Versuchsanlage zeigen die Anlagen 3 und 4. Anlage 5 enthält das Schaltbild. In den Anlagen 6 und 7 sind weitere Kenndaten und die eingesetzten Meßapparate zusammengestellt. Das Kernstück war der als stehender Zyklon ausgebildete Kesselfeuerraum nach dem La-Mont-Prinzip mit Verdampfungsrohren als Wandauskleidung. Zu der Anlage gehörten weiter die notwendige Ausdampftrommel, die Pumpen zur Speisung und Umwälzung, Speisewasserbehälter, die grobe und feine Armatur sowie die Anschlußleitungen an das Wasser- und Dampfnetz des Hüttenwerkes. Zur Anlage zählten ferner eine Kohlenmühle, Kohlenförderanlagen, Bunker für Kohlenstaub und Gichtstaub sowie Einrichtungen, um Kohlenstaub und Gichtstaub getrennt dem Feuerraum zuzuführen. Während der V ersuche ergab sich die Notwendigkeit, Gichtgas und Verbrennungsluft auf möglichst hohe Temperaturen vorzuwärmen. Es wurden zusätzliche Anlagen, die nicht im Zusammenhang mit der Kesselfeuerung standen, errichtet. Hiermit war es möglich, die Verbrennungsluft bis auf 900° C und gereinigtes Gichtgas bis auf 750° C vorzuwärmen. Der Zusatz des Gichtstaubes erfolgte hinter dem Gichtgasvorwärmer. Die Beheizung von Luft- und Gasvorwärmer erfolgte durch Verbrennung von Gichtgas. Diese Schaltung war notwendig, da aus räumlichen Gründen und wegen der Druckverhältnisse im Rohgasnetz des Hüttenwerkes ein unmittelbarer Anschluß der Feuerungen an dieses Netz nicht möglich war. Hinsichtlich der Staubbeschaffenheit ist zu erwähnen, daß der zugesetzte, bereits einmal abgeschiedene Gichtstaub Zink und Blei als schwer einschmelzbare Oxyde enthält, während diese Elemente im ursprünglichen Gichtgas als Metalle mit niedrigem Schmelzpunkt auftreten. Andererseits konnten mit dieser Schaltung Menge und Art der einzuschmelzenden Stäube in weiten Grenzen geändert werden. Dies galt auch bei Ersatz von Gichtgas durch andere Brennstoffe. Die ablaufende flüssige Schlacke konnte entweder in einem Behälter gesammelt oder in einer Drehtrommel einer Nachbehandlung unterzogen werden. Hierdurch sollte sie für den Hochofeneinsatz verwendungsfähig gemacht werden. Gegen Ende des Versuchsprogramms wurde von der Firma ELEX, Zürich, eine Gasreinigungsanlage zur Verfügung gestellt, um die Probleme der Abscheidung der mit den Rauchgasen abgeführten, an Zinkoxyd, Chlorverbindungen und Alkalien angereicherten Stäube zu klären. In den Anlagen 6 und 7 sind die bei den V ersuchen bestimmten Meßgrößen und ihre Meßorte aufgeführt. Alle Werte wurden während der Versuchszeit laufend abgelesen und eingetragen, ein Teil selbsttätig registriert. Für die Messungen waren handels19

übliche Geräte eingesetzt. Die Temperaturmeßstellen wurden nach DIN 53 (VDITemperaturmeßregeln) installiert. Die Einrichtung der Mengenmeßstellen und die Berechnung der Blenden erfolgte nach DIN 52 (VDI-Durchflußmeßregeln). Damit liegt die Größe der möglichen Meßfehler in den in beiden DIN-Normen angegebenen Bereichen. In der Meßstellenliste wurden Hilfsmessungen wie Auswiegen der Schlacke, Kontrolle der Drücke der Umwälzpumpen und ähnliches nicht aufgeführt.

7. Versuchsdurchführung Die Befeuerung des Kesselteiles erfolgte mit Gichtgas als Hauptbrennstoff. Zusätzlich konnten Kohlenstaub oderfund Koksgas eingebracht werden. Brennstoffe und Verbrennungsluft wurden bei den ersten Versuchsreihen über einfache Zuführungen tangential in den Feuerraum eingeführt und erst dort gemischt. Hierdurch erfolgte die Zündung relativ spät. Es ergab sich ein verzögerter Ausbrand, die heißeste Zone wurde erst innerhalb des Tauchrohres des Zyklones festgestellt. Abhilfe wurde durch den Einbau von insgesamt sechs Gasbrennern für je 1000 Nm3Jh Brenngas geschaffen. Die Mischung der Brenngase - z. B. Gichtgas und Luft - erfolgte direkt hinter den Brennern durch Verwirbelung. Die Achsen der Brenner führten tangential in den Feuerraum auf einen Mittelkreis zwischen Innenwand des Feuerraumes und Außenwand des Tauchrohres. Zur Auswahl geeigneter Brenner wurden in einer Nebenanlage Brennerversuche durchgeführt. Hierüber berichtete Professor Dr. ScHWIEDESSEN bei der Sitzung des Exekutiv-Ausschusses am 13. Januar 1964 in der Technischen Hochschule Aachen. Bei den Versuchen wurde der Kesselfeuerraum durchschnittlich mit 5,5 · 106 kcaljh beaufschlagt. Als größtmögliche Leistung des Feuerraumes wurden 7 · 106 kcalfh festgestellt. Bei einer weiteren Steigerung der Belastung verlagerte sich das Ende des Ausbrandes in das Tauchrohr, womit ein ungünstiger Einfluß auf das Einschmelzen der Stäube verbunden war. Für die Abmessungen des Feuerraumes errechnete sich die durchschnittliche Volumenbelastung zu ca. 1,6 · 106 kcalfm3 h. Dies entspricht einer Flächenbelastung von 3,14 · 105 kcalfm2 h. Die gesamte Flammenlänge auf einer Schraubenlinie wurde mit etwa 5 m festgestellt. Bezogen auf eine mittlere Temperatur von 1000°C und einen vollkommenen Ausbrand wurde die mittlere Ausbrennzeit zu ca. 0,7 Sek. ermittelt. Die Verwendung von Rohgas unmittelbar aus den Hochöfen mit einem Feinstaubgehalt von etwa 40-60 gJNm 3 konnte nur bei den ersten Versuchen erfolgen. Das weitere Programm mußte in der beschriebenen Weise durchgeführt werden. Dadurch ergab sich der Vorteil, daß außer den eigentlichen Gichtstäuben auch andere Hüttenstäube - z. B. aus LD-Anlagen - eingesetzt werden konnten. Die Versuchsergebnisse bei Einsatz von Rohgas unmittelbar aus dem Hochofen sind in Anlage 8 zusammengestellt. Bei den Untersuchungen mit Zusatz von Stäuben zum Reingas unmittelbar vor den Kesselbrennern wurden Staubbelastungen bis maximal 300 g/Nm3 bzw. 280 g/106 kcal erreicht. Damit wurde die normale Beladung des ungereinigten Gichtgases unmittelbar 20

hinter dem Hochofen und erst recht die Beladung hinter den Staubsäcken weit übertroffen. Es besteht also die Möglichkeit, auch bei nur geringen für Kesselfeuerungen zur Verfügung stehenden Gichtgasmengen große Staubmengen nach dem entwickelten Verjahren zu verarbeiten, soweit nicht überhaupt auf den Einsatz anderer Brennstoffe übergegangen wird. Dem Kessel wurde entweder Grobstaub (HR) aus dem Staubsack hinter den Hochöfen oder Feinstaub (HH) aus einer Sackfilteranlage zugeführt. Weiterhin wurden Mischungen aus beiden Stäuben im Verhältnis 2 Gewichtsteile Grobstaub zu einem Gewichtsteil Feinstaub unter der Bezeichnung (MHHHR) eingesetzt. Diese Mischung entspricht in ihrer Körnung und in ihrer chemischen Analyse mit Ausnahme der Zinkoxyde dem durchschnittlichen Staub, wie er normalerweise hinter dem Hochofen anfällt. In Stichversuchen wurde ferner Staub aus der Elektro-Entstaubung eines bodenblasenden Konverters mit 02-Anreicherung im Kessel eingeschmolzen. Die folgende Tabelle zeigt den mittleren Körnungsaufbau der eingesetzten Gichtstäube (Angaben in Prozent): Kornfraktionen My

HR

HH

MHHHR

0-10 10-20 20-40 > 40

2,9 1,4 2,1 93,6

74,0 13,0 5,5 7,5

26,6 5,3 3,2 64,9

Die Verwendung von Gichtgas beruhte auf der zu Versuchsbeginn gültigen Annahme, daß genügend große Gichtgasmengen für Kesselfeuerungen zur Verfügung ständen. Diese Voraussetzungen waren in der Folgezeit nicht mehr gegeben. Es konnten, wenn überhaupt, nur kleine Gasmengen für die Verbrennung in Kesselfeuerungen frei gemacht werden. Diese Menge bestimmt sich in der Hauptsache aus der Notwendigkeit, Gichtgasschwankungen auszugleichen. Es war notwendig geworden, die V erfahren so abzuändern, daß mit einer möglichst geringen Gasmenge eine möglichst große Staubmenge eingeschmolzen werden konnte. Die bei dieser Feuerungsart erreichbare Einbindung der zugesetzten Stäube war aber nicht mehr hoch genug, um die Abgase mit einem Reinheitsgrad zu erhalten, der den zu erwartenden Vorschriften entsprach. Der im Feuerraum eingeschmolzene Gichtstaub wurde entweder direkt in flüssiger Form ausgetragen (Anlage 3) oder durch ein knieförmiges Übergangsstück in einen Trommelofen geleitet und dort einer kontrollierten Abkühlung und Nachbehandlung unterzogen (Anlage 5). Zur Nachbehandlung wurde die in den Drehtrommelofen geleitete Schmelze auf etwa 50°C über dem Schmelzpunkt abgekühlt, und bei dieser Temperatur weitere Gichtstäube bzw. Konverterstäube, Kohlengries, hämatitisches Brasilerz oder Mischungen dieser Stoffe zugesetzt, um ein Produkt zu erhalten, das für den Einsatz im Hochofen geeignet ist. Der Anteil der zusätzlichen kalten Beimengungen betrug 40-45% der flüssig in die Drehtrommel eingebrachten Menge. Hierdurch ergibt sich die interessante Möglichkeit, zusätzliche Stäube, die im Hüttenwerk anfallen (Gichtstäube, Konverterstäube, SM-Stäube, Sinterstäube, staubförmige Erze von Klassieranlagen, Stäube aus der Gasreinigungsanlage der Staubeinschmelzung), wirtschaftlich wieder in den Hochofenprozeß einzugliedern. Dieses V erfahren erscheint auch deshalb interessant, weil zusätzliche Anlagen für die Stückigmachung dieser Stäube nicht benötigt werden. Ebenso können von Sinteranlagen feine Fraktionen, welche die Leistung herabsetzen, ferngehalten werden. 21

Durch das zusätzlich in die Drehtrommel eingebrachte kalte Material wird die Temperatur der Schmelze in verhältnismäßig kurzer Zeit unter den Schmelzpunkt erniedrigt. Der flüssige Trommelinhalt durchläuft bei rotierender Trommel das teigige Gebiet, gleichzeitig wird das zusätzlich eingebrachte kalte Material eingebunden und entgast. Damit wird die Porosität des Encproduktes wesentlich erhöht, und das erstarrte, synthetische Produkt kann als Einsatzmaterial für den Hochofen Verwendung finden. Dieser Teil der in Rheinhausen durchgeführten Entwicklung wurde als Dissertation von Herrn HANS-DIETER KLUGER bei der Fakultät für Bergbau und Hüttenwesen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen 1963 unter dem Titel »Über das Reduktionsverhalten eisenoxydhaltiger Schlacken« eingereicht. Es wird deshalb bei der weiteren Betrachtung der in Rheinhausen durchgeführten Entwicklungen auf eine nochmalige Beschreibung und Auswertung dieses V ersuchsteiles verzichtet. Die in Rheinhausen erschmolzenen und nach der oben beschriebenen Methode behandelten Endprodukte wurden auf ihre Reduktionsfähigkeit im Institut für Eisenhüttenwesen der Technischen Hochschule Aachen untersucht. Auch diese Ergebnisse sind in der angeführten Dissertation enthalten. Es zeigte sich, daß bei dem V erfahren Rheinhausen zur Erzielung eines im Hochofen einsatzfähigen Produktes folgende Bedingungen zu beachten sind: a) Möglichst hoher Eisengehalt Eine zusätzliche Steigerung des Eisengehaltes (40-45%) der ablaufenden Schlacke kann durch Zugabe von eisenreichen anderen Stäuben, z. B. LD-Stäuben, in die Drehtrommel erreicht werden. b) Möglichst hohe Porosität des Endproduktes Die Erreichung dieser Bedingung war möglich durch die Zugabe von gasenden Stoffen, wie z. B. koksreichen Gichtstäuben oder Kohlengries. Durch Einbringen dieser gasentwickelnden Stoffe und durch schnelle Abkühlung des Trommelinhaltes wurde erreicht, daß die entstandenen Hohlräume nicht wieder zusammengedrückt werden. c) Maximale Erhöhung des frei vorliegenden Eisenoxydes Diese Forderung kann erreicht werden durch Oxydation des Wüstits zu Magnetit oder durch sein Freisetzen mittels Zugabe von Kalk. Die Versuche mit Nachbehandlung des aus dem Feuerraum ausgebrachten Gutes zeigten, daß der eingeschmolzene und nachbehandelte Gichtstaub hinsichtlich seiner Reduzierbarkeit einem magnetitischen Erz (z. B. Kiruna-D) oder dem Sinter der Hüttenwerke gleichgesetzt werden kann. Nach Abschluß der vorgeschriebenen Untersuchungen des Reduktionsverhaltens eisenoxydhaltiger Schlacken wurde der Drehtrommelofen unter dem Kessel bei den nachfolgenden Versuchen stillgesetzt und das Schmelzgut ohne Nachbehandlung direkt in ein abgedichtetes Gefäß ausgetragen. Wie bereits erwähnt, wurde bei den Versuchen als Hauptbrennstoff gereinigtes Gichtgas verwendet. Die Heizwerte dieses Gichtgases schwankten zwischen 850 und 950 kcalfNma. Zur Verbesserung der Verbrennungseigenschaften dieses Schwachgases konnte dem Feuerraum auch Koksgas zugeführt werden. Weiterhin konnte auch Kohlenstaub mit Trägerluft entweder als alleiniger Brennstoff oder als Zusatz zu dn gasförmigen Brennstoffen in den Feuerraum eingeführt werden. Der Kahlemtaub entsp:ach e~wa folgender Kornanalyse (Siebanalyse): 22

120-250 My 90-120 My 60- 90 My 33- 60 My < 33My

21,8% 27,6% 29,4% 15,8% 5,4%

Hu

=

7260 kcalfkg

Durch Verbrennung des heizwertarmen Gichtgases allein konnten im Feuerraum nicht die Temperaturen erreicht werden, die für das Einschmelzen der Stäube notwendig sind. Wie später ausgeführt wird (Abschnitt 8), mußte zur Erreichung des Schmelzzustandes bei Staubzusatz eine Mindestwärmemenge von 700 kcal - bezogen auf einen Nm 3 feuchten Verbrennungsgases - der Kesselfeuerung zugeführt werden. Dieser Wert konnte durch folgende Maßnahmen erreicht werden:

IX) Zusatz von hochwertigen Brennstoffen, wie Kokereigas, Öl oder Kohlenstaub, zum Gichtgas. Die Wahl dieser Brennstoffe ist abhängig von ihrem Wärmepreis und eventuellen zusätzlichen Anlagekosten. Zu beachten ist aber auch, inwieweit durch Verwendung von Zusatzbrennstoffen die Schmelzprodukte - insbesondere ihr Metallgehalt - geändert werden. ~)

Zusatz von Sauerstoff zur Verbrennungsluft der Feuerung. Hierzu wurden keine V ersuche durchgeführt, da sich der Effekt des Sauerstoffzusatzes ohne weiteres durch eine entsprechende Rechnung feststellen läßt. Darüber hinaus ist die Wirtschaftlichkeit des Sauerstoffzusatzes abhängig vom Sauerstoffpreis. Nach Angaben der Firma Messer, Frankfurt, würde bei genügend großen Anlagen Sauerstoff mit einem Reinheitsgrad von 92 bis 94% , der für diesen Zweck genügen würde, preisgünstig geliefert werden können. Solche Anlagen könnten gleichzeitig der Lieferung von Sauerstoff mit anderen Reinheitsgraden, z. B. für LD-Anlagen, dienen. Die Rentabilität des Sauerstoffzusatzes wird bestimmt durch die Ersparnis an Zusatzbrennstoffen, an Einrichtungen und Aufwendungen für die Vorwärmung der Verbrennungskomponenten und durch entsprechende Ersparnis der Kesselauslegung, da die Rauchgasmenge verringert und der Wirkungsgrad erhöht wird.

y) Bei den Versuchen erfolgte die Veredelung des heizwertarmen Gichtgases in der Hauptsache durch Vorwärmung der Verbrennungskomponenten. Für die Luftvorwärmung stand ein aus 2 Teilen bestehender, direkt mit Gichtgas beheizbarer Rekuperator zur Verfügung. Seine erste Stufe war als Berührungsaustauscher, sein Hochtemperaturteil als Strahlungselement ausgeführt. In der ersten Stufe konnten etwa 5000 Nm 3 Luft auf 600°C, im Strahlungserhitzet auf 900°C erhitzt werden. Die Vorwärmtmg des gereinigten Gichtgases erfolgte in einem ebenfalls direkt mit Gichtgas gefeuerten Berührungsvorwärmer. Die Endtemperatur betrug maximal 750°C. Die Heizflächen bestanden aus hoch chromlegierten Rohren, die nach den Erfahrungen der Herstellerfirma, der Rekuperator KG, Düsseldorf, einen Zerfall von Kohlenoxyd verhindern. Während und nach den V ersuchen konnte in den Rohren keine Ablagerung von feinem Kohlenstoff festgestellt werden. Um eine größere Freiheit hinsichtlich der Versuchsbedingungen zu gewährleisten, wurden beide Vorwärmer unmittelbar mit gereinigtem Gichtgas gefahren und die mit verhältnismäßig hohen Temperaturen abgehenden Verbrennungsgase nicht weiter zur Dampferzeugung ausgenutzt. Dieses Verfahren war auch deshalb gerechtfertigt, weil in der eigentlichen Kesselanlage zur Einsparung von Baukosten auf nachgeschaltete Heizflächen verzichtet worden war.

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Die Zusammenschaltung von Kessel, Gas- und Luftvorwärmer ist eine durch konstruktive Maßnahmen lösbare Aufgabe, die bei der vorliegenden Entwicklung nicht näher untersucht wurde. Der Gasvorwärmer könnte z. B. mit entsprechenden Reinigungsvorrichtungen, wie Kratzern, Bürsten oder Kugelregen, ausgerüstet werden.

8. Versuchsergebnisse Die Versuchsunterlagen wurden bei der Firma L. & C. Steinmüller in Gummersbach hinterlegt. Die wichtigsten Ergebnisse sind in den Tabellen Anlagen 8-19 zusammengestellt. Neben den Gas- und Luftmengen ist auch die gemessene Feuchtigkeit festgehalten. Der Wasseranteil wurde auch bei Bestimmung der Brennwärme (Qn) berücksichtigt. Unter der Bezeichnung »Koks« ist der mit dem Einsatzstaub in die Feuerung eingebrachte Kohlenstoffanteil zu verstehen. Er wurde aus den chemischen Analysen der Stäube errechnet. Es wurde berücksichtigt, daß der Kohlenstoffanteil bei den Versuchen mit angeschlossenem Drehtrommelofen nicht vollständig im Kessel verbrannte, sondern teilweise mit der Schlacke abgeführt wurde. Hierzu wird auf die Dissertation KLUGER verwiesen. Unter der Bezeichnung 1: Qn (kcalfh) ist also die aus allen Brennstoffen der Feuerung zugeführte Verbrennungswärme zu verstehen. Es wurden durchweg die unteren Heizwerte eingesetzt. Unter 1: Qv (kcalfh) wurden alle der Feuerung zugeführten Wärmemengen erfaßt, die durch die V orwärmung der Brenngase, der Verbrennungsluft und auch des Luftanteiles für den Transport von Gichtstäuben, Hüttenstäuben und Kohlenstaub eingebracht wurden. Diese Luftmengen wurden in der Feuerung als Sekundärluft verwertet. Die Temperaturen der Verbrennungskomponenten wurden unmittelbar vor der Feuerung bestimmt, so daß Zuleitungsverluste ausgeschaltet waren. Unter Qz ist die gesamte dem Feuerraum zugeführte Wärmemenge, also Verbrennungswärme und fühlbare Wärme, zu verstehen

Qz = I:Qn

+ I:Qv

(kcalfh)

Die Luftzahl A., d. h. das Verhältnis von insgesamt der Feuerung zugeführter Luft zur theoretisch für die Verbrennung aller Brennstoffe benötigten Luftmenge, wurde aus der dem Kessel zugeführten trockenen Luftmenge und dem theoretischen Luftbedarf der trockenen Brennstoffe errechnet. Während der V ersuche wurde die Sauerstoffkonzentration in den Abgasen kontinuierlich überwacht. Bei der Bestimmung der wirklichen Abgasmengen- Va1 - wurden die Feuchtigkeit von Luft und Brennstoffen sowie die bei der Verbrennung entstehenden Gasmengen berücksichtigt. QA (kcalfh) bedeutet die mit dem feuchten Abgas aus dem Kessel abgeführte Wärmemenge. Sie wurde aus den errechneten Abgasanteilen der Einzelbrennstoffe unter Berücksichtigung des Luftüberschusses und der gemessenen Temperaturen bestimmt. Die mittlere spezifische Wärme der Abgase wurde ebenfalls auf Grund der oben beschriebenen Messungen ermittelt. Die errechneten feuchten Abgasmengen sind mit Va1 (Nm3fh), die trockenen Abgasmengen mit Vatr (Nm3fh) bezeichnet.

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Auch hier sind die Luftüberschüsse enthalten. Die trockene Rauchgasmenge enthält nicht die aus der Verbrennung des Wasserstoffes der Brennstoffe entstandene Wassermenge. Dieser Verbrennungsbestandteil ist in der feuchten Abgasmenge mit enthalten. Zur Bestimmung der mit dem erzeugten Kesseldampf abgeführten Wärmemenge Qn (kcalfh) wurden die Meßwerte für Dampfmenge (kg/h), Dampfdruck (kpfcm2), Speisewassermenge und Speisewassertemperatur herangezogen. Die Wärmeverluste der Feuerungsanlage und der Rohrleitungen zwischen den Meßstellen wurden in der Auswertung mit Qw (kcalfh) bezeichnet. Dieser Wert wurde für alle V ersuche als konstant angesetzt, da entsprechend des annähernd konstanten Dampfdruckes auch gleiche Temperaturen der abstrahlenden Wände festgestellt wurden. Der Wert ergab sich als Mittel aus den Bilanzen sämtlicher Versuche, wie dies auch bei anderweitigen Kesseluntersuchungen üblich ist. Als Versuchskenngröße wurde in den Tabellen die rechnerisch bestimmte theoretische Enthalpie der Verbrennungsgase aufgeführt, die in Verbindung mit der Volumenbelastung des Feuerraumes die Grundlage für das Schmelzverhalten des Kessels ergibt. Die Menge der Verbrennungsgase wurde aus Menge und Analyse der Brennstoffe und der Analyse der Abgase hinter dem Verbrennungszyklon bestimmt. Erreichte dieser Wert

qaf, th

=

Qz T/af (kcalfNm3 feucht)

bei den V ersuchen ohne S Iaubzusatz einen Wert über 620 kcalfNm3 feuchten Verbrennungsgases, und lag die Belastung des Feuerraumes über 1,6 · 106 kcalfm3 h, herrschten Verhältnisse, bei denen mit Sicherheit der Schmelzfluß erreicht wurde. Bei Zusatz von Staub muß zu dem angegebenen Mindestwert der Versuchskenngröße qa1, th noch die Wärmemenge zugeführt werden, welche zur Aufwärmung der einzuschmelzenden Staubmenge und zur Deckung der Schmelzwärme notwendig ist. Bei der Anlage in Rheinhausen und den hierbei verwendeten Stäuben ergaben sich hier Werte von qaf, th > 700 kcalfN m3 feuchten V erbrennungsgases. Dieser Wert variiert selbstverständlich sowohl mit Art und Größe der Einschmelzanlage als auch mit Art und Menge der einzuschmelzenden Stäube. Bei Staubzusatz und bei einer theoretischen Enthalpie der Verbrennungsgase unter 680 kcalfNm3 feucht und einer Feuerraumbelastung unter 1,3 · 106 kcalfm3 · h setzte bei der Versuchsanlage der Schmelzfluß aus, bzw. der trocken aus dem Feuerraum ausgetragene Staubanteil überwog den eingeschmolzenen Anteil. Die Versuche ergaben aber auch, daß bei einer Erhöhung der theoretischen Enthalpie der Verbrennungsgase auch bei niedrigerer Belastung des Feuerraumes noch ein Schmelzfluß erreicht werden kann. Alle in den Tabellen zusammengestellten Versuche wurden mit Schmelzfluß gefahren.

8.1 Untersuchung der eingeführten Stäube und der abgeführten Schlacken und Stäube Die Analysen der in Rheinhausen ein,~esetzten Gichtstäube sind in den Anlagen 20-33 zusammengestellt. Die verhältnismäßig großeil Unterschiede dieser Analysen sind dadurch begründet, daß verschiedene Fraktionen des Gichtst.mbes untersucht w~uden, um hinsichtlich ihres Einsatzes b Feuerungen genauere Aussagen machen zu können.

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Die beiden Grundstaubarten HR und HH wurden an verschiedenen Stellen der Gichtgasreinigung entnommen und für verschiedene V ersuche im Gewichtsverhältnis 2: 1, das in etwa dem Staubanfall hinter dem Hochofen entsprechen würde, vermischt. Die beiden Staubarten haben durchschnittlich folgende Bestandteile: Bezeichnung

HR (%)

HH (%)

Feges. ZnO + PbO Alkalien Cl

35 -40 1,0- 1,5 1,0- 2,0 0,5 10 -25

20-30 15-25 5-15 3- 7 3- 8

c

Analog zu diesen Analysen ergibt sich die Zusammensetzung der eingesetzten Staubmischungen. Bei Einsatz dieser Gichtstäube in die Feuerung war zu erwarten, daß eine Anzahl der Staubkomponenten wegen ihrer physikalischen Eigenschaften nicht eingebunden werden konnten: Kohlenstoff in Form von Koks wird fast vollständig verbrannt. Die anfallende Schlacke aus dem mit dem Gichtstaub eingebrachten Koksanteil schwankte zwischen 5,6 bis 10,2%. Alkalien und Chlor verdampfen bei den im Schmelzzyklon herrschenden Temperaturen von über 1500°C und werden mit dem Abgasstrom ausgetragen. Zinkoxyd und Bleioxyd werden in der Schlacke der Kesselwand eingebunden, von dem ebenfalls zunächst eingebundenen Kohlenstoff zu Metall reduziert und als solches in dampfförmiger Form mit dem Abgas abgeführt. Diese Dämpfe wurden bei sinkender Temperatur, einem Kohlensäuregehalt von etwa 20% und einem Sauerstoffgehalt von 5 bis 6% im Abgas oxydiert. Sie verließen als staubförmige Blei- und Zinkoxyde die

eigentliche Kesselanlage und wurden zu einem überwiegenden Teil in den nachgeschalteten Gasreinigungsanlagen abgeschieden. Zur Untersuchung der Abscheidungsmöglichkeiten dieser Stäube und um festzustellen, ob der Reinheitsgrad derVerbrennungsgase auch bei hohen Belastungen der Feuerungen den Vorschriften entspricht, wurde während des letzten halben Versuchsjahres ein Elektrofilter eingesetzt. Dieser war durch die Firma ELEX leihweise zur Verfügung gestellt worden. Die Leistung des Elektrofilters betrug etwa 1000 Nm3fh, d. h. ca. 15% des anfallenden Rauchgases. Diese Menge wurde strömungsgleich abgezogen und über einen Röhrenkühler dem Elektrofilter zugeführt. Die chemische Untersuchung des anfallenden Staubes ergab, daß annähernd der gesamte Alkalien-, Zink-, Blei- und Chlorgehalt des verwendeten Staubes mit dem verbrannten Abgas aus dem Kessel abgeführt wird. Wie aus den Tabellen- Anlagen 22-33 - ersichtlich ist, enthält der im Filter gewonnene Abgasstaub etwa 40% PbO und ZnO, 20% Alkalien und 10-15% Chlor. Mit dieser Zusammensetzung stellt der Staub nach Unterlagen der Firma StallhergerZink ein Produkt dar, dessen Einsatzfähigkeit in den in Frage kommenden Industrien untersucht werden sollte. Damit würde sich die Möglichkeit ergeben, die bei erhöhten Staubzusätzen benötigten Anlagen zur Rauchgasreinigung durch die zusätzlichen Einnahmen aus der Zink- und Bleiverwertung zu amortisieren. Über die Abscheidungsmöglichkeiten dieser Oxyde liegt eine im Bereich der Gesamtversuche erstellte Dissertation von Diplom-Ingenieur KARL-HEINZ KLEEMANN vor, die 1965 bei der

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Fakultät für Berg- und Hüttenwesen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen eingereicht wurde: »Entzinkung von Gichtstaub in Schmelzzyklonen« Es erübrigt sich daher, hier auf Einzelheiten dieser Untersuchung näher einzugehen. Die Dissertation schließt mit folgender Zusammenfassung: »Nachdem bereits nachgewiesen worden war, daß bei der Verfeuerung von ungereinigtem Gichtgas ein Schmelzprodukt anfällt, das durch eine geeignete Nachbehandlung in ein reduzierbares, hochofeneinsatzfähiges Produkt umgewandelt werden kann, sollte im Rahmen der vorliegenden Arbeit die Möglichkeit einer Entzinkung von Gichtstaub im Schmelzzyklon untersucht werden. Zu diesem Zweck wurden die Untersuchungen, die sich bisher nur mit dem Einschmelzen von Grobstaub befaßt haben, auf das Gebiet des Einschmelzens von Feinstaub ausgedehnt. Der aus der Sackfilteranlage in Rheinhausen stammende Feinstaub ist der Hauptträger des im gesamten Gichtstaub enthaltenen Zinkoxyds. Der Feinstaub wurde in einer Menge von 200 bis 300 g/Nm3 Gichtgas zugesetzt und im Schmelzzyklon eingeschmolzen. Gichtgas und Verbrennungsluft wurden rekuperativ auf ca. 500° C bzw. 600° C, gemessen vor Eintritt in den Verbrennungsraum, vorgewärmt. Das flüssig ablaufende Schmelzgut konnte durch eine geeignete Nachbehandlung in ein hochofeneinsatzfähiges Produkt umgewandelt werden. Der mit dem Kes~elabgas ausgetragene Abgasstaub wurde aus einem Teilgasstrom im E-Filter entstaubt. Der hierbei anfallende E-Filter-Staub stellt mit seinen hohen Gehalten an ZoO und PbO ein verkaufsfähiges Produkt an die Zinkhütten dar. Es ist somit möglich, den im Schmelzzyklon eingebrachten Gichtstaub durch den Schmelzprozeß in ein hocheisenhaltiges, hochofeneinsatzfähiges Produkt ohne nennenswerte ZoO- und PbOGehalte umzuwandeln und gleichzeitig ein verkaufsfähiges Abgasstaubprodukt mit geringem Eisengehalt, aber hohen Gehalten an ZoO und PbO zu erhalten. Gleichzeitig werden bei diesem V erfahren die cyanhaltigen Verbindungen des Feinstaubes in für das Grundwasser unschädliche Produkte umgewandelt.« Über diese Feststellungen hinaus ist die Verminderung der Lagerungskosten der bisher abgekippten Stäube und die Verbesserung der Luft- und Grundwasserreinheit zu beachten. Eisen und Eisenoxyde wurden bei den V ersuchen bis auf ganz geringe Anteile in der Schmelzfeuerung eingebunden und mit dem flüssigen Gut in Form von Metalloxyden und Metall ausgetragen. Dieser Teil der Entwicklungen ist, wie bereits erwähnt, in der Dissertation von Diplom-Ingenieur HANS-DIETER KLUGER »Über das Reduktionsverhalten eisenoxydhaltiger Schlacke«, Technische Hochschule Aachen, 1963, enthalten. In dieser Arbeit werden auch Methoden entwickelt und behandelt, um die aus der Schmelzfeuerung ablaufende Schlacke dem Hochofenprozeß wieder zuzuführen. Die Analysen der synthetischen Erze sind in den Anlagen 20-33 enthalten.

8.2 Problem der Entstaubung der Verbrennungsgase Wie bereits erwähnt, wurde bei einem Teil der Versuche ein Elektrofilter der Firma ELEX, Zürich, für die Behandlung eines Teilstromes der Verbrennungsgase eingesetzt. Es konnte festgestellt werden, daß im Staub vor dem Filter eine starke Anreicherung der ihrer Natur nach flüchtigen Staubkomponenten erfolgte. Über die Entstaubungsmöglichkeiten liegt ein Bericht von Diplom-Ingenieur FAIGLE der Firma ELEX vor (Bericht Nr. IX der Sitzung des Exekutivausschusses der Hohen Behörde in der Technischen Hochschule Aachen vom 13. Januar 1964). Außerdem wird auf die Dissertation K.-H. KLEEMANN verwiesen.

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Bei den Untersuchungen wurde entsprechend der Entwicklungsaufgabe dem Anteil an Zink- und Bleioxyd besondere Aufmerksamkeit gewidmet. Es zeigte sich, daß - ausgehend von Staub HR mit etwa 1-1,5% Blei- und Zinkoxyd-dieseKomponenten im ausgeschiedenen Staub der Elektrofilteranlage in einer Konzentration von 30 bis 35% anfielen (Anlagen 22-33). Wurden dem Feuerraum Stäube des Types HH oder MHHHR zugesetzt, so war der im Feuerraum einbindbare Staubanteil geringer als im ersten Fall und der Staubgehalt im Abgas entsprechend höher. Beim Einsatz der erhöhten Staubmengen pro Wärmeeinheit interessierten vor allem auch die Vorgänge beim Einsatz von Staub mit höheren Gehalten an Bleioxyd, Zinkoxyd, Alkalien und Chlor. Die Elemente Natrium, Kalium und Chlor dürften im Einsatzstaub in Form von Alkali-Chloriden vorliegen, die beim Einbringen in den Feuerraum mit Temperaturen von über 1500°C sofort verdampfen. Das eingebrachte Zink- und Bleioxyd wird in der Kesselschlacke reduziert und beim Durchgang durch die Kessel bis zum Rauchgasfilter reoxydiert. In vorhandenen Hüttenwerken standen für die Verwendung in Schmelzfeuerungen gegen Ende der Versuchszeit nur geringe Gasmengen zur Verfügung. Es ist aus diesem Grund voraussichtlich unwirtschaftlich, diesen geringen Gichtgasanteil in ungereinigtem Zustand zu verwerten. Es würde hier voraussichtlich am wirtschaftlichsten sein, einer verhältnismäßig geringen Menge gereinigten Gases einen möglichst hohen Anteil Hüttenstäube - Feinstäube der Gichtgasreinigung, den Sinteranlagen, den Konverteranlagen und den SM-Öfen- zuzugeben. Die dann erforderlichen kleinen Kesselanlagen, welche schätzungsweise einer Dampfleistung von 10 bis 20 t/h entsprechen würden, wären mit einem nachgeschalteten Filter zu versehen, das insbesondere für die Rückgewinnung der hochwertigen Blei- und Zinkbestandteile notwendig ist und sich dadurch amortisieren würde. Anders stellt sich das Problem dann, wenn beim Bau von neuen Hüttenwerken oder bei grundsätzlicher Anderung der Gichtgasverwertung bzw. bei notwendig werdenden Erweiterungen oder Ersatz von Reinigungsanlagen erhöhte Gichtgasmengen in Feuerungen verheizt werden sollen. In diesem Fall wird aber die Aufladung des Rauchgases an Staub sehr gering sein. Andererseits ist zu beachten, daß für die bei der Verbrennung entstandene Rauchgasmenge ein geringerer Reinigungsgrad verlangt wird. Während bei maschinenreinem Gas Staubbeladungen von etwa 10 mgfNm3 und bei Verwendung in Gasturbinen von etwa 1 mgfNm3 verlangt werden, kann die auf etwa das 1,6fache erhöhte Verbrennungsgasmenge mit größerer Staubheiadung abgeführt werden. Es ist aber bekannt, daß die Erstellungskosten für Gasfilter bei einer Entstaubung auf etwa 150 mgfNm3 nur etwa halb so teuer sind, wie bei einer Entstaubung auf 10 mgfNm3. Die Kostensteigerung bei einer Erhöhung der zu reinigenden Gasmenge auf das 1,6fache bei einer für Rauchgase verlangten Reinheit beträgt nur etwa das 1,2fache.

8.3 Wärme- und Stoffbilanzen Bei den Wärmebilanzen der Einzelversuche verblieb bei Bildung der Differenz aus der insgesamt zugeführten Wärmemenge Qz und den in irgendeiner Form abgeführten Wärmemengen in jedem Fall ein positiver Restbetrag. Diese Wärmemenge L1Q deckte die in dem flüssig ausgebrachten Staubanteil und im Staub der Abgase enthaltenen Wärmen. Dieser Wert ist allerdings mit allen Fehlern aus der Messung der Einzelwerte behaftet. Aus den Mengenbilanzen der eingebrachten Stäube wurde bei verschiedenen Versuchen festgestellt, daß von dem eingesetzten Staub, soweit er nicht verbrannte oder dampfförmig abgeführt wurde, oft ein Teil an den Wänden des Feuerraumes haften blieb. Hierdurch änderte sich dort die Schlackenschicht. Bei anderen V ersuchen, besonders mit höheren

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Temperaturen oder kleineren Staubmengen, wurde ein Teil dieser Schlackenschicht wieder abgeschmolzen und flüssig abgeführt. Diese Dickenänderung der Schlackenschicht (auch die veränderlichen Zusammensetzung der Schlackenschicht) mußte bei der Auswertung der Versuche berücksichtigt werden. Für mehrere V ersuche enthält die Tabelle Anlage 34 eine Zusammenstellung der Mengenbilanz. Zur näheren Bestimmung des Anteiles LJQ an der Wärmebilanz wurden die in den Anlagen 8-15 eingetragenen kohlenstofffreien Staubmengen ermittelt. Unter der Voraussetzung, daß der Kohlenstoff bei den Versuchen mit direktem Schlackenablauf (also ohne Nachbehandlungstrommel) vollkommen verbrannte, wurde die im Feuerraum verbliebene Schlacke entsprechend der Spalte 5 in Tabelle Anlage 34 errechnet: C-freie Schlacke - (flüssig ausgetragene Schlacke + Abgasstaub) = im Feuerraum verbliebener kohlenstofffreier Schlackenanteil

Als Meßwerte wurden bei Untersuchung des Betrages LJQ die ausgewogenen aus der Feuerung flüssig ausgebrachten Schlackenmengen und der ebenfalls gemessene Staubgehalt in den Rauchgasen eingesetzt. In der Formel bedeuten:

LlQ = L1Qs

+ LlQAs + LlQKs + LlQ'

flüssig ausgebrachter Staubanteil (kgfh) Staubmenge im Abgas (kgfh) an den Wänden der Feuerung verbliebener Staub bzw. zusätzlich abgeschmolzener Staub (kg/h) LJQ' = enthält auch die bereits oben besprochenen Bilanzfehler S AS KS

Die Anteile von LJQ, die als Wärmeinhalt der kohlenstofffreien Stäube (flüssig oder fest) anzusehen sind, bestimmen sich aus der Summe der fühlbaren Wärme und den für das Einschmelzen aufzubringenden Schmelz- und Umwandlungswärmen. Bei e1mgen Staubkomponenten sind auch Verdampfungs- und Überhitzungswärmen zu berücksichtigen. Zur Ermittlung der letztgenannten Größen wurden aus den Analysen der Anlagen 21 bis 33 Mittelwerte gebildet, die für die einzelnen Staubarten charakteristisch sind. Da aus der Literatur nicht für alle Analysenwerte die entsprechenden physikalischen Kennwerte entnommen werden können, wurden nur die wichtigsten Komponenten berücksichtigt. Hierbei wurden Angaben von KuBASCHEWSKY, LANDOLDT-BÖRNSTEIN und D' ANS LACHS zugrunde gelegt. Die Summe der Schmelzwärmen und Umwandlungswärmen betrug für den Staub HH ca. 100 kcalfkg, für MHHHR ca. 90 kcalfkg und für HR ca. 84 kcalfkg. Der Wärmebedarf für die Behandlung der eingebrachten Stäube im Feuerraum umfaßt zusätzlich auch noch die Beträge, welche für die Aufwärmung der Stäube auf Feuerraumoder Schmelztemperatur benötigt werden bzw. die Wärmemengen, die notwendig sind, um die Stäube AS von ihrer Anfangstemperatur auf die Austrittstemperatur aus der Feuerung zu erhitzen. Als Enthalpien wurden für alle Stäube 335 kcalfkg eingesetzt. Demnach ergibt sich die gesamte Schlackenwärme zu ca. 435 kcalfkg, für den Staub HH für den Staub MHHHR zu ca. 425 kcalfkg, zu ca. 419 kcalfkg. für den Staub HR 29

Nach Einsatz der entsprechenden Schlackenwärmen und Aufteilung des Betrages LIQ laut Anlagen 9-15 ergibt sich die Bestimmung des Restgliedes LIQ' und damit eine Abgrenzung der Fehlergrenzen bei den durchgeführten Untersuchungen. Diese Differenz bewegt sich in einem Streubereich von 3,4% bis -5%. Das Restglied konnte erst genauer bestimmt werden, nachdem die Staubmenge im Abgas mit dem Versuchsfilter meßbar wurde.

+

8.4 Erläuterung der beigefügten Diagramme Um die einzelnen Einflüsse klarzulegen, wurde ein Teil der Ergebnisse in den beiliegenden Diagrammen dargestellt. In Anlage 35 wurden die freigesetzten Heizwertwärmen .E Qn (gebundene Wärme) und die durch die V orwärmung der Verbrennungskomponenten (Luft und Brennstoffe) in den Feuerraum eingebrachte Wärme .E Qv (fühlbare Wärme) als Funktion der insgesamt dem Feuerraum zugeführten Wärme Qz aufgetragen. Es ist ersichtlich, daß die Steigerung der gesamt zugeführten Wärme sowohl durch Zuführung größerer Brennstoffmengen als auch durch Vorwärmung von Brennstoff und V erbrennungsluft, hauptsächlich aber durch Erhöhung der unteren Heizwerte des Brennstoffgemisches mittels Beimischung von heizwertreicheren Brennstoffen zum Gichtgas, erfolgte. Eine Erhöhung der V orwärmung war bei dem vorhandenen Ausbaustadium der Anlagen über die angegebenen Grenzen hinaus verschiedentlich mit Schwierigkeiten verbunden, da die Wärmeverluste in den Rohrleitungen zwischen den Rekuperatoren und dem Feuerungsteil infolge der großen Entfernung sehr hoch waren. In der Anlage 36 wurden als Funktion der insgesamt zugeführten WärmemengenQz die gemessenen Abgastemperaturen dargestellt. Es zeigt sich, daß diese Temperaturen von der Steigerung der zugeführten Gesamtwärmemenge fast unberührt blieben. Dieses Verhalten ist offenbar im Aufbau des Teilkessels begründet. Hinter dem nach Beginn der Versuche mit Schlacke abgekleideten Feuerraum einschließlich Tauchrohr befindet sich die berohrte, aber nicht bekleidete Zone des trichterförmigen Überganges zum Abzugskamin. Bewirkt eine Steigerung der Summe Qz eine Erhöhung der Temperatur am Ende des Tauchrohres, so erhöhen sich die Wärmeübergangszahlen im Teil zwischen Ende des Tauchrohres und Kamin. Daher ändert sich die Temperatur am Eintritt in den Kamin - dort befindet sich die Meßstelle - nur unwesentlich. Es wurde auch festgestellt, daß die Abgastemperaturen bei den Versuchen mit angeschlossener Drehtrommel durchweg um ca. 100-120°C unter den Temperaturen lagen, die ohne Einsatz des Trommelofens gemessen wurden. Es muß angenommen werden, daß die aus der Beheizung des Trommelofens resultierende Vergrößerung der gesamten Abgasmenge infolge verbesserter Wärmeübergangswerte eine Erniedrigung der Abgastemperaturen hinter dem untersuchten Kesselteil bewirkt. Diese Feststellung ist wichtig, weil sie zeigt, daß sich durch die Erhöhung der Verbrennungstemperaturen und durch höhere Belastungen im Feuerraum bei gleicher Kesselkonstruktion eine Erniedrigung der Abgastemperaturen ergibt. Dies kann auch theoretisch nachgewiesen werden. In der Anlage 37wurde das feuchte Abgasvolumen als Funktion der insgesamt zugeführten Wärme Qz dargestellt. Die zwei Diagrammlinien zeigen den Unterschied des feuchten Abgasvolumens bei Beheizung ohne und mit Kokszusatz. Die Anlage 38 enthält eine Darstellung der im Abgas gemessenen Staubgehalte als Funktion der feuchten Abgasmenge bei einer eingebrachten Staubmenge von 260 gf 103 kcal. Diese Staubmengen sind weitgehend abhängig von der Art des eingesetzten Staubes. Bei steigenden Abgasmengen ist aber auch die Steigerung des Staubgehaltes bei den verschiedenen Staubarten sehr unterschiedlich.

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Ebenfalls als Funktion der gesamt zugeführten Wärme wurde in den Anlagen 39 und 40 die in Dampf umgesetzte Wärmemenge Qn aufgetragen. Als Parameter wurden sowohl die Staubart als auch die spezifische Staubaufladung des Verbrennungsgases in g/1000 kcal eingesetzt. In den Anlagen 41 und 42 wurden mit den gleichen Parametern die mit dem Abgas abgeführten Wärmemengen QA dargestellt. Die Anlagen 45 und 46 enthalten, ebenfalls mit den gleichen Parametern, das verbleibende Restglied LlQ. Aus den Anlagen 45 und 46 geht- entsprechend den weiter oben gemachten Ausführungen- die Unterteilung des Restgliedes LlQ hervor. In Anlage 45 wurden über den zugeführten spezifischen Staubmengen (g/103 kcal) die Staub- und Schlackenmengen an den einzelnen Abzugsstellen und in Aulage 46 die entsprechenden Wärmemengen aufgetragen. Um die Mittelwertkurven wurden bei den einzelnen Spezifikationen die Streubereiche der V ersuche aufgezeichnet. Den größeren Anteil dieser Wärmemengen hat naturgemäß die flüssig ausgetragene Schlacke, während der Wärmeinhalt des Staubes im Abgas den geringsten Anteil ausmacht. In Anlage 47 ist das verbleibende Restglied LlQ über den zugeführten spezifischen Staubmengen aufgetragen. Die Anlage 48 enthält die Abhängigkeit des ZnO-Gehaltes des im ELEX-Filter hinter dem Kessel abgeschiedenen Staubes vom ZnO-Gehalt des Einsatzstaubes. Die gleiche Abhängigkeit wurde für die PbO-Gehalte aufgetragen. Diese Werte beziehen sich auf einen einmaligen Durchgang der Einsatzstäube durch die Anlage. Eine Untersuchung, ob und wie eine weitere Anreicherung in den Filterstäuben, z. B. durch mehrmaligen Durchgang, erreicht werden kann, konnte aus Zeitmangel nicht mehr durchgeführt werden. 8.5 Weitere Versuche und Entwicklungen Es wurde bereits darauf hingewiesen, daß neben den Hauptversuchen auch Sonderuntersuchungen, die für die Erreichung des Versuchszieles als notwendig erachtet wurden oder in dem gestellten Thema enthalten waren, durchgeführt wurden. Die Zusammenstellung dieser Arbeiten enthält Abschnitt 16 dieses Berichtet, S. 63-64, sowie Abschnitt 17, 1-6. Die Ergebnisse wurden auszugsweise in diesem Bericht mitverwertet. Die Ausführungen von Dr. KLEINERT, Abschnitt, 16, 11./V., müssen noch insoweit ergänzt werden, als nach Ende der Versuche die Bezugsmöglichkeiten von Zinkerzen sich durch neue reichliche Funde so verbessert haben, daß der Einsatz der Zinkstäube aus den Einschmelzzyklonen für Gichtstäube nur dann möglich sein wird, wenn es durch weitere Arbeiten gelingt, die Eigenschaften dieses Staubes den Betriebserfordernissen anzupassen.

9. Beurteilung der Versuchsergebnisse Es kann festgestellt werden, daß die vorgegebenen Versuchsziele in Rheinhausen erreicht wurden. Es gelang insbesondere, die in die Feuerung eingebrachten Stäube mit Gichtgas bei entsprechender Vorwärmung der Verbrennungsgase und der Luft undfader 31

bei Zugabe hochwertiger Brennstoffe einzuschmelzen. Die Stäube konnten mit einem guten Einbindungsgrad aus der Schmelzfeuerung abgezogen und durch eine ebenfalls in Rheinhausen entwickelte Nachbearbeitung in einen Zustand gebracht werden, bei dem sie im Hochofen wie Sinter einsetzbar waren. Bei diesem Behandlungsverfahren konnten weitere erhebliche Mengen Hüttenwerksstäube verarbeitet werden. Sie ließen sich bis auf 300 g/103 kcal (der Feuerung zugeführt) erhöhen. Dabei war zur Erreichung der Schmelztemperatur eine Enthalpie der feuchten Verbrennungsgase von 700 kcalfNm3 oder mehr nötig. Dieser Wert gilt für eine Feuerraumbelastung von mehr als 1,6 · 106 kcalfm3 h. Außer Gichtstäuben - grob oder fein - kann auch anderes eisenhaltiges Feinmaterial - z. B. Konverterstaub - eingesetzt werden. Dies gilt sowohl für den Einschmelzraum als auch für die Nachbehandlung der synthetischen Erze. Da diese Stäube überwiegend einen hohen Gehalt an Fe haben, wird der Eisengehalt der aus Gichtstaub erhaltenen Produkte entsprechend angereichert und ihr Wert gesteigert. Außerdem wird die Sinteranlage von diesen Feinstäuben entlastet. Es ergab sich weiter, daß zum Einschmelzen und zur Nachbehandlung der Hüttenstäube außer Gichtgas auch andere Brennstoffe oder eine Kombination von Brennstoffen benutzt werden kann. Dieses Ergebnis ist insbesondere für bestehende Hüttenwerke wichtig, in denen die bisherige Verwendung des Gichtgases nicht geändert werden kann und in denen wegen der zur Zeit stark reduzierten Gichtgasmengen und Gasheizwerte nur noch wenig Gichtgas außerhalb der metallurgischen V erbraueher zur Verfügung steht. Die Änderungen im Hochofenbetrieb durch die Herabsetzung des Kokssatzes haben zur Folge, daß bei bereits bestehenden Hüttenwerken der wirtschaftliche Weg für die neuen Verfahren darin besteht, mit einer möglichst geringen Gichtgasmenge die in den Gichtgasreinigungen anfallenden Feinststäube einzuschmelzen. Der gleiche Effekt kann bei Beladung anderer aschenfreier oder aschenarmer Brennstoffe auf die maximal mögliche Staubmenge erreicht werden. Die V erfahren konnten so entwickelt werden, daß diese Stäube in einen flüssig ablaufenden Teil mit der größten Menge des eingesetzten Eisens und in einen mit den Abgasen abgehenden Staub mit dem größten Zink-, Blei-, Alkalienund Chloranteil getrennt werden. Begonnene, aber nicht mehr abgeschlossene V ersuche schienen einen Weg aufzuzeigen, wie die Stäube mit den hohen Zink- und Bleigehalten verkaufsfähig gemacht werden können. Eventuell sollten zwecks Gewinnung von Spurenelementen weitere Untersuchungen angeschlossen werden. Die Versuche zeigten, daß die in den eingesetzten Stäuben und Gasen enthaltenen Cyanverbindungen zerstört und als ungiftige Stoffe in die Atmosphäre abgeführt werden können. Die Lagerung der geschmolzenen Schlacke, die wegen zu geringen Eisengehaltes nicht wieder in den Hochofenprozeß zurückgeführt werden kann, wird in granulierter Form gegenüber der Lagerung von Schlämmen und Stäuben zu Erleichterungen führen. Dieser Weg ist geeignet, auch die jetzigen und kommenden Forderungen zur Reinhaltung von Grundwasser und Luft zu erfüllen. Aus Zeitmangel war es nicht möglich, vollständig zu klären, ob und in welcher Weise eine Reinigung der Rauchgase der Schmelzfeuerung notwendig ist. Während die ursprüngliche Entwicklung davon ausging, das ungereinigte oder teilgereinigte Gichtgas mit dem in ihm enthaltenen Staub in der Schmelzfeuerung zu verwerten, wurde im Verlauf der Versuche die Feinstaubmenge auf mehr als das 100fache gesteigert. Es konnte noch nicht festgestellt werden, von welcher Staubbelastung ab eine Abgasreinigung notwendig wird.

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Es steht fest, daß bei den während der Entwicklung angewendeten hohen Staubaufladungen eine Abgasreinigung nicht zu umgehen ist. Dabei muß aber beachtet werden, daß den hohen Staubaufladungen eine stark verminderte Abgasmenge entspricht und der Reinigungsgrad der Kesselabgase gegenüber dem maschinenreinen Gas kostenwirksam herabgesetzt wird. Die entwickelten Verfahren sind hinsichtlich Lagerkosten und Reinhaltung von Luft und Grundwasser mit wesentlichen V orteilen verbunden. Die weitere Entwicklung bietet voraussichtlich die Möglichkeit, die Reinigungskosten durch erhebliche Gutschriften aus den zu gewinnenden Produkten mehr als zu decken. Da wegen des stark wechselnden Gichtgasanfalles Kesselfeuerungen der oben beschriebenen Art durch Zusatz von anderen Brennstoffen gleichzeitig auch zum Ausgleich der Schwankungen dienen sollen, müssen solche Feuerungen als Kombinationsanlagen entwickelt werden. Falls als AusgleichsbrennstoffKohle benutzt wird, wäre ein Einbau von Abgasreinigungsanlagen ohnehin notwendig. Wird jedoch als Ausgleichsbrennstoff Koksgas, Erdgas oder Öl verwendet, so muß die Gasreinigung als zusätzliche Anlage gewertet werden.

10. Die Wirtschaftlichkeit der Verfahren zur Verbrennung von ungereinigtem, teilgereinigtem und ungekühltem Gichtgas und des Einschmelzens von Hüttenwerksstäuben in Schmelzfeuerungen Eine Wirtschaftlichkeitsbetrachtung muß von bestimmten Vergleichsgrundlagen ausgehen. Hierzu eignen sich die in diesem Bericht angeführten Werte der Wirtschaftsvereinigung Eisen und Stahl, Düsseldorf, sowie auch die von dieser Seite veröffentlichten Zusammenstellungen über die Bewertung von Abfallstoffen in Hüttenwerken. Außerdem wurden Veröffentlichungen des Vereins Deutscher Eisenhüttenleute zugrunde gelegt (Abschnitt 4 des Berichtes). Ebenso sind die Anlagekosten der jetzigen und der neu entwickelten Verfahren zu vergleichen. Beim V ergleich der Anlage- und der Betriebskosten darf man sich nicht auf einen einzelnen Werksteil beschränken, sondern man muß den gesamten geänderten Komplex betrachten. Hierbei müssen auch die unterschiedlichen Anforderungen an den Reinheitsgrad der Gase und ihre Auswirkung auf die Anlage- und Betriebskosten berücksichtigt werden. Eine wichtige Rolle spielen auch die heutigen und die noch zu erwartenden Kosten für den Schutz des Grundwassers. Außerdem müssen bei der Bewertung der neuen Verfahren die Gutschriften aus den gewinnbaren Wertprodukten und aus der zusätzlich anfallenden fühlbaren Wärme der Gichtgase berücksichtigt werden. Die Vorteile, die durch den ganz oder teilweisen Wegfall der Fein- und Feinstreinigungsanlagen entstehen, müssen durch entsprechende Gutschriften dem Hochofen zugute kommen. Einer Wirtschaftlichkeitsbetrachtung sollten der heutigen Energiewirtschaft von Hüttenwerken entsprechende Preise für Strom, Hochofenwind und Dampf zugrunde gelegt werden. Die für die neuen Verfahren resultierende Kostensenkung soll als Gutschrift dem Hochofen zugeteilt werden. Hierbei muß der verwertbare Wärmeinhalt des Gichtgases (gebundene und fühlbare Wärme) zu dem Preis eingesetzt werden, der für den Fremdbezug von Brennstoffen, Strom oder sonstigen Energien frei Verwendungsstelle einschließlich Lagerkosten aufzuwenden wäre. Es können nicht mehr oder weniger willkürliche Preise angenommen

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werden, die darin begründet sind, daß man zwar für das Gichtgas im Mittel den Vergleichspreis mit anderen Brennstoffen (z. B. Kohle, Öl, Erdgas) einsetzt, für die einzelnen Verwendungsarten des Gichtgases aber Preise, die über oder unter dem Mittelwert liegen. Diese Art der Berechnung wird kaum den wirklichen Verhältnissen gerecht. Der Einsatz eines geringeren Wärmepreises, z. B. bei der Verwendung von Gichtgas zur Dampferzeugung, wirkt sich in einem ungerechtfertigten V orteil für die Dampfverbraucher aus. Dieser Weg kann lediglich für interne Verrechnungsarten gewählt werden, um die Verwertung des Gichtgases zu steuern. Wenn Gichtgas bei Verwendung in Tieföfen oder sonstigen metallurgischen Prozessen gegenüber anderen Brennstoffen besondere Vorteile erbringt, müßte es mit einem entsprechend höheren Wert angesetzt werden. Der Ansatz eines geringeren als des V ergleichswertes für die Dampferzeugung hat auch den Nachteil, daß diese Stellen zu einem möglichst hohen Gichtgasverbrauch angeregt werden. Dies widerspricht aber den wirklichen Notwendigkeiten eines Werkes, Gichtgas bei metallurgisch wichtigen Prozessen einzusetzen. Die z. B. von der Hohen Behörde vorgeschlagene Bewertung von Gichtgas zur Dampferzeugung (5-7 DMJ106 kcal) berücksichtigt u. a. nicht, daß Gichtgas nach den in Rheinhausen entwickelten Methoden mit einem wesentlich erhöhten Wirkungsgrad verbrannt werden kann. Weiterhin entstehen durch den Wegfall der Kohletransport- und -mahlkosten, der Transport- und Lagerkosten für Schlacken, der einfacheren Bedienung, der kleineren Kesselverschmutzung, der voraussichtlich stark verminderten Reparaturkosten für den Verbraueher Vorteile, die sich in einer entsprechenden Erhöhung des Gichtpreises, also in einer erhöhten Hochofengutschrift, auswirken müßten. Außerdem berücksichtigt dieser Preis nicht, daß die Anwendung der Methode Rheinhausen zur Gichtgasverbrennung eine wesentliche Verkleinerung der Kesselheizfläche neben einer Erhöhung des Wirkungsgrades zur Folge hat. Bei allen derartigen Kostenvergleichen dürfen nur die Kostenanteile bzw. die Anlagekosten berücksichtigt werden, die sich beim Übergang auf ein anderes Verfahren als Ausgabe des Gesamtwerkes ändern. Deshalb sollte z. B. von vornherein der Teil der Werksumlage ausgeschieden werden, der in seiner Höhe von dem Verfahren eines einzelnen Betriebes unabhängig ist und dessen anders gewählter Verteilungsschlüssel die Gesamthöhe dieses Faktors nicht beeinflußt. Die beim Übergang auf ein geändertes Verfahren für das alte Verfahren noch weiter bestehenden Kapitalkosten müssen dem neuen V erfahren belastet werden. Es wurde bereits mehrfach unterschieden zwischen der Anwendungsmiiglichkeit der entwickelten Verfahren in bestehenden und in neu errichteten Hüttenwerken bzw. beim Ausbau bestehender Werke bei größeren Änderungen der Gaswirtschaft. Im ersten Fall ergibt sich eine eingeschränkte Einsatzmöglichkeit vor allem im Hinblick auf die Verwendung des Gichtgasstaubes bzw. die Verarbeitung anderer Hüttenwerksstäube. Man erhält Anlagegrößen, die auch zur Regelung der Gichtgaswirtschaft notwendig sind. Im zweiten Falle besteht die Möglichkeit einergrundsätzlichen Umstellung der Gichtgasverwertung unter Wegfall der Gichtgasreinigung oder mindestens der Feinreinigung und nicht zuletzt des verzweigten und teuren Reingasnetzes. Dabei kann die gesamte ungekühlte, ungereinigte oder teilgereinigte Gichtgasmenge zur Erzeugung von Dampf, Strom, Gebläsewind usw. in Hochofennähe eingesetzt werden, während der Wärmebedarf des Werkes mit anderen Brennstoffen - evtl. auch unter Einsatz von Sauerstoff gedeckt wird. Beim Vergleich mit O!jeuerungen ist zu beachten, daß die ausgedehnten Verteilungsleitungen für Gichtgas entfallen, da Öl an beliebigen Stellen gelagert werden kann. 34

Beim Vergleich mit Erdgas oder ähnlichen Gasen ist zu beachten, daß die Übergabestellen des Erdgases verbrauchsgünstig gelegt werden können. Bei diesen Gasen entstehen darüber hinaus auch kaum Reinigungskosten. Erdgas hat bereits den benötigten V erteilungsdruck, und die Verteilungsleitungen können mit erheblich kleinerem Durchmesser ausgelegt werden als bei Gichtgas. Im Hinblick auf den Heizwert genügt etwa ein Achtel des Querschnittes, bezüglich des Druckes etwa die Hälfte des Durchmessers. Außerdem entfallen bei beiden Vergleichsbrennstoffen die bei Gichtgasleitungen auftretenden Wärmeverluste. Es wurde bereits erwähnt, daß noch zu untersuchen ist, ob und in welchem Umfange für Energieerzeugungsanlagen statt Luft Sauerstoff oder sauerstoffangereicherte Luft eingesetzt werden kann. Dabei würden folgende V orteile zu beachten sein: a) Irrfolge des geringen Volumens der Verbrennungsgase ergeben sich kleinere Anlagen. b) Irrfolge der erhöhten Verbrennungstemperaturen werden die Heizflächen kleiner. c) Der unter Druck erzeugte Sauerstoff kann unter Verwertung seiner kinetischen Energie eingesetzt werden. Hierdurch werden die Förderkosten (Luftventilatoren, Abgasventilatoren) vermindert. d) Wird in einem Hüttenbetrieb ohnehin Sauerstoff eingesetzt, dann können für den bei Feuerungen eingesetzten Sauerstoff sowohl anlage- als auch betriebsmäßig nur die Kosten angesetzt werden, die durch die entsprechende Mehrerzeugung entstehen. Es muß beachtet werden, daß keine besonders hohen Ansprüche an die Reinheit dieses Sauerstoffs gestellt werden, so daß auf den kostengünstigsten Reinheitsgrad abgestellt werden kann. e) Die Versuche in Rheinhausen ergaben, daß man zur Einschmelzung der Stäube eine Verbrennungstemperatur erzielen muß, die mit Gichtgas nur durch Vorwärmung von Verbrennungsluft und Gas bzw. durch entsprechenden Zusatz anderer Brennstoffe zu erreichen war. Beim Einsatz von Sauerstoff würden die verhältnismäßig teuren Anlagen zur Erreichung dieser Vorwärmtemperaturen wegfallen, soweit sie nicht notwendig sind, um die Abgastemperatur auf den günstigsten Wert herabzusetzen. Natürlich muß hierbei auch berücksichtigt werden, wie sich der Wärmeverbrauch der Energieerzeugung ändert, wenn wegen Erreichung der günstigsten Abgastemperatur die Speisewassereintrittstemperatur, also auch die Regenerativ-

vorwärmung des Speisewassers, geändert werden muß. Auf Grund dieser Überlegungen kann der einsetzbare Sauerstoffpreis bestimmt werden. Beim heutigen, sich voraussichtlich noch verschärfenden Gasmangel werden in bestehenden Hüttenwerken ohnehin in erster Linie die metallurgischen Feuerungen, wie Winderhitzung, Tieföfen, Stoßöfen, Siemens-Martin-Öfen und evtl. Kokereien, mit gereinigtem Gichtgas versorgt werden müssen. Nur der hier nicht verwertbare Rest kann zur Energieerzeugung eingesetzt werden. Dabei muß aber auch untersucht werden, inwieweit durch konstruktive Lösungen in den Cowpern ein Teil des feingereinigten Gases durch ungereinigtes oder teilgereinigtes Gichtgas ersetzt werden kann. Es wurde bereits festgestellt, daß bei den neuen Verkokungsverfahren ( Rostverkoku,~gsanlagen und Staubentgasungsanlagen) an Stelle von gereinigtem Gichtgas ungereinigtes Gichtgas verwendet werden kann (Abschnitt 16, 11./VIII. und 12.JIII.). Zur Regelung der Gichtgaswirtschaft müssen Anlagen vorhanden sein, um Gichtgasschwankungen auszugleichen, ohne daß die Produktionsanlagen von diesen Schwankungen berührt werden. Hierzu eignen sich aber am besten Feuerungsanlagen zur Dampf- bzw. Stromerzeugung, bei denen ohne Änderung der Menge und Qualität des Erzeugnisses Gichtgas gegen andere Brennstoffe ausgetauscht werden kann.

35

Werden hierzu die in Rheinhausen entwickelten V erfahren gewählt, so sind folgende Vorteile zu erwarten: a) Die Spitzengasmenge muß nicht abgekühlt und gereinigt werden, wenn eine solche Feuerungsanlage in der Nähe des Hochofenbetriebes erstellt wird. Somit ist es auch nicht notwendig, die Gichtgasreinigungen auf den Spitzenbetrieb auszulegen. Es werden zum mindesten Kosten für Kapital, Energie, Wasserhaltung und Reparatur sowie evtl. auch Löhne eingespart. b) Es ergibt sich die Möglichkeit, in solchen Anlagen Gichtstäube, Feinstäube und andere Hüttenwerksstäube einzuschmelzen und lagerfähig zu machen sowie das in diesen Stäuben enthaltene Eisen für den Hochofen zu gewinnen. Die Versuche zeigten Wege, aus diesem Staub Stoffe und Verbindungen, wie Zink, Blei, Chlor, Alkalien, so zu entfernen, daß sie nicht mehr in den Hochofenkreislauf gelangen. Sie können wahrscheinlich so gewonnen werden, daß verkaufsfähige, marktgerechte Produkte entstehen. Für die Gewinnung von Spurenelementen ist noch eine Lösung zu finden. c) Durch Zerstörung der Cyanverbindungen und Erzielung einer weitgehend verbesserten Lagerfähigkeit der nicht mehr in die Produktion zurückzuführenden Produkte sind erkennbare V orteile im Hinblick auf die Reinhaltung von Luft und Grundwasser (Cyan-, Blei- und Zinkverbindungen) zu erzielen. d) Der sogenannte Einbindungsgrad der entwickelten Schmelzfeuerung ist so groß, daß bei Gasen mit Staubgehalten, wie sie für teilgereinigtes Gas hinter den Hochöfen gelten, auf eine Abgasreinigung verzichtet werden kann. Beim Zusatz weiterer Stäube ist allerdings eine Gasreinigung nicht zu umgehen. Es konnte noch nicht geklärt werden, bei welcher Staubbelastung diese Notwendigkeit eintritt. Da der Brennstoff mit maximal 300 g Staubj103 kcal (gebundene und fühlbare Wärme) belastet werden kann, erniedrigt sich die zu reinigende Abgasmenge derart, daß durch die möglichen Gutschriften eine rasche Amortisation der Anlagen erwartet werden kann. Diegenannte Staubmenge läßt sich noch wesentlich durch die Stäube erhöhen, die zur Nachbehandlung der gewonnenen Schmelzen in Drehöfen zwecks Erzeugung der sogenannten .rynthetischen Erze eingesetzt werden. e) Der in den Hüttenstäuben enthaltene Kohlenstoff wird in den entwickelten Schmelzanlagen - bedingt durch geringen Luftüberschuß und niedrige Abgastemperatur mit hohem Wirkungsgrad ausgenutzt. f) Solche Einschmelzzyklone könnten weiter dazu dienen, Sinteranlagen vom Einsatz wenig geeigneter oder nur mit entsprechenden Kosten aufzubereitender Feinstäube freizuhalten und damit die Leistung und Qualität zu verbessern. g) Wie bereits erwähnt, ist zu den zu erwartenden Vorteilen auch die Verminderung der Kosten für die Lagerung der Stoffe und für die Reinhaltung von Luft und Grundwasser zu rechnen; ebenso die im Hochofen zu erreichenden Vorteile durch die Absenkung des Zinkspiegels. Es ist bekannt, daß die für die Sinteranlagen errichteten Elektro-Reinigungs-Anlagen oftmals Brandgefahren ausgesetzt sind, die durch Ausscheidung von Zink und Blei aus den Stäuben vermindert werden könnten. h) Sollen nach den entwickelten Verfahren arbeitende Anlagen nur zur Behandlung der Hüttenstäube (einschließlich Gichtstäube) erstellt werden, kann man außer Gichtgas jeden beliebigen Brennstoff einsetzen. Dabei muß beachtet werden, daß der Aschegehalt dieser Brennstoffe die Qualität der aus den Stäuben zu gewinnenden Wertstoffe vermindern kann. Bei Senkung der Gichtgaserzeugung unter den Bedarf der metallurgischen V erbraucher wird sich evtl. die Notwendigkeit ergeben, das Einschmelzen und Behan-

36

deln von Stäuben ohne Gichtgas durch Einsatz von Öl, Erdgas, Koksgas oder auch Kohle durchzuführen. Hierbei wird auf P. RHEINLÄNDER (Stahl und Eisen 1965, S. 1659) sowie auf Arbeiten von G. BuLLE (zukünftige Entwicklung von Hüttenwerken) verwiesen. Demnach kann angenommen werden, daß bei der zu erwartenden weiteren Herabsetzung der spezifischen Gichtgaserzeugung und des Gichtgasheizwertes Hochofengas in Zukunft nur noch für den eigentlichen Hochofenbedarf und als Kraftwerksbrennstoff eingesetzt wird. Bis zur Durchführung solcher Pläne wird einige Zeit vergehen, sie kennzeichnen aber nach Ansicht der Autoren die zukünftige Entwicklung. Der in der zitierten Literaturstelle enthaltene Hinweis, daß die von Hüttenwerken benötigten Strommengen den Bau wirtschaftlich arbeitender Großkraftwerke nicht zuläßt, dürfte nur bedingt richtig sein, insbesondere wenn die Hüttenkraftwerke über die Entnahme von Anzapfdampf gleichzeitig für Strom- und Wärmedeckung ausgelegt werden. Geht man nach G. BuLLE von einem Hüttenwerk mit drei Hochöfen (Tageserzeugung 5000 t Roheisen; 550 kg Koksft Roheisen) aus, wobei jeder Hochofen über eine besondere Anlage zur Stahlerzeugung und Verarbeitung (Großprofile, Kleinprofile, Bleche und Drähte) verfügt, so kann etwa folgende Rechnung durchgeführt werden: Gichtgaserzeugung/t RE Verlust 8%

2150 Nm3 170Nm3

verwendbare Gichtgasmenge davon für Winderzeugung und Winderhitzung sowie Sinteranlage

1980 Nm3 700Nm3

für die Krafterzeugung verwendbarer Rest

1280 Nm3

Bei einem Wärmeinhalt dieses ungereinigten und ungekühlten Gichtgases einschließlich der fühlbaren Wärme und des Heizwertes der brennbaren Bestandteile im Staub von insgesamt 900 kcalfNm~r und einem Wärmeaufwand zur Erzeugung von Strom in modernen Kraftwerken von 2100 kcalfkWh könnten zur Verwendung außerhalb des Kraftwerkes En

=

520 kWh/t RE

nutzbar gemacht werden (Eigenverbrauch 5%). Da 1 t Roheisen bei gemischten Hüttenwerken mit Siemens-Martin-Öfen ca. 1,4 t Rohstahl entspricht, könnten also ca. 370 kWhft Rohstahl für die Verwendung im Hüttenwerk bzw. für den Verkauf zur Verfügung gestellt werden. Der mittlere Verbrauch der deutschen Hüttenwerke lag 1963 bei 362 kWh/t Rohstahl (Stahl-Eisen-Kalender 1965, S. 94). In Anbetracht der fortschreitenden Verfeinerung der Stahlverarbeitung und des zu erwartenden Anschlusses von weiterverarbeitenden Industrien an große Hüttenwerke wird die erzeugte Strommenge in einem Betrieb der beschriebenen Art wahrscheinlich auch verbraucht. Außerdem muß der Wärmebedarf des Werkes selbst gedeckt werden, was weitgehend aus Anzapfdampf geschehen könnte. Bei der oben angegebenen Anlagengröße erzeugt ein Hochofen ca. 210 t REfh. Das einem Hochofen anzuschließende Kraftwerk hätte also eine Leistung von ca. 120 000 kW, 37

liegt also durchaus im Bereich einer guten Wirtschaftlichkeit. Aus Reservegründen könnten aber bei drei Hochöfen auch drei Einheiten von je 200 MW erstellt werden. Hiervon sind jeweils zwei in Betrieb, wenn es nicht vorgezogen wird, eine entsprechende Verbindung mit dem Fernstromnetz zu schaffen. Hierüber könnte evtl. auch Überschußstrom abgegeben werden. Die V orteile der Verheizung von ungereinigten oder teilgereinigten, ungekühlten Gichtgasen bei neuen Hüttenwerken, aber auch bei vorhandenen Werken, die wegen fortschreitender Gichtgasverknappung energieseitig umgestellt werden müßten, werden mit Sicherheit zu so großen Ersparnissen führen, daß die Nachteile der etwas kleineren Stromerzeugungsanlagen mehr als ausgeglichen werden. Dies gilt insbesondere, wenn die Kompression des Windes und die teilweise rekuperative Winderhitzung mit ungereinigtem oder teilgereinigtem Gichtgas sowie gegebenenhlls die Kokserzeugungsanlagen kombiniert werden. Die hierfür irrfrage kommenden Kesselanlagen werden mit Bestimmtheit bezüglich der Betriebs- und Anlagekosten billiger als die heutigen Kessel für Gichtgasverbrennung. Eine entsprechende Untersuchung dieser Einzelfragen erfolgt an späterer Stelle. Es muß darauf hingewiesen werden, daß bei Verwendung von Gichtgas zur Energieerzeugung (Stromerzeugung, Windkompression) aus einer Erniedrigung des Gichtgasheizwertes keine Schwierigkeiten erwachsen. Dies gilt für die rekuperative Winderhitzung. Reserven zur Deckung von Spitzen und zur Überbrückung von Aggregatausfällen können mit Öl oder Erdgas verhältnismäßig leicht geschaffen werden. Sie können gegebenenfalls so ausgelegt werden, daß bei Verbindung mit einem Fernnetz auch Bedarfsspitzen gefahren werden könnten, die zu einem höheren Stromabgabepreis führen, als bei Abgabe konstanter Strommengen. Schließlich ist der heutige Entwicklungsstand der Atomkraftwerke zu beachten. Deshalb müssen Zechen, Kokereien und Hüttenwerke unter großem Einsatz versuchen, auch unter Zurückstellung heutiger Verfahren die Selbstkosten zu senken. Verschiedentlich wurde der Einwand erhoben, daß beim Übergang zu HochdruckhochWen ein Teil der oben erwähnten Vorteile, insbesondere soweit es sich um den Energieverbrauch für die Fortleitung von Reingas handelt, entfällt. Hierzu wird wie folgt Stellung genommen: Der Gichtgasverlust am Hochofen, in der Gasreinigung und der Reingasverteilung wurde nach den vorliegenden Unterlagen mit 8% angesetzt. Hiervon entfallen heute bei normalen Wind- und Gichtgasdrücken 70% auf die Rohgasseite ohne Fackelverluste und 30% auf die Reingasseite und das Reingasnetz. Bei Hochdrucköfen werden sowohl die Windverluste als auch die Gasverluste auf der Rohgasseite entsprechend erhöht, und zwar im Verhältnis der Wurzeln aus den entsprechenden Drücken. Diese Druckerhö~ung geht, soweit sie nicht durch metallurgische V orteile gedeckt ist, zu Lasten des Gichtgases. Ist der Win :ldruck dieser Öfen höher als dies für den Transport des Gases zum Verbraucher (Vordruck 150 mm WS) ohne Zwischenventilatoren notwendig ist, so entstehen entsprechende Energieverluste, die zu einer zusätzlichen Belastung des Gichtgases führen müssen. Dle Leitungen für gereinigtes Gichtgas können nur schwer mit erhöhten Gasdrücken betrieben werden. Dahingegen könnten Feuerungen in Hochofennähe als Druckkessel konstruiert und betrieben werden. Hier wäre wieder die Verw~ndung von ungereinigtem Gas möglich. Der Windverbrmch der Hochöfen kann mit 2800 Nmit/t Koks, der Gichtgasanfall mit 3880 Nm 3 un:l nac:h Abzug von 8% Leckverlusten (ohne Fackelverluste) mit 3550 Nm 3 angesetzt werden. Das Verhältnis der verwertbaren Gichtgasmenge zu der nach Abzug der Windverluste dem Hochofen zugeführten Windmenge beträgt also bei 38

den heutigen Druckverhältnissen ca. 1,27 und würde sich bei Hochdruckhochöfen entsprechend ändern.

11. Möglichkeiten einer Wirtschaftlichkeitsberechnung der in Rheinhausen entwickelten V erfahren Trotz verschiedener Diskussionen, insbesondere innerhalb des Exekutivausschusses der Hohen Behörde, konnten keine von allen Mitgliedsstaaten der Hohen Behörde anerkannte Grundlagenwerte für eine Wirtschaftlichkeitsberechnung aufgestellt werden. Es ist offenbar, daß das Abweichen der Unterlagen auch in den unterschiedlichen Zielen der einzelnen Länder, ja einzelner Reviere begründet liegt. Auch die zu Anfang des Berichtes genannten Werte der Wirtschaftsvereinigung, Düsseldorf, und andere in Deutschland veröffentlichten Zahlen (Stahleisen-Kalender, Anhaltszahlen für die Wärmewirtschaft in Hüttenwerken) wurden in diesen Diskussionen nicht von allen Teilnehmern anerkannt. Es besteht daher nur die Möglichkeit, Verrechnungsschemata aufzustellen, in welche die jeweils gültigen Werte eingesetzt werden können. Dabei wird im folgenden insbesondere auf die Gasreinigung, Wirtschaftlichkeitszahlen für Sinterverfahren und auf Änderungen eingegangen werden, die sich im Kessel- und Energiebetrieb bei Einsatz der neuen V erfahren ergeben würden. Ein V ersuch zur Bestimmung der Wirtschaftlichkeit der neuen V erfahren wurde der Hohen Behörde und dem Exekutivausschuß bereits mit dem Bericht vom 3. 3. 1964 vorgelegt (16, 8.): »Wirtschaftlichkeitsberechnungen für das V erfahren zur Verbrennung von ungereinigten und ungekühlten Gichtgasen und das Einschmelzen von Hüttenwerksstäuben in Schmelzfeuerungen. « Dieser Diskussionsbericht befindet sich bei der Firma L. & C. Steinmüller in Gummersbach. Er ging von den im Jahre 1959 durch H. ScHENCK der Hohen Behörde vorgelegten Berechnungen aus, die die damaligen Gichtgasverhältnisse voraussetzen. Weiterhin wurden die V ergleichsversuche des Technischen Überwachungsvereins Essen über die Verheizung von ungereinigten Gichtgasen zugrunde gelegt. Diese können als exakt angesehen werden (16, 1.). Die Berechnungen von H. ScHENCK konnten die in Rheinhausen gewonnene Erkenntnis, daß es möglich ist, außer Gichtstaub andere Hüttenwerksstäube einzuschmelzen und die spezifische Staubmenge pro 103 kcal der Feuerung zugeführter Wärme um das Mehrfache zu erhöhen, noch nicht berücksichtigen. Weder die Berechnung von H. ScHENCK noch die Wirtschaftlichkeitsberechnung vom 3. 3. 1964 berücksichtigen die mit großer Sicherheit mögliche, aber noch nicht voll geklärte wirtschaftliche Rückgewinnung von Zink, Blei usw. aus den Glchtstäuben. Auf den Seiten 11 und 26 des a'Zgqgebenen Berichtes vom 3. 3. 1964 wurde ausdrücklich darauf hingewiesen, d:1ß sich die auf eim t RE bezogenen Werte nur auf die im Hochofen erzeugten Roheisenmengen beziehen, deren Gichtg:1s nach dem Verfahren Rheinhausen verarbeitet wird. Da gerade dieser Punkt zu Mißverständnissen geführt hat, wird er nochmals herausgestellt. Nicht in der Berechnu.'lg berücksichtigt ist die sich aus den Versuchen ergJbende Möglichk9it, auch ohne Gichtg11s unter Verwenltng andgrer Brennstoffe Einschmelzanlagen zu erstellen, die zur Verarbeitu'1g der Gichtstäube und sonstiger Stäube dienen.

39

Bei den Berechnungen vom 3. 3. 1964 wurde eine Beladung des Gichtgases mit 200 gfNml, -etwa das 10- bis SOfaehe der ursprünglich angenommenen Beladung- angegeben. Das bedeutet, daß entweder nur ein kleiner Teil des Gichtgases in dem vorgegebenen Schmelzkessel verarbeitet wird und sich die Ersparnisse auch nur auf eine entsprechend kleine Roheisenmenge beziehen oder daß einer höheren Gichtgasmenge (oder einer entsprechenden Menge anderer Brennstoffe) noch fremde Stäube zugesetzt werden. Wird zur Verarbeitung der Stäube kein Gichtgas benutzt, so entfallen die in den Anlagen 1-3 des Berichtes unter Punkt 1 angegebenen Ersparnisse. Der Bericht vom 3. 3. 1964 setzt weiter voraus, daß die einzuschmelzenden Stäube der Einschmelzfeuerung kostenlos angeliefert werden und der Schmelzfeuerung auch Transportkosten für die erzeugte synthetische Schlacke nicht belastet werden, da die Transportwege von Werk zu Werk sehr unterschiedlich sind. Wenn für die angelieferten Stäube den Lieferanten eine Gutschrift zu Lasten des Einschmelzaggregates erteilt wird, bleibt die Gesamtbilanz unverändert. Bei den Diskussionen über die Wirtschaftlichkeitsberechnung wurde beschlossen, einen Rückgewinn aus Kalk unberücksichtigt zu lassen (S. 10 des Berichtes vom 3. 3. 1964 und Punkt 5 der Tabellen). Eine weitere Grundlage des Berichtes vom 3. 3. 1964 war der Einsatz der Eisenpreise im rynthetischen Erz, da in der Dissertation KLUGER gezeigt wurde, daß dieses synthetische Erz einem Teil der verwendeten natürlichen Erze gleichwertig ist. Nach Stahl-Eisen-Kalender 1964 ergibt sich für die lothringische Minette mit 32% Fe frei Ruhr ein Eisenpreis von 77,70 DM. Angenommen wurde für diese Verhältnisse ein Preis von 73,- DMft Fe. Entsprechend S. 27 des Berichtes vom 3. 3. 1964 ergaben sich unter Berücksichtigung des unterschiedlichen Aufwandes für Staubeinschmelzung und Sinterung sowie in Abhängigkeit vom Eisengehalt des synthetischen Erzes folgende Werte: Eisengehalt des synthetischen Erzes (%) 45 35 25 15 110 95 70 DM/t Fe 0 Da bei den verschiedenen Diskussionen eine Einigung über diese Werte nicht erzielt werden konnte, müssen sie in dem vorliegenden Bericht erneut zur Diskussion gestellt werden.

12. Wirtschaftlichkeitsvergleich zwischen Sinterverfahren und Einschmelzen in Schmelzkammerfeuerungen Auf diesen Vergleich wurde in der Wirtschaftlichkeitsberechnung vom 3. 3. 1964 bereits hingewiesen. Die Belastungen setzen sich wie folgt zusammen: a) Kapitalkosten; sie sind für das in Rheinhausen entwickelte Verfahren geringer als für den Sinterprozeß. Die Kapitalkosten für beim Einschmelzen zusätzlich benötigte Anlagen können zum großen Teil der Dampferzeugung belastet werden. b) Energieeinsatz ohne Wärmeverbrauch. Beim Sinterverfahren werden ca. 20 kWhft Sinter verbraucht. Das Rheinhausener V erfahren benötigt nur ein Bruchteil hiervon, da die Saugzugleistung nur etwa bei 1/30 der einer Sinteranlage liegt. Dies ist im bedeutend geringeren Unterdruck und in der wesentlich geringeren Rauchgasmenge begründet (siehe nachfolgenden Punkt f). 40

c) Wasserverbrauch. Beim Einschmelzverfahren fehlt ein vergleichbarer Wasserverbrauch. Eine entsprechende Belastung entfällt. d) Personalkosten und Reparaturen. Hierüber konnten keine exakten Angaben gemacht werden. Es kann aber vermutet werden, daß diese Kosten zum mindesten nicht über den Kosten der Sinteranlagen liegen. e) Zusätzlich zu den Angaben des Berichtes vom 3. 3. 1964 muß folgendes hervorgehoben werden: 1. Beim V erfahren Rheinhausen entfällt ein Rostbelag einschließlich der damit verbundenen Aufwendungen für die Belastungen a-d und den hieran gekoppelten Wärmeverbrauch (Punkt f). 2. Die Entstaubungsanlagen der Sinterverfahren einschließlich Gebäuden sind schon jetzt sehr umfangreich und mit hohen Kosten verbunden. Diese Kosten werden in Zukunft noch steigen, da man sich bezüglich der Luftreinhaltung den an Kesselanlagen gestellten Forderungen nähern wird. Wenn Einschmelzanlagen Sinteranlagen ersetzen, müßten sich logischerweise die Forderungen an die Entstaubungsanlagen dieser Einschmelzaggregate den entsprechenden Forderungen für Sinteranlagen anschließen. Die Entstaubungsanlagen dieser Schmelzfeuerungen könnten wesentlich billiger werden, als die normaler Kesselanlagen, es sei denn, daß die Gewinne aus der Rückführung von Wertprodukten, wie Zink und Blei, höhere Kosten decken. Kosten für die Abgasentstaubung der Einschmelzanlagen können vorerst nicht exakt angegeben werden, da die in Rheinhausen begonnenen V ersuche nicht zu Ende geführt werden konnten. Nach Ansicht der Firmen Büttner, Rothemühle und ELEX, die sich theoretisch und zum Teil auch versuchsmäßig mit dem Problem der Abgasentstaubung und der Ausscheidung von Zink- und Bleioxyden befaßten, läßt sich diese Aufgabe durch weitere Versuche mit größter Wahrscheinlichkeit lösen. Trifft dies zu und können insbesondere die Zink- und Bleioxyde und evtl. weitere Elemente verkaufsfertig rückgewonnen werden, sind die für die Behandlung der Stäube nach dem Einschmelzverfahren aufzuwendenden Entstaubungskosten geringer als bei einer Sinteranlage (siehe Punkt f). f) Der Wärmeverbrauch für das Einschmelz- und das Sinterverfahren soll gesondert betrachtet werden. Beim Rheinhausener Verjahren dienen die mit einem Luftüberschuß von ca. 1,2 erzeugten Verbrennungsgase nach Abgabe eines Teiles der bei der Verbrennung entstandenen Wärme an die Stäube der Dampferzeugung. Die Gase verlassen die Anlagen mit ca. 150°C. Ein Teil der an die Stäube übertragenen Wärme wird in der nachgeschalteten Drehtrommelanlage oder in ähnlichen Vorrichtungen der Feuerung wieder zugeführt. Um Vergleiche zu ermöglichen, wird sowohl beim Einschmelz- als auch beim Sinterverfahren die Verwendung von Koksgrus mit 80% C, 12% Asche, 8% Wasser und einem unteren Heizwert von 6400 kcalfkg vorausgesetzt.

12.1

Grundlagen für die Wärmebilanzen des Sinter- und des Einschmelzverfahrens

12.1.1 Sinteranlagen Nach den »Anhaltszahlen für die Wärmewirtschaft in Hüttenwerken« - S. 75 - kann mit folgender trockenen Abgasanalyse gerechnet werden: C0 2 = 3,5%, CO = 0,3%, SOz = 0,2%, 02 = 16,7% 41

In den Kohlendioxydwerten ist außer der Verbrennungskohlensäure auch die aus dem sonstigen Sintergut abgeschiedene Kohlensäure enthalten. Sie wäre bei der Berechnung der Verbrennungsgasmenge von der angegebenen Analyse abzuziehen und zu der errechneten Gasmenge zu addieren. Da hierüber keine Werte zur Verfügung stehen, wird mit den oben genannten Analysenwerten als Ergebnis des Verbrennungsvorganges gerechnet. Dagegen wird der S0 2-Wert nicht berücksichtigt. Der Kokszusatz einschließlich des auf gleichen C-Gehalt umgerechneten Brennstoffes, den die Bestandteile der Sintermischung, insbesondere die Stäube mitbringen, betrage:

y kgft Fertigsinter (FS) Die Gichtgasmenge wird laut Stahl-Eisen-Kalender 1965, S. 39, und den Anhaltszahlen S. 72 und 74 mit 40 Nm3ft FS angegeben und ein Heizwert von 900 kcalfNm3 zugrunde gelegt. Theoretischer LujtbedarfL

[Nm~rft

L = 7,12 ·y Theoretische Abgasmenge Vg Vg

FS]:

+ 40 · 0,715 = 7,12y + 28,6 [Nm~ft FS]

[Nm~rl:

= 7,12 ·y + 40 · 1,565 = 7,12_y

Aus der Verbrennung entstandene Kohlensäure Vk Vk = 0,8

22,4 ·u ·y + 0,4 · 40 =

Bei einer Abgasanalyse von C02 Ä.

=

7,12 ·y

+ 16 [Nm~r/t FS]

+ 16

Y+

62 6 100%

'

= (1,495 ·y + 16) 100 = 5,75

Wirkliche trockene Rauchgasmenge Vgwtr Vgwtr

FS]:

= 3,5% und CO = 0,3% beträgt der Luftiiberschuß: (7,12 ·y

Ä.

[Nm~rft

1,495y

1,495y co2 max. = 7 12 .

'

+ 62,6 [Nm~r/t FS]

y

+ 62,6) 3,65

+ 10,7 8 80

Y+ '

[Nm~rft

FS]:

) + 62,6 + ( 5,75 · y + 810,7 80 -1 (7,12y + 28,6)

Y+'

Für die in Frage kommenden Werte von y = 30-200 läßt sich diese Beziehung angenähert schreiben: Vgwtr"' 200

+ 40y [Nm~ft FS]

Feuchte Rauchgasmenge Vgf1 [Nm 3/t FS] Bei einer Gesamtfeuchtigkeit der Sintermischung von 7%, einer Aufgabemenge einschließlich Rückgut (20%) und Rostbelag (15%), einer Verminderung der Sintermischung durch Gasabgabe um 10% (siehe Bericht vom 7. 3. 1964, S. 8) sowie einem Brennstoffzusatz vony kgft FS beträgt die zu verdampfende Wassermenge: W = 0,07 · (1450

42

+y) =

100

+ 0,07 ·y [kg/t FS]

Demnach gilt:

Vgf1 = 200

+ 40y + 125 + 0,09y = 325 + 40,1 ·y [Nm3ft FS]

Wie bereits erwähnt, ist die wirkliche Rauchgasmenge wegen der Gasentwicklung aus dem Sintergut entsprechend höher.

Wärmebilanz Durch Gichtgas und Koks dem Sinterprozeß zugeführte Wärme:

Q1

=y

· 6400

+ 36000 [kcalft FS]

Dieser Wärmezufuhr stehen folgende Wärmeausgaben gegenüber:

Wärmeverbrauch der Sinter-Reaktion Dieser Verbrauch wird hier mit Null angenommen, da der Sinterprozeß sowohl endotherm als exotherm verlaufen kann. Da dies auch bei der nachfolgenden Vergleichsberechnung für das Einschmelzverfahren bei gleichen Ausgangsstoffen angenommen wird, ist diese Annahme voll berechtigt.

Wärmeverluste durch die fühlbare Wärme des erzeugten Sinters (Abkühlung von 1000°C bis Hochofeneinsatz 300°C)

Q2 = 1350. 700. 0,25

Q2 = 235000 [kcalft FS] Wärmeverlust des Sinterbandes Dieser wird auf

3% der zugeführten Wärme geschätzt. Q 3 = 192 ·y

+ 1080 [kcalft FS]

Wärmeverluste der Abgase In der weiter oben angegebenen feuchten Rauchgasmenge Vut ist die Feuchtigkeit des Brennstoffes mit enthalten. Sie wurde aber beim Heizwert des Kokses bereits berücksichtigt. Diese Feuchtigkeit beträgt:

W2 = y · 0,08

22,4

'18 =

0,1y [Nm3ft FS]

Bei einer Abgastemperatur von 180°C vor dem Saugzug (Anhaltszahlen S. 57) errechnet sich der Wärmeverlust der Abgase zu: 0,3

+ 40,1y- 0,1y) 0,33. 180 + (200 + 40y). 100. 3000 + (100 + 0,07 y - 0,1y). 600

Q4 = (325

Q4 = 81120

+ 2700y [kcalft FS]

Aus diesen Werten ergibt sich folgende Wärmebilanz: 6400 ·y

_y

=

+ 36000 = 235000 + 192y + 1080 + 81120 + 2700 ·y

80,5 [kg/t FS] 43

In diesem Wert ist auch der Brennstoff berücksichtigt, der von den Sinteranteilen- z. B. dem Gichtstaub - mitgebracht wird. Nicht enthalten ist der Brennstoff, der evtl. nicht reagiert, sondern mit dem Sinter bzw. dem synthetischen Erz (s. folgender Punkt 12.1.2) zum Hochofen abgeführt und dort verbraucht wird. Der Wert >ry« beinhaltet auch die auf den Koksheizwert umgerechnete Wärme einer eventuellen Vorwärmung der Brennstoffe oder der Luft. Unter Einrechnung des auf den Koksheizwert umgerechneten Gichtgasheizwertes ergibt sich: Yl

86,0 [kg Koksft FS]

~::::;

Damit wäre der Wärmeverbrauch des Sinterverfahrens einschließlich der von den Sinterbestandteilen mitgebrachten Brennstoffe oder fühlbaren Wärme bestimmt zu :

=

Qgz

550000 [kcalft FS]

12.1.2 Das Einschmelzverfahren (Synthetisches Erz - SE) Zum besseren Vergleich wird hier der gleiche Koksstaub verwendet wie unter Punkt 1. Beim Schmelzkessel kann mit einem maximalen Luftüberschuß von 1,2 gerechnet werden. Danach ergibt sich die benötigte Luftmenge L zu: L

=

8,55 [Nm~r/kg Koks]

Die feuchte Abgasmenge V gf2 errechnet sich für diesen Brennstoff zu:

Vgf2

= 8,7 [Nm3fkg Koks]

Bei der für solche Kessel anzunehmenden Abgastemperatur von 150°C ergibt sich daraus ein Abgasverlust von 440 [kcalfkg Koks] : Folgende Wärmeverluste, die bei der Verarbeitung des Staubes zu synthetischem Erz entstehen (einschl. der Drehtrommel) müssen gedeckt werden:

oc) Die Reaktionswärme; sie wird wie unter 1. gleich Null gesetzt. ß) Wärmeverlust durch Abkühlung des Sinters von 600°C Drehtrommel-Austrittstemperatur auf 200°C. Bei diesem Verfahren ist ein Rostbelag nicht notwendig; dagegen wird mit einer 20o/oigen Rückführung gerechnet. Q2

= 1200 . 400 . 0,25

Q2

= 120000 [kcalft fertiges synthetisches Erz (SE)]

y) Wärmeverlust durch Abstrahlung (S. 8 des Berichtes vom 3. 3. 1964) einschl. Drehtrommel: Qa = 134000 [kcal/t SE]

Abgasverluste: Q4

Wärmebilanz

=

440 ·y [kcalft SE]

= 120000 + 134000y. 440 y = 42,5 [kg/t SE]

6400y

Der Gesamtwärmeverbrauch des Einschmelzverfahrens ergibt sich hiernach zu: Qg2 44

=

272000 [kcalft SE]

Hierin sind ebenfalls die von den Sinterbestandteilen- z. B. den Stäuben- mitgebrachten Wärmemengen eingeschlossen (Punkt 12.1.1 ). Dies gilt auch für eine evtl. Vorwärmung der V erbrennungsbestandteile.

12.1.3 Vergleich beider Verfahren Es liegen keine allgemein anerkannten Vergleichszahlen für den Eisengehalt eines Sinters und eines synthetischen Erzes vor. Ebenso fehlt eine allgemeingültige Beurteilung des Einflusses von Sinter und synthetischem Erz auf den Hochofenbetrieb. Da schließlich die Eisenbestandteile sehr unterschiedlich sein können, wird auf eine Weiterführung der Rechnung verzichtet. Zu beachten ist aber, daß das Verhältnis

V

=

Fe im Fertigprodukt Fe im Einsatzprodukt

beim Einschmelzen von Gichtstaub allein (s. Berechnung vom 3. 3. 1964) verhältnismäßig größer ist als cei der Sinterung von Erzstäuben. Das liegt insbesondere an dem verhältnismäßig hohen Kohlenstoffgehalt der Gichtstäube. Der Eisengehalt der synthetischen Erze kann, wie bereits öfter erwähnt, durch Zusatz hocheisenhaltiger anderer Hüttenstäube (z. B. LD-Staub) wesentlich gesteigert werden. Solche Stäube können ohne Vorbereitung der Schmelzfeuerung oder der Drehtrommel (siehe Dissertation H. D. KLUGER) zugesetzt werden.

12.2

Vergleich der Verbrennungsgasmengen beider Verfahren

Sowohl für die Bemessung der Saugzugleistungen als auch der Gasreinigungsanlagen ist der Vergleich der feuchten Verbrennungsgasmengen pro Tonne Fertigsinter bzw. pro Tonne synthetisches Erz wichtig.

Sinterverfahren Vuh

=

325

+ 40,1 · 86 = 3775 [Nm3ft FE]

Dieser Wert ist jedoch wegen der nicht berücksichtigten Gas- und Kohlensäureentwicklung aus den Sinterbestandteilen zu niedrig.

Einschn1elzverfahren Vgf2

= 8,7 · 42,5 = 370 [Nm3ft SE]

Bezüglich der Saugzugenergien muß darauf verwiesen werden, daß beim Einschmelzverfahren nur mit ca. einem Zehntel der Gasmengen des Sinterverfahrens zu rechnen ist. Der benötigte Unterdruck beträgt etwa ein Viertel dessen der Sinterverfahren. Bezüglich der Abgasreinigung wird daran erinnert, daß bei einem Ausbringen von 205 g SE/1000 kcal Wärme aus Koks (S. 8 des Berichtes vom 3. 3. 1964) und einer Vorwärmung der Verbrennungsluft auf 500°C eine Verbrennungsgasmenge von 6600 [Nm~r/t SE] benötigt wird. Die für die Herstellung des rynthetischen Erzes und die dan1it verbundene Dan1pjerzeugung benötigte Verbrennungsgasmenge ist also um etwa 70% größer als für die Erzeugung der gleichen Menge Fertigsinter (ohne Dampferzeugung). Die für die Erzeugung des synthetischen Erzes nach dem Einschmelzverfahren und die für die zugehörige Dampferzeugung einzusetzenden Wärmemengen verhalten sich wie 1 : 17. Auf die Punkte, die bei der Reinigung der Abgase zu beachten sind, wurde bereits verschiedentlich hin45

gewiesen. Grundsätzlich werden die Probleme der Entstaubung der Gase einer Sinteranlage denen des Einschmelzverfahrens ähnlich sein. Dabei ist auch zu beachten, daß zur Entstaubung der Sinteranlage nicht nur die Entstaubung der Schornsteingase, sondern auch die der Gebäudeanlagen selbst gehört. Beim Einschmelzverfahren dürfte die Brandgefahr der elektrischen Gasreinigung geringer sein als bei den Sinteranlagen. Es ist ferner zu beachten, daß die Kosten der Gasreinigung, die nach der Erteilung der Gutschriften noch bestehen, nur zu einem kleinen Teil der Erzeugung des synthetischen Erzes, zum größeren Teil aber der Dampferzeugung angelastet werden müssen.

13. Untersuchungen über den Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf die Auslegung und den Wirkungsgrad von Kesselanlagen In dem bereits mehrmals angeführten Bericht über die Wirtschaftlichkeitsberechnungen vom 3. 3. 1964 wurden auch die Wärmeersparnisse aufgeführt, die bei der Verheizung von ungereinigtem oder teilgereinigtem und ungekühltem Gichtgas bzw. auch bei Verwendung anderer Brennstoffe nach dem Verfahren Rheinhausen von der Kessel- und Brennstoffseite zu erwarten sind. Diesen Berechnungen waren die Versuchsergebnisse des Technischen Überwachungsvereins Essen an einem Kessel mit 64 tfh Dampfleistung im Hüttenwerk Haspe zugrunde gelegt worden. Außerdem wurden die in Anlage 36 besprochenen Ergebnisse beachtet. Die Ersparnisse berechnen sich aus der Verkleinerung der Kesselheizfläche beim Übergang auf höhere Verbrennungstemperaturen, aus der Verbesserung des Wirkungsgrades und aus der Erhöhung des Wärmeinhaltes des ungekühlten und ungereinigten oder teilgereinigten Gichtgases sowie aus dem mitgebrachten Koksstaubgehalt. Da auch bezüglich dieses Punktes bei den eingangs erwähnten Besprechungen keine Übereinkunft erzielt werden konnte, wird im folgenden an Hand theoretischer Überlegungen die Bestätigung dieser Ergebnisse erbracht: 13.1 Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf die Bemessung von Kesselheizflächen Das entwickelte Verfahren ist wegen der mitgeführten Stäube mit wesentlichen Änderungen der theoretischen (und wirklichen) Verbrennungstemperatur und der Strahlungszahlen der Verbrennungsgase verbunden. Daher war es zur weiteren Beurteilung der Wirtschaftlichkeit notwendig, den Einfluß dieser Änderungen auf die Bemessung von Kesselheizflächen zu untersuchen. Aus Konstruktions- und Angebotsdaten konnten keine genügend gesicherten Unterlagen erhalten werden. Deshalb wurden nachfolgende Vergleichsuntersuchungen durchgeführt: Bei der theoretischen Berechnung der Verdampferheizflächen eines Kessels wurden folgende Voraussetzungen gemacht: a) Alle Temperaturen sind in °K angegeben. b) Überhitzerheizflächen wurden nicht berücksichtigt. Der Ausschnitt des Kessels, der den Überhitzer enthalten soll, wird so behandelt, daß die Verdampferheizfläche vor und hinter dem Überhitzer getrennt berechnet werden muß.

46

c) Das Kesselwasser tritt in die Verdampferheizfläche mit Sättigungstemperatur, aber ohne Dampfanteil ein. d) Es wird vorausgesetzt, daß die Verbrennungstemperatur T1 °K in einer definierten Schicht des Feuerraumes (Schnitt) erreicht wird. Von dieser Schicht ausgehend gelten die nachfolgenden Berechnungen der Heizflächen. Diese Temperaturen werden nachfolgend mit 1500, 1700 und 1900° K angesetzt. e) Die Temperatur des Verbrennungsgases am Ende der Verdampferheizfläche betrage 100° über der Sattdampftemperatur. f) Am Ende der V erdampferheizfläche, also bei Beginn des Speisewasservorwärmers werden gleiche Temperaturen der Verbrennungsgase vorausgesetzt. Deshalb wird, auf gleiche Dampfmengen bezogen, der Speisewasservorwärmer unabhängig vom Kesselwirkungsgrad und Abgastemperatur auszulegen sein, wenn nicht durch die Art des Einbaues von Luft- und Gasvorwärmer Änderungen erfolgen müssen. Für Luftund Gasvorwärmer ändern sich die vorzuwärmenden Gasmengen bei gleichen Dampfmengen mit dem Kesselwirkungsgrad, also der Abgastemperatur. Auf diesen Punkt wird anschließend noch eingegangen.

Berechnung der Verdampferheizfläche in Abhängigkeit von der Anfangstemperatur der Verbrennungsgase Bei dieser Betrachtung bleibt vorerst offen, auf welchem Weg (z. B. durch Vorwärmung oder durch Mischung mit hochwertigen Brennstoffen) die Anfangstemperatur T1 erreicht wird. Es bedeuten:

T = H = T = T1 = T2 = T2 = T8 =

Q w

s

Temperatur der Verbrennungsgase in °K Verdampferheizfläche (m2) f (H)- (Abhängigkeit der Temperatur T von der bestrichenen Heizfläche) Anfangstemperatur des Verbrennungsgases (° K) vor den Heizflächen Temperatur des Verbrennungsgases am Ende der Verdampferheizflächen CO K) T 8 + 100 (°K) Sattdampftemperatur CO K) Sie wurde im Annäherungsverfahren gleichgesetzt mit der Oberflächentemperatur der Verdampferheizflächen in Sattdampf umgesetzte Wärme (von der Sättigungstemperatur ausgehend), aber bei der Vergleichsrechnung ohne Berücksichtigung etwaiger Verlustwärmen (kcaljh) Wärmeübergangszahl durch Berührung vom Verbrennungsgas zur Heizflächenberohrung (kc::tljm2 · h · Grad) Bei der folgenden Durchrechnung wurde w = 50 kcaljm2 · h · Grad eingesetzt Strahlungszahl vom Verbrennungsgas zur Heizfläche in [10 8 kcaljh · m 2 • (P- Tf)] s J"o = 108

G

Verbrennungsgasmenge (Nm3jh) Bei der Ableitung der Berechnungsformel wurde gesetzt: G = 1000 cp _ spezifische Wärme der Verbrennungsgase (kcaljNm3 · Grad) cp f (T) - Für eine vorausgesetzte Analyse aus den Verbrennungsgasen des Gichtgases wurde gefunden: cp 0,345 + 0,000035 T 47

Um die Berechnung übersichtlicher zu gestalten, wurde im weiteren ein Beispiel zugrunde gelegt und hierbei eingesetzt: T8 T2

= =

475°K ("" 17 ata) 575°K

Für andere Kesselauslegungen und andere Druck- und Temperaturverhältnisse ist es einfach, diese Annahmen und den Wert w durch andere Zahlen zu ersetzen. Für den Wert G = 1000 wurden folgende Differentialgleichungen angesetzt: (345 + 0,035 T) dT

(1)

dQ

=

(2)

dQ

={wer_ 475) + s [C~or

4,754]} . dH

r;, [(,:o)'-sos]

345 + 0 035 T

575

H

_

~I -23750 +so

dT

I) Exakte Lösung nach F. R. BLOCK, B. DESERNO und M. W AHLBECK vom Eisenhütteninstitut der Technischen Hochschule Aachen Mit

s =so. 108 T=x

kann das Integral geschrieben werden:

H _

J

575

Tl

J575

H=

Tl Q(

=

dx (345 - 0,035 x) - (23750 + 508 · 108 · s0 ) +50 x + s0 x4 cc

+ xß

y + o· x

+ s0 x4

-dx

345

ß = 0,035

y = 23750 + 508. 108. so 0 =50

A) Partialbruchzerlegung und Integration Zur Lösung des Integrals führt man eine Partialbruchzerlegung durch. Hierzu werden die Nullstellen des Nenners bestimmt. Aus den Bildern der Funktionen

Yl

=

x4

und

Y2

y

0 so

=---X,

so

die durch Zerlegung des Nenners entstehen, erkennt man, daß von den vier Nullstellen zwei reell sind, und zwar eine positiv und eine negativ. Die Wurzeln lassen sich geschlossen bestimmen. 48

Die Lösungen der Gleichung 15 y x4+-x--=0 so

sind identisch mit denen der Gleichung

x2

+

+

A x

2

so

(y- _!___) = sA

0

wobei

ist undy als eine Wurzel der Gleichung y ( 15 8y3+8-y-so

so

)2 =0

bestimmt werden muß. Diese Gleichung lautet in Normalform:

y3+3py+2q=0 Hierbei wurde zur Abkürzung

p=L..; 3 so

q=-(~)2 4s 0

gesetzt. Die Wurzeln werden mit Hilfe der Kardanischen Formel bestimmt:

q2 + p3 >

Da

0

gibt es genau eine reelle Lösung. Zur Lösung der Gleichung vierten Grades wird nur die reelle Wurzel der kubischen Gleichung benötigt. Sie lautet:

mit

Ü=

und

V=

V(~r +v(~r +(hY

(reell)

V(/sor- V(/~or + (3~or

(reell)

Die Partialbruchzerlegung hat folgende Gestalt:

A

B

--+--+ X- a X- b oder

C

.

X - CXl- 1CX2

+

D X - CXl

. + 1CX2

A+ B+ + 2 D+(x- cxl) - +- + C+ ----,--..,..,.---::-x-a x-b (x-cx1)2+cx~

49

B) Numerische Auswertung Die Auswertung der Integrale erfolgt für verschiedene Parameter: Für den Fall s =so. 108 = 0 geht das Integral, wenn statt x wieder T geschrieben wird, über in H

=

(f t5

T

+ rx • t5 +2 ßy In (Tt5

L))l t5

575

T1

H = (0,0007 · T

+ 7,23ln (T- 475))~~;

H = (0,0007 · T

+ 16,65log (T- 475))~~;

Die numerische Auswertung ergibt für die vorgegebenen Temperaturen von T 1 folgende Werte: H = -17,7 m2 H=-19,1m2 H = -20,3 m2

T1 = 1500°K

T 1 = 1700°K T 1 = 1900°K

(Das negative Vorzeichen stammt aus der Flußrichtung des Wärmestromes)

Für die Werte

s =so. 108 =l= 0 ist jeweils die oben entwickelte Behandlung durchzuführen, wobei u + v, wie ausgeführt, berechnet werden. Daraus lassen sich weiterhin die Werte y, ü, A bestimmen. Zusammenfassend liefert die numerische Auswertung für die Heizflächen [m2] bei 1000 Nm3jh Verbrennungsgas folgende Werte (Rechenschiebergenauigkeit):

s

1500/575

1700/575

1900/575

0 1 2 3 4

17,7 13,7 11,4 9,85 8,7

19,1 14,35 11,8 10,2 8,95

20,3 14,95 12,15 10,55 9,1

Umrechnung der Heizflächen für die Abkühlung von 1000 Nm3 Verbrennungsgasjh auf die Heizflächen für die Übertragung von 106 kcaljh vom Verbrennungsgas an die Verdampfungsheizflächen Die Abgasmenge, die notwendig ist, um ohne Beachtung der Verluste bei einer Abkühlung von T1 °K auf 575°K bei einer Verdampfungstemperatur von 475°K jeweils 106 kcaljh zu übertragen, wird mit spezifischer Abgasmenge Cs bezeichnet.

Cs =

106

=-~-::-:-c:::-----:-::--,--------

Tl (0,345

+ 0,000035 T 1 ) - 575 · 0,365

Die spezifische Heizfläche H 8 für die Leistung von 106 kcaljh errechnet sich dann nach:

Cs Hs=H·-1000 50

Danach ergeben sich folgende spezifische Werte:

s

Temperaturbereich °K

0

1 2 3 4

1900/575

1700/575

1500/575

Gs

Hs

Gs

Hs

Gs

Hs

2590 2590 2590 2590 2590

45,5 35,5 29,6 25,5 22,5

2100 2100 2100 2100 2100

39,8 30,1 24,7 21,4 18,8

1780 1780 1780 1780 1780

35,9 26,6 21,6 18,8 16,2

Die Berechnung ergibt also, daß sich die Verdampferheizflächen eines Kessels für die Übertragung einer konstanten Wärmemenge mit der Feuerungstemperatur und der Strahlungszahl der Verbrennungsgase weitgehend ändern. Sind im V ergleichsfalle 1 T 1' die Feuerungsanfangstemperatur, s' die Strahlungszahl, H 1 die Verdampferheizfläche und im V ergleichsfalle 2 T" die Feuerungsanfangstemperautur, s" die Strahlungszahl, H 2 die Verdampfungsheizflächen, so kann im untersuchten Bereich in guter Annäherung folgende Beziehung aufgestellt werden:

H1 H2

T" y1 T' y1

+ s" + s'

Bei dieser Betrachtung wurde der Wert T2 verhältnismäßig niedrig angesetzt. Bei modernen Großkesseln mit hohen Dampfdrücken wird er bedeutend höher liegen. Damit verstärkt sich aber der Einfluß der Strahlung. Die Formel gibt also eine untere Abschätzung. In Wirklichkeit wird bei höheren Werten von »S« die Änderung der Heizflächen des Verdampferteiles größer werden, als es die obige Formel angibt. Trotzdem wird sie den weiteren Betrachtungen zugrunde gelegt, da bei höheren Staubgehalten der Rauchgase, die bei dem vorliegenden Beispiel die Strahlungszahl bedingen, auch mit größeren V erschmutzungen gerechnet werden muß. 13.2 Einfluß der Verfahrensänderungen (Verbrennungstemperatur und Strahlungszahl) auf Kesselwirkungsgrade und die Gesamtheizfläche Im vorigen Abschnitt wurde nachgewiesen, daß beim Übergang mit einer wesentlichen Verkleinerung der Verdampferheizfläche (und bei entsprechender Lage auch der Überhitzerheizflächen) zu rechnen ist. Hieraus ergibt sich eine entsprechende Senkung der Anlage- und Kapitalkosten. Bisher blieb offen, auf welche Weise die benötigten hohen Anfangstemperaturen der Rauchgase erreicht werden. 51

Es soll nun noch untersucht werden, wie sich hohe Verbrennungstemperaturen auf die Endtemperatur der Rauchgase hinter dem Kessel, auf den Kesselwirkungsgrad sowie auf die Auslegung der verschiedenen Heizflächen auswirkt. Um diese Untersuchung auf heutige Großkessel abzustellen, wurden folgende Daten zugrunde gelegt: 200 ata Kesseldruck 635°K Temperatur der Verdampferheizfläche von 370°K auf 800°K V orwärmung des Frischgases von 320°K auf 800°K V orwärmung der Verbrennungsluft Eintrittstemperatur des Speisewassers in den Vorwärmer (226 kcalfkg ab 273 o K) Sättigungstemperatur des Speisewassers (432 kcalfkg ab 273°K) Benötigte Wärme zur Aufwärmung des Speisewassers von 495°K auf 695°K ohne Dampfbildung 206 kcalfkg Verdampfungswärme 583-432 = 151 kcalfkg Überhitzungswärme einschließlich Zwischenüberhitzung 330 kcalfkg Dampf 430°K Abgastemperatur hinter dem Dampfkessel TA = Es wird vorausgesetzt, daß das Kesselwasser ohne Dampfanteil mit Sättigungstemperatur in den Verdampfungsteil eintritt. Abschlämmverluste bleiben unberücksichtigt. Für die Vorwärmung von Frischgas und Verbrennungsluft werden gleiche Temperaturen angenommen. Abstrahlverluste wurden bei der folgenden Rechnung nicht berücksichtigt. Es wird angenommen, daß die benötigten Verbrennungstemperaturen durch V orwärmung sowie durch Zumischung von Koksgas zum Gichtgas erreicht werden. Es wurde weiter vorausgesetzt, daß die Kesselelemente so geschaltet werden, daß die Überhitzerteile vor der Verdampferheizfläche liegen und die Vorwärmerteile sich an die Verdampferheizflächen anschließen. Die Einschmelzwärmen der Stäube wurden nicht berücksichtigt, da sich diese Mengen durch einen entsprechenden Zuschlag zu den zugeführten Wärmen berücksichtigen lassen. Folgende Bezeichnungen werden eingeführt:

Tt = theoretische Verbrennungstemperatur (° K) T1 = Feuerungstemperatur vor Eintritt der Gase in die Verdampfungsheizflächen (° K) Die von Tt bis T1 von den Verbrennungsgasen abgegebene Wärme soll sämtliche Überhitzungswärmen des erzeugten Sattdampfes decken.

T2 = Temperatur der Verbrennungsgase am Ende der Verdampferheizflächen bzw. am Anfang der Vorwärmerteile CO K)

D = erzeugte DampfmengefNm3 Mischgas =zugeführte Speisewassermenge (kg) Die Betrachtung schließt ausdrücklich konstruktive Fragen aus.

Bestimmung der Mischungszahl »m« Als Brenngas wird ein Mischgas aus m-Teilen Gichtgas und (1-m)- Teilen Kokereigas vorausgesetzt. Bei dieser Betrachtung wird vorerst mit trockenen Verbrennungsgasen und trockener Verbrennungsluft gerechnet. Der Einfluß der Feuchtigkeit wird an späterer Stelle berücksichtigt. 52

Folgende Gaszusammensetzung wurde angenommen: 1. Zusammensetzung des trockenen Koksgases:

CO 5 Vol.-% H2 57 Vol.-% CH4 26 Vol.-% C2H4 = 2 Vol.-% co2 2 Vol.-% N2 8 Vol.-% Ru = 4135 [kcal(Nm3 tr.] Luftverbrauch (bei.?.= 1,1): 4,66 [Nm3 tr.(Nm3 tr.] Rauchgasmenge aus den trockenen Verbrennungskomponenten: 5,35 [Nm3(Nm3 tr.] Zusammensetzung dieses Abgases: C02 H20 02 N2

= 6,9 Vol.-% = 21,1 Vol.-% = 1,7 Vol.-% = 70,3 Vol.-%

2. Zusammensetzung des Gichtgases (trocken) :

CO C02 N2 Ru

29,5 Vol.-% 11,5 V ol.-% 59,0 Vol.-% 900 [kcal(Nm3 tr.]

Luftverbrauch (bei;.= 1,1): 0,77 [Nm3 tr.(Nm3 tr.] Abgasmenge: 1,625 [Nm3 tr.(Nm3 tr.] Zusammensetzung des trockenen Abgases: co2 = 25,3 Vol.-% 02 1,1 Vol.-% N2 = 73,6 Vol.-% Aus diesen Werten ergeben sich folgende Beziehungen für das Mischgas [m-Teile Gichtgas, (1-m)-Teile Koksgas]: Unterer Heizwert Ru= 4135-3235 m [kcal(Nm3 tr.] Luftverbrauch (bei;.= 1,1) L = 4,66-3,89 · m [Nm3(Nm3 tr. Mischgas] Rauchgasmenge Vg = 5,35-3,73 m [Nm3(Nm3 tr. Mischgas]

In den betrachteten Temperatur- und Mischungsbereichen muß auch die Änderung der spezifischen Wärmen der verschiedenen Gase berücksichtigt werden. Hierfür werden folgende Beziehungen aufgestellt: 1. Luft von 300 bis 330°K Luft von 800 bis 850°K 2. Mischgas von 370°K Mischgas von 500 o K Mischgas von 800 bis 850°K 3. Rauchgas: T = 400- 500°K T

=

1000-2500°K

cpm cpm cpm cpm cpm

0,311 0,330 0,328 - 0,01 m 0,337 - 0,01 m 0,363- 0,03 m

cpm cpm

0,329 0,346

+ 0,013 m

+ m · (0,022 + 0,0000047 T) + 0,000027 T 53

Es erübrigt sich darauf hinzuweisen, daß diese Näherungen nur für die vorgelegten Verhältnisse gelten. Da es sich bei der nachfolgenden Betrachtung aber um Vergleichsberechnungen handelt, spielen Fehler, die in allen zu vergleichenden Werten enthalten sind, keine ausschlaggebende Rolle. Wärmebilanz, bezogen auf 1 Nm3jtr. Mischgas

Wie bereits erwähnt, werden keinerleiVerlustedurch Abstrahlung oder unvollkommene Verbrennung berücksichtigt:

D

Qü TA QA QA Qv+QA

54

=

Vorwärmtemperatur von Mischgas und Verbrennungsluft in o K Wärmemenge zur Vorwärmung des Mischgases von 370° auf Tv °K [kcalfNm3 Mischgas tr.] Wärmemenge zur Vorwärmung der Verbrennungsluft von 330° auf Tv °K [kcaljNm3 Mischgas tr.] Q1 + Q2 = Tv (1,901 - 1,31 m)- 599,61 + 402,93 m Gesamtwärmeinhalt des zu verbrennenden Mischgases + Verbrennungsluft einschließlich Heizwert 4135-3235 m + Tv (1,901 -1,31) [kcaljNm3 Mischgas tr.] theoretische Verbrennungstemperatur des Rauchgases in °K Rauchgastemperatur vor der Verdampfungsheizfläche in °K Rauchgastemperatur hinter der Verdampfungsheizfläche bzw. vor der Vorwärmheizfläche in °K erzeugte Sattdampfmenge in kgfNm3 Mischgas tr.: Verdampfungswärme = 115 kcalfkg Eintrittstemperatur des Speisewassers in den Vorwärmer = 496 °K (226 kcalfkg Wasser ab 273°K) Austrittstemperatur des Speisewassers aus dem Vorwärmer = 635 o K (432 kcaljkg ab 273°K) Wärmemenge zur V orwärmung des Speisewassers = 206 · D [kcaljNm3 Mischgas tr.] Überhitzungswärme = 330 · D [kcalfNm3 Mischgas tr.] Abgastemperatur der Rauchgase hinter dem Kessel = 430° K Wärmeinhalt der Rauchgase hinter dem Kessel 756,86-497,78 m- 20,85 m2 [kcalfNm3 tr.] 157,25-94,85 m- 20,85 m2 + Tv · (1,901 -1,314 m) [kcalfNm3 Mischgas tr.] der Kesselanlage insgesamt zugeführte Wärmemenge, gerechnet mit dem Wärmeinhalt der Verbrennungskomponenten ab T = 0°K bis ZU deren Eintrittstemperatur in die Vorwärmer 4734,61 - 3637,39 m [kcaljNm3 Mischgas tr.] der Kesselanlage zugeführte Wärme, gerechnet mit dem Wärmeinhalt der Verbrennungsteilnehmer ab T = 300 °K bis zur Eintrittstemperatur in die Vorwärmer 4185- 3272,2 m [kcalfNm3 Mischgas tr.] Wärmeinhalt der Rauchgase hinter dem Kessel, gerechnet ab T = 300°K 228,5-150,5 m- 6,3 m2 [kcalfNm3 Mischgas tr.] trockene Rauchgasmenge [Nm3fNm3 tr. Mischgas] spezifische Wärme der Rauchgase

Es lassen sich folgende Gleichungen aufstellen:

(1) (2) (3) Aus 1 und 2:

Qg Qg

= D · (330 + 151) + Qv + QA + D = D · 330 + Vg · T1 · cpr 1

· 206

D = Vg T1 cpr 1 - Qv- QA 357

D = VgTl cpr 1 - VgT2 • cpr 2

(4) (5)

151 Aus 3 und 4:

206 VgTl cpr + 151 (Qv + QA) V:g1.r 2 . cpr 2 = ---=---____::'----::-35=-7-__.:::_:=--------=.:::::_

(6)

Qg

= D · 330 +

VgTl cpr 1

D =Qu- VgTlcpr1 330 (7)

Aus 4 und 6:

V: T g

(8)

2

481 VgTl cpr 1-151 Qg cpr 2 = ---=-----=.3-30---=

Aus 5 und 7: Qg = 1,925 VgTl cpr 1 - 0,924 (Qv

+ QA)

Wie bereits erwähnt, wird die Größe Tv in Anlehnung an die Versuchsbedingungen in Rheinhausen mit 800° K angesetzt. Damit ergeben sich folgende Werte bezogen auf T = 0°K: Qg 5655,8 - 4286,2 m Qv 921,2- 648,2 m QA 756,86-497,78 m- 20,85 m2 Qv + QA = 1678,06- 1146 m- 20,85 m2 Qz 4734,61- 3637,93 m Bezieht man die Werte auf T = 300°K, so ergibt sich: = 4201,5 - 3272,2 m QAo = 273 -182m- 7,65 m2

Qzo

Aus der Gleichung (8) kann dann unter Einsatz der genannten Werte die Temperatur T1 °K errechnet werden, und zwar für drei Beispiele. Beispiel 1: m =1 T1 = 1415°K Beispiel2: m =0 T1 = 1780oK Beispiel3: Für m = 1 wird die Rechnung zu Vergleichszwecken bei einer Eintrittstemperatur des Gichtgases von 500°K durchgeführt. Unter dieser Voraussetzung ergibt sich: Qv = 244 Qv + QA = 482,3 T1 = 1410oK 55

Die betrachteten drei Fälle sind in der folgenden Tabelle zusammengefaßt. Zusätzlich wurden eingeführt: Tgl

T1

=

Temperatur des Mischgases vor dem Vorwärmer oK

= Temperatur der Verbrennungsluft vor dem Vorwärmer °K

Nach Umrechnung auf D'

=

1000 kg Dampfjh wurden folgende Bezeichnungen eingesetzt:

Qft = Q~d = Q~ = Qd, =

zu übertragende Überhitzungswärme in kcalfh zu übertragende Verdampfungswärme in kcalfh zu übertragende Wärme zur Vorwärmung des Speisewassers kcalfh gesamte in den überhitzten Dampf übergeführte Wärme, bezogen auf T = 273 oK in kcalfh Q~ = zur Vorwärmung der Verbrennungskomponenten zu übertragende Wärme, bezogen auf T = ooK in kcalfh QA = Abgasverluste, bezogen auf T = ooK in kcaljh Q~ = gesamte, dem Kessel zugeführte Wärme in kcalfh, bezogen auf T = 0° K WK = Kesselwirkungsgrad ohne Berücksichtigung von Abstrahlungsverlusten usw., bezogen auf T = 0°K WK = Qz-QA .100% Qz WKo = Kesselwirkungsgrad ohne Berücksichtigung von Abstrahlungsverlusten usw., bezogen auf T = 300° K WKo = Qzo-QAo .100% Qzo 1 m Tgl

TLl

1,0 370

Beispiel 2 0,0 370

3 1,0 500

QAo

330 1370 1097,7 1970 512 238,3 273 1415 1170 1,25 927,7 72,1

330 5656 4734,6 2180 1678,3 756,9 921,4 1780 1400 5,80 4202,6 229

330 1370 1146,0 1960 459,9 238,3 221,6 1380 1120 1,325 976,0 72,1

WK WKo

78,1 92,4

83,1 94,4

79,5 93,5

Qg Qz Tt

Qv+QA QA Qv T1 T2 D Qzo

Q~ Qva Q~

Qa Q~

QA Q~

56

330 000 151 000 206 000 687 000 218 000 191 000 878 000

330 000 151 000 206 000 687 000 159 000 131 000 818 000

330 000 151 000 206 000 687 000 167 000 180 000 867 000

Bei einer vergleichenden Wirtschaftlichkeitsberechnung können nur die Wärmemengen berücksichtigt werden, welche einen Marktwert haben, also nur die chemisch gebundene, nicht jedoch die fühlbare Wärme. Aus diesem Grund wird ein Wirtschaftlichkeitswirkungsgrad W w gebildet, der mit den oben eingeführten thermischen Wirkungsgraden WK + WKO nichts zu tun hat. Er berührt lediglich die Kostenfrage. Bedingung ist hierbei allerdings, daß der verrechnete Wert der Wärmeeinheit für alle Brennstoffe gleich ist. Andernfalls müßte ein entsprechender Korrekturfaktor eingeführt werden.

w

w

Beispiel

=

687000. D. 1000/ 10 Hu · 1000 1

2

3

95,2

96,5

101

:.Jus diesen Werten folgt : 1. Die Verdampferheizfläche ändert sich - wie früher zahlenmäßig und formelmäßig belegt - mit der Temperatur der Rauchgase am Anfang und am Ende dieser Heizfläche. 2. Die Überhitzerflächen aus Beispiel 2 werden sich gegenüber Beispiel 1 wegen der wesentlichen Erhöhung der Temperaturen Tt und T1 in größerem Maße verringern als die V erdampferheizfläche. Es darf allerdings nicht übersehen werden, daß Tt ein theoretischer Wert ist, der infolge der Brennverzögerung nicht erreicht wird. Die Vergrößerung der Überhitzerheizflächen bei Beispiel 3 gegenüber Beispiel 1 bleibt verhältnismäßig gering. 3. Die Heizfläche des Speisewasservorwärmers wird bei Beispiel 2 infolge der wesentlich erhöhten Temperatur T 2 (TA = konstant) entsprechend kleiner werden als bei Beispiel 1. Beispiel 3 ergibt gegenüber Beispiel 1 eine größere Heizfläche. 4. Die Heizflächen zur Vorwärmung von Gas und Luft verringern sich bei Beispiel 2 wegen der erhöhten Temperatur T2 und der wesentlichen Verminderung der zu übertragenden Wärmemengen Q~ verhältnismäßig stark. Die Vorwärmerheizflächen in Beispiel 3 haben, wenn auch bei etwas niedrigerer Anfangstemperatur der Rauchgase gegenüber Beispiel 1 nur ca. 76% der Wärmemenge zu übertragen. 5. Die thermischen Kesselwirkungsgrade WKo erhöhen sich, bezogen auf den Wert von Beispiel 1, bei Beispiel 2 um ca. 2,16% und bei Beispiel3 um ca. 1,18%. Die Wirtschaftlichkeitswirkungsgrade W w erhöhen sich - bezogen auf Beispiel 1 - bei Beispiel2 um 1,41% und bei Beispiel3 um 6,1%. Bei diesen Werten muß allerdings geprüft werden, ob sie sich konstruktiv verwirklichen lassen. 6. Wenn man die folgende Betrachtung auf Rauchgase mit gleicher Strahlungszahl bezieht, kann die nachfolgende Tabelle mit angenäherten Werten aufgestellt werden. Die Änderung der Strahlungszahlen wird sich in der Hauptsache auf die Überhitzerheizflächen, die Verdampferheizflächen und in kleinerem Maße auch auf die Vorwärmerbeizflächen auswirken. Die Änderung der Heizflächen wurde näherungsweise nach »Hütte I«, 23. Auflage, S. 388 (Gegenstrom), bestimmt. Die Vergleichszahlen beruhen auf den Heizflächen des Beispieles 1 sowie auf dem Wirkungsgrad Ww = 1,0. Ist die Wärmeübergangszahl für jede der betrachteten Heizflächen unabhängig von der Temperatur, so ergeben sich folgende Vergleichswerte:

57

Beispiel 2

1 Überhitzerheizfläche Verdampferheizfläche Eco-Heizfläche Vorwärmerheizflächen, Gas und Luft Wirtschaftlichkeitswirkungsgrad Ww

1,0 1,0 1,0 1,0 1,0

ca. ca. ca. ca.

(0,765) 0,670 (0,74) (0,65) 1,015

3 ca. ca. ca. ca.

(1,03) 1,07 (1,15) (0,78) 1,06

Bei dieser Vergleichsrechnung wurde die Differenz zwischen der Eintrittstemperatur des Speisewassers und der zugehörigen Rauchgastemperatur mit 595 - 495 = 100° eingesetzt. Die Heizflächen für die Vorwärmung der Luft und des Mischgases wurden getrennt berechnet und addiert. Beim Beispiel 3 wurde die Differenz von Gaseintrittstemperatur und Rauchgastemperatur wie bei den anderen Beispielen mit 60° angenommen. 7. Beim Einsatz von staubhaltigen Gasen erhöht sich der Wirkungsgrad W w, soweit exotherm reagierende Bestandteile (z. B. Kohlenstoff) bei den heutigen Verfahren unbenutzt verloren gehen. 8. Der Einfluß des Strahlungswertes der Rauchgase muß nach den bisher entwickelten Methoden natürlich jeweils besonders berechnet werden. Wechselt das beheizte Medium bei der Wärmeentnahme aus den Rauchgasen die Temperatur (z. B. Überhitzer), so kann diese Abhängigkeit berechnet werden. Die gewonnenen Vergleichszahlen gelten für die jeweils gleichartig und richtig bestimmten Heizflächengrößen. Bei einer z. B. zu groß ausgelegten Heizfläche für eine hohe Temperatur T1 würde bei Erniedrigung dieser Temperatur evtl. eine Wirkungsgradverbesserung eintreten. Daher sind V ergleichsversuche an einem Kessel nur dann möglich, wenn die Forderung nach richtig bestimmter Heizflächengröße zumindest für einen Vergleichspunkt erfüllt ist. 13.3 Vergleich der neuen mit dem bisherigen Verfahren zur Verfeuerung gereinigter und gekühlter Gichtgase zur Energieerzeugung Im vorigen Abschnitt wurden die Vergleichsrechnungen unter der Voraussetzung gleich hoher V orwärmung von Verbrennungsgas und Verbrennungsluft durchgeführt. Bei den derzeitig benutzten Verfahren (vgl. Bericht vom 3. 3. 1964) wurde das gereinigte Gichtgas mit einer Temperatur von ca. 330°K der Kesselanlage zugeführt und ohne Vorwärmung verbrannt. Die Verbrennungsluft wurde von ca. 330°K auf ca. 720°K vorg;:wärmt. Für diese Verhältnisse, aber bei Zugrundelegung der übrigen in den vorigen Abschnitten benutzten Kesseldaten wurde eine Vergleichsrechnung für veränderliche Werte T2 durchgeführt. Die Ergebnisse sind nachfolgend zusammengestellt. Der Einfluß der Wandverluste, der Verluste an Unverbranntem, der Feuchtigkeit und der evtl. verbrennbaren Staubbestandteile ist nicht berücksichtigt. Die Dampfmenge D wird unter verschiedenen vorgegebenen Temperaturen T2 CK) errechnet, wobei im Beispiel 4 der Wert T 2 entsprechend dem Vergleichsbeispielt mit 1170°K eingesetzt wird. In der nachfolgenden Tabelle sind folgende Bezeichnungen eingeführt: Tvg = Vorwärmtemperatur des Verbrennungsgases CK) TvL = Vorwärmtemperatur der Verbrennungsluft CK) 0 8 p = Wärmemenge zur Vorwärmung des Speisewassers [kcalfNm3 tr. Verbrennungsgas] Die Mischzahl »m« wurde mit 1 angenommen. 58

Beispiel Tut Tvg Tu TvL Qg Tt T1 T2 D Qv Qsp TA Ww

1

4

5

6

370 800 330 800 1370 1970 1415 1170 1,25 273,3 256 430 95,2 (1,0)

330 330 330 720 1190 1830 1350 1170 0,85 105 175 870 64,1 (0,68)

330 330 330 720 1190 1830 1250 1070 1,06 105 219 645 79,8 (0,83)

330 330 330 720 1190 1830 1180 950 1,20 105 247 465 91,2 (0,96)

Die V orwärmung des Speisewassers erfolgt im Bereich der Gastemperaturen (ca. 600 bis T 2 °K) und die der Luft auf ca. TA bis T 2 °K. Daher ist die Temperatur T 2 auch dadurch bestimmt, daß die Wärmeabfuhr aus dem Rauchgas von T 2 bis 600°K höher sein muß als die Wärmeaufnahme des Speisewassers, um eine V orwärmung der Verbrennungsluft zu ermöglichen. Wie bereits erwähnt, befaßt sich diese Arbeit nicht mit konstruktiven Fragen, sondern soll theoretische Vergleichsunterlagen liefern. Die Temperatur T 2 = 950°K ist, wie eine Nachrechnung ergeben hat, bereits zu niedrig. Die Vorwärmung der Luft würde dabei nicht mehr möglich sein. V ergleicht man daher Beispiel 1 mit Beispiel 5, so können folgende Feststellungen getroffen werden: 1. Die Abgastemperatur TA ist bei Beispiel 5 wesentlich höher als bei Beispiel 1. Es ist möglich, diese Temperatur durch konstruktive Maßnahmen noch etwas zu senken. Wegen der dann notwendigen großen Heizflächen wird jedoch die Grenze der Wirtschaftlichkeit sehr bald erreicht. Da diese Möglichkeit mehr oder weniger auch bei den übrigen Beispielen besteht, soll sie nicht weiter untersucht werden. 2. Der wirtschaftliche Wirkungsgrad W'w ist bei Beispiel 5 gegenüber Beispiel 1 wesentlich geringer. Dieser Unterschied würde noch größer, wenn bei Beispiel 1 mit staubhaitigern Gas gearbeitet wird. Hierbei sind im Staub reaktionsfähige (brennbare) Stoffe enthalten, die bei den heutigen V erfahren nicht bewertet werden können. Falls die erzeugten Granulate abgekippt werden sollen, muß auch die mit der Schmelze abgehende Wärme bei der Bilanz abgezogen werden. 3. Bezogen auf gleiche stündliche Dampfleistung sind, wie früher nachgewiesen, die Heizflächen von den mittleren Temperaturdifferenzen abhängig. Diese Abhängigkeit ist zwar nicht linear, immerhin ergeben aber die linearen Temperaturdifferenzen den Trend für die Bemessung der Heizflächengrößen, so daß sie hier in Vergleichszahlen aufgeführt werden (reziproke mittlere Temperaturdifferenzen). Änderungen der Wärmemengen wurden berücksichtigt. Beispiel Überhitzer Verdampfer

1

4

5

6

1 1

1,22 1,04

1,3 1,65

1,36 2,0

Speisewasservorwärmer

1

1

1,22

1,45

Vorwärmer für die Verbrennungsteilnehmer

1

0,22

0,35

0,65 59

13.4 Einfluß des Feuchtigkeitsgehaltes der Verbrennungsgase auf Verbrennung und Kesselwirkungsgrad Auf diesen Einfluß wurde bereits mehrfach hingewiesen. 1. Über den Einfluß von feuchten Gichtgasen und feuchter Luft unterrichtet eine bei der Firma L. & C. Steinmüller in Gummersbach hinterlegte Arbeit von Dr. BRAUN vom 30. 8. 1961. An gleicher Stelle befinden sich folgende Unterlagen: 2. Bericht vom 6. 9. 1961 über eine Sitzung des Exekutivausschusses, S. 3-5. Dort wurde, bezogen auf einen Heizwert des trockenen Gichtgases von 900 kcalfNm3, folgende Tabelle veröffentlicht: oc 38,5 59,7 57,4 Gichtgastemperatur (100) 47,8 128 245 Wassergehalt gfm3 400 Heizwert des feuchten Gichtgases kcalfNm3 720 280 838 540 3. Bericht vom 20. 8. 1962 über eine Sitzung des Exekutivausschusses, S. 20-22. Dort wird über den Einfluß der Feuchtigkeit auf Heizwert und Transportkosten des Gichtgases berichtet. Als einer der V orteile des in Rheinhausen entwickelten Verfahrens wird herausgestellt, daß das ungereinigte oder teilgereinigte Gas wegen seines verhältnismäßig niedrigen Feuchtigkeitsgehaltes entsprechend günstig verbrannt und transportiert werden kann. Mit zu feuchtem Gas läßt sich das V erfahren Rheinhausen nicht durchführen. Auch die V erkrustungsgefahr von Leitungen, Brennern usw. wird sich bei höherer Feuchtigkeit entsprechend vergrößern. Unter Hinweis auf die obigen Unterlagen erübrigt sich eine nochmalige Behandlung dieses Punktes.

13.5 EinRuß des Verfahrens Rheinhausen auf die Verbrennungsvorgänge eines Gemisches von Kohlenstaub und Gichtgas Im Hüttenwerk Haspe wurde eine Kesselanlage für Gemischfeuerung durch den Technischen Überwachungsverein Essen (Bericht des Technischen Überwachungsvereins vom 24. 8. 1955) untersucht. Hierbei wurde festgestellt, daß der abgehende Flugstaub in den Rauchgasen wegen des unterschiedlichen Charakters der beiden Brennstoffe bei der bisherigen Verwertung bis zu 60% Kohlenstoff enthält. Bei Erhöhung der Verbrennungstemperatur geht dieser Wert auf 10% und weniger zurück. Hieraus folgt eine entsprechende Änderung der Abgasverluste. Ein theoretischer Nachweis, daß dieses Ergebnis zwangsläufig ist, also bei der genannten Gemischfeuerung der zugehörige Verlustfaktor beim Übergang auf das Verfahren Rheinhausen im gleichen Verhältnis erniedrigt werden kann, findet sich in folgenden Unterlagen:

1. Bericht vom 6. 9. 1961 über eine Sitzung des Exekutivausschusses, S. 3-5. 2. Bericht vom 20. 8. 1962 über eine Sitzung des Exekutivausschusses, S. 13-15. 3. Literaturangaben Abschnitt 16, 1-6, 13, 9, 10, 11. -Vortrag VII und VIII Abschnitt 17, 8-15. Demnach steht fest, daß bei der Verbrennung eines Gemisches von Gichtgas und Kohlenstaub mit hohen Temperaturen eine wesentliche Verminderung des Ausbrandverlustes eintritt. Bei der Verbrennung von staubhaltigen Gasen wird die Oxydation des Kohlenstaubes außerdem durch die kathalytische Wirkung der Stäube unterstützt. 60

13.6 Zusammenfassung des Abschnittes 13

Untersuchungen über den Einfluß des Verfahrens Rheinhausen auf Auslegung und Wirkungsgrad von Kesselanlagen Die Ergebnisse der Vergleichsberechnungen und die erhaltenen Näherungswerte zeigen, daß die in die früher erstattete Wirtschaftlichkeitsrechnung eingesetzten Ersparnisse eines Kesselbetriebes zu niedrig gewählt wurden. Dies gilt insbesondere, wenn die von den Stäuben mitgebrachten zusätzlichen Reaktionsstoffe in den vorhergehenden Rechnungen berücksichtigt werden würden. Außerdem blieben Gutschriften für die neben Eisen evtl. noch zu gewinnenden Metalle und die Erleichterungen im Hochofenbetrieb durch Wegfall störender Elemente unberücksichtigt. Weiterhin fehlte eine Bewertung der zu erwartenden Verbesserungen auf dem Gebiete der Reinhaltung von Luft und Grundwasser. Wie bereits nachgewiesen, ist die Erhöhung der Dampferzeugung in den Beispielen 4-6 auf Grund der Wärmebilanz möglich. Im vorliegenden Falle wird die erreichbare niedrigste Temperatur hinter den Verdampferheizflächen bei ca. 1000° K liegen. Soll diese Temperatur gesenkt, also die Dampferzeugung je Nm 3 tr. Gichtgas erhöht werden, müßte man die Heizfläche wesentlich vergrößern. Ebenso könnte man eine Herabsetzung der Eintrittstemperatur des Speisewassers in Kauf nehmen, wodurch der Wirkungsgrad der nachgeschalteten Turbinen gesenkt würde. Beide Möglichkeiten können auch miteinander kombiniert werden. Für den Einzelfall muß das wirtschaftliche Optimum errechnet werden.

14. Fragen der Abgasreinigung Diese Frage wurde im vorliegenden Bericht bereits mehrfach behandelt (S. 9, 17, 25, 30, 39). Außerdem wird auf folgende Untersuchungen verwiesen: 1. Bericht vom 20. 8. 1962, S. 24f25 (16, 10.). 2. Bericht über die Sitzung des Exekutivausschusses vom 13. 1. 1964, Vortrag IX (16, 11). 3. Versuchsprotokoll V-2290 der Firma ELEX, Zürich, vom 8. 5. 1964 (16, 11/IX). 4. Punkt 6 der nachfolgenden Zusammenfassung. Die zur vollen Klärung dieses Problems noch notwendigen V ersuche konnten in Rheinhausen nicht mehr durchgeführt werden. Die wirtschaftliche Auslegung einer Abgasreinigung ist eng verbunden mit der Möglichkeit, die in einer Gasreinigungsanlage hinter einer Schmelzfeuerung noch abgeschiedenen Stäube zur Gewinnung von Zink, Blei und Spurenstoffen zu verwenden. Auf Grund der in Rheinhausen durchgeführten V ersuche und der Verhandlungen mit Lieferanten von Gasreinigungsanlagen kann folgendes festgestellt werden:

1. Das Problem der Reinigung der Rauchgase, die bei dem Verfahren Rheinhausen entstehen, verlangt die Durchführung weiterer Versuche, ist aber nach Ansicht der angesprochenen Experten lösbar. 61

2. Während bei der Feinreinigung von Gichtgas, noch mehr beim Einsatz von Gichtgas in Gasturbinen extrem niedrige Staubgehalte verlangt werden, unterliegen die Abgase der Kesselfeuerungen einfacheren Forderungen. Diese sind nach unserer Ansicht den Vorschriften für die Reinhaltung von Sintergasen anzugleichen, da die vorgeschlagenen Einschmelzanlagen das Sinterverfahren wenigstens im Bereich der Feinstäube ersetzen sollen. Werden die in Rheinhausen entwickelten Anlagen - bei bestehenden Hüttenwerken - zum Einschmelzen von Feinstäuben verwendet, so beträgt die zu reinigende Rauchgasmenge nur einen Bruchteil der Sintergasmenge. 3. Bei kombinierten Feuerungen mit Zusatz von Kohlenstaub ist wegen des zu verbrennenden Kohlenstaubes eine Gasreinigung unabhängig vom Staubgehalt des Gichtgases ohnehin notwendig. Es sind also keine (oder nur unwesentliche) zusätzlichen Einri:htungen vorzusehen. 4. Bei der Gegenüberstellung der derzeitigen V erfahren und der V erfahren Rheinhausen bezüglich der Anlage- und Betriebskosten müssen auch die mit dem Gesamtkomplex zusammenhängenden Einzelanlagen, der gesamte Staubanfall sowie der Einfluß auf die Grundwasserhaltung betrachtet werden. Zu einem solchen Komplex gehören Grobgasreinigung, Feingasreinigung, evtl. Feinstgasreinigung bei Gasturbinen, Sinteranlagen, V ergleichskraftwerke, Staublagerung sowie die Gasverteilung. 5. Die Probleme der Verwertung der zurückgewonnenen Stäube müssen noch weiter untersucht werden.

15. Zusammenfassung Die gestellte Aufgabe bestand darin, die Wirtschaftlichkeit der Roheisenerzeugung mit Hochöfen durch Verbesserungen in der Verwertung von Gichtgas, Gichtstaub und anderen Hüttenstäuben zu erhöhen. Zur Lösung dieses Problems wurde von der Firma L. & C. Steinmüller unter finanzieller Beteiligung des Landesamtes für Forschung des Landes Nordrhein-Westfalen in Düsseldorf, der Frauenhafergesellschaft in München, der Hohen Behörde in Luxemburg, im Hüttenwerk Rheinhausen, welches das Gelände und die notwendigen Anschlüsse zur Verfügung stellte, eine halbtechnische Anlage errichtet und unter weiterer finanzieller Beteiligung der Hohen Behörde in Luxemburg die notwendigen V ersuche durchgeführt. Die Ergebnisse dieser V ersuche und die sich hieraus ergebenden Berechnungen und Schlußfolgerungen werden bei der Firma L. & C. Steinmüller in Gummersbach aufbewahrt (Abschnitt 16 dieses Berichtes). Als Grundlage für die Wirtschaftlichkeitsuntersuchungen wurden eingehende Erhebungen der Kosten deutscher Hüttenwerke angestellt. Die Ergebnisse werden in den Abschnitten 2-4 dieses Berichtes mitgeteilt. Auf Grund dieser Unterlagen und der Betriebsergebnisse der Kesselanlage in Haspe wurden im »Verein Deutscher Eisenhüttenleute« eingehende Besprechungen darüber

62

geführt, welche Ersparnisse bei der Erzeugung von Roheisen durch die Anwendung der neuen V erfahren erwartet werden können. In einer größeren Besprechung in Gummersbach (Bericht vom 21. 11. 1959) mit Vertretern von sieben Hüttenwerken des Ruhrgebietes und des »Vereins Deutscher Eisenhüttenleute« sowie unter Teilnahme der Vertreter des Eisenhütten-Instituts der Technischen Hochschule Aachen wurden die Ausgangswerte diskutiert und bestätigt. Außerdem wurden in einer Sitzung des Arbeitsausschusses des Hochofenausschusses des Vereins Deutscher Eisenhüttenleuteam 2. 10. 1959 von Herrn Prof. Dr. ScHENCK und Herrn Direktor RÄBEL (Hüttenwerk Haspe) die in den oben angegebenen Unterlagen enthaltenen Werte vorgetragen und zur Debatte gestellt. Die aus diesen Erhebungen gewonnenen Werte können als zumindest für die deutsche Eisenhüttenindustrie gültige Unterlagen angesehen werden. Das Ergebnis der Entwicklungsarbeiten kann wie folgt zusammengefaßt werden: 1. Es wurde ein Verfahren entwickelt, das es ermöglicht, ungereinigtes oder teilgereinigtes, ungekühltes Gichtgas so zu verbrennen, daß die im Gichtgas enthaltenen Stäube sowie eventuell zusätzliche metallurgische Hüttenstäube bis zu einer Menge von ca. 300 g/1000 kcal im zugeführten Brennstoff enthaltene Wärme in Schmelzfeuerungen eingeschmolzen und flüssig abgeführt werden können. Die hierfür benötigte Wärme (gebundene und freie Wärme einschließlich der Verbrennungswärme der Staubbestandteile) muß im Minimum 620 kcal(Nm 3 feuchten Rauchgases, zusätzlich der fühlbaren Wärme der einzuschmelzenden Stäube bis zum Schmelzpunkt und der entsprechenden Schmelzwärme betragen. 2. Die erforderliche Wärmemenge kann durch entsprechende V orwärmung der Verbrennungskomponenten undfoder Zusatz höherwertiger Brennstoffe geliefert werden. Eine Erniedrigung des Feuchtigkeitsgehaltes der Brennstoffe, insbesondere des Gichtgases, ist hierbei notwendig. Ein Ersatz des Gichtgases durch andere Brennstoffe ist möglich, wenn Gichtgas nicht oder nur teilweise zur Verfügung steht. 3. Es wurden Verfahren entwickelt, um aus der flüssig ablaufenden Schmelze bei entsprechendem Eisengehalt ein einsatzfähiges Produkt für Hochöfen zu gewinnen. In einem bestimmten Bereich kann das Sinterverfahren durch das Einschmelzverfahren ersetzt werden. Dies gilt insbesondere für Feinstäube, die die Leistung der Sinteranlagen mindern können. 4. Mit dem Einschmelzverfahren wird es möglich, die in den Stäuben enthaltenen Bestandteile an Zink, Blei, Chloriden, Alkalien und evtl. Spurenelementen getrennt zu gewinnen. Die Schmelze kann so getrennt werden, daß Teile mit hohem Gehalt an Eisen und andere Teile mit hohen Gehalten an den oben genannten Zusatzmetallen anfallen. V ersuche, die hinter der Feuerung abgeschiedenen hoch zink- und bleihaltigen Stäube wirtschaftlich zu verwerten, konnten aus Zeitmangel nicht abgeschlossen werden. 5. Bei den in Rheinhausen entwickelten Einschmelzverfahren werden die im Gichtstaub und Gichtgas enthaltenen Zyanverbindungen zerstört und in ungefährlicher Form abgeführt. 6. Ist der Eisengehalt der eingeschmolzenen Stäube so gering, daß sich ein Einsatz im Hochofen nicht lohnt, so können die erhaltenen Granulate ohne Beeinflussung der Luftund Grundwasserreinheit raumsparend abgelagert werden, soweit sich keine Verwertungsmöglichkeiten z. B. im Baugewerbe oder Straßenbau ergeben. 7. Die Untersuchungen über die Probleme der Reinigung der anfallenden Rauchgase bei hohen Staubzusätzen konnten ebenfalls nicht abgeschlossen werden. Es fehlt auch 63

noch eine Bestimmung der maximalen Staubmenge (in Abhängigkeit von der Staubart), oberhalb der eine Abgasreinigung notwendig wird. Auf Grund umfangreicher Untersuchungen der Firma ELEX an der Versuchsanlage in Rheinhausen ist nach Ansicht von Experten zu erwarten, daß diese Aufgabe wirtschaftlich gelöst werden kann. Solche Untersuchungen müssen sich aber nicht nur auf die Abgasreinigung eines Apparates, sondern auf den Staubauswurf des gesamten Komplexes beziehen. Dies schließt den Gastransport sowie den Staubanfall an den verschiedenen Verwendungsstellen des Gichtgases und eventueller sonstiger Feuerungen ein. Dabei sind weiterhin die bei den heutigen Verwertungsarten bestehenden extremen Reinheitsforderungen und die leichter zu erfüllenden Forderungen hinter Feuerungen zu berücksichtigen. Gegenüber den Sinterverfahren ist eine viel geringere Gasmenge zu reinigen, eine Raumentstaubung entfällt. Die mit großer Wahrscheinlichkeit zu erreichende Gewinnung von Nebenprodukten oder auch die Ausschaltung unerwünschter Elemente aus dem Hochofenkreislauf wirkt sich ebenfalls positiv aus. Weitere Untersuchungen müssen auch zeigen, inwieweit die Rückführung der in einem Filter abgeschiedenen Stäube in die Feuerung (bzw. in eine Anlage zur Nachbehandlung synthetischer Erze) das Verfahren verbessert (vgl. auch Punkt 9). Neben der Reinhaltung der Luft verlangt auch die Reinhaltung des Grundwassers gleiche Beachtung. Der Wegfall der Gaskühlung wird das Wasser- und Abwasserproblem der Hüttenwerke günstig beeinflussen. 8. Die in Rheinhausen durchgeführten Untersuchungen und die Auswertung der Literatur lassen folgende Einsparungen bei den Roheisen-Herstellungskosten erwarten: a) Unmittelbare Ersparnisse bei Anlage- und Betriebskosten der Gasreinigung und der Wasserwirtschaft sowie durch Verminderung der Wärmeverluste im Gichtgas. Bei neu zu errichtenden Hüttenwerken werden sich diese Ersparnisse stark auswirken, während bei bestehenden Hüttenwerken nur Teilerfolge zu erzielen sind. b) Nutzung von Produkten aus dem Gichtgas, die bisher verloren gingen. Gewinnung von eisenhaltigen, im Hochofen einsatzfähigen synthetischen Erzen unter wesentlicher Verminderung der Veredelungskosten gegenüber Sinteranlagen. c) Bei Einsatz von Stäuben, insbesondere der feineren Stäube aus dem Gichtgas und aus anderen metallurgischen V erfahren in Schmelzfeuerungen kann vermieden werden, daß diese Stäube in einer Sinteranlage zur Herabsetzung der Leistung führen. d) Bei der Behandlung der Gichtgase, Gichtstäube und anderen metallurgischen Stäuben nach den in Rheinhausen entwickelten Methoden ergeben sich wesentliche V erbesserungen für die Reinhaltung von Luft und Grundwasser. Außerdem wird der notwendige Lagerplatz für nicht mehr einsatzfähige Stäube vermindert (Punkt 7). e) Ersparnisse, die sich durch die verbesserte Wirtschaftlichkeit bei der Verwertung der ungereinigten, teilgereinigten und ungekühlten Gichtgase bei hohen Verbrennungstemperaturen ergeben. Hierdurch können kleinere spezifische Anlagekosten und eine wesentliche Erhöhung der wirtschaftlichen Wirkungsgrade erreicht werden. Im vorliegenden Bericht werden Kesselanlagen und Anlagen zum Einschmelzen von Stäuben den bisherigen Kesselanlagen und den Sinterverfahren gegenübergestellt sowie die erreichbaren Verbesserungen nacl:>gewiesen. Diese Ausführungen gelten nicht nur für die behandelten V erwertungsarten, sondern mit entsprechenden Ergänzungen und Änderungen auch für die anderen Möglichkeiten, Gichtgas und Gichtstaub einzusetzen. 9. Es hat sich weiterhin ergeben, daß außer Gichtstaub auch andere metallurgische Stäube (sowie evtl. auch abzukippende Stäube) nach der entwickelten Methode wirtschaftlich behandelt werden können. Zur Behandlung von Stäuben jeder Art können außer Gichtgas auch andere Brennstoffe, entweder allein oder im Gemisch, eingesetzt 64

werden. Die hocheisenhaltigen Feinststäube, z. B. aus Konverteranlagen usw., würden am besten den in Rheinhausen zur Nachbehandlung der synthetischen Erze nachgeschalteten Drehöfen zugesetzt. Hierdurch würde vermieden, daß ein größerer Teil dieser Feinststäube mit den Verbrennungsgasen weggetragen und durch besondere Filter wieder zurückgewonnen werden muß. 10. Infolge der Änderungen der letzten Jahre im Hochofenbetrieb, insbesondere des Übergangs auf klassierten Koks und Möller sowie des erhöhten Einsatzes von Sinter und evtl. Sauerstoff, wurden Gichtgasanfall und -heizwert gesenkt. Bei vorhandenen Hüttenwerken werden sich die Versuchsergebnisse im wesentlichen dahingehend auswerten lassen, daß bei einem verminderten Verbrauch von Gichtgas zu Kesselfeuerungen, evtl. einem vollen Wegfall dieses Brennstoffanteiles, beim Einsatz von Öl oder anderen Gasen, einen großen Teil der Hütten-Feinstäube, die bisher in die Sinteranlage gingen oder abgefahren wurden, nach den angegebenen Methoden zu behandeln, sie dadurch lagerfähig und unschädlich zu machen und die in ihnen enthaltenen Wertprodukte zu gewinnen. Der überwiegende Teil des Gichtgases würde dann nach den bisherigen Methoden weiter zu behandeln sein. Aus Gründen der Regulierung der Gichtgaswirtschaft dürfte es sich aber empfehlen, den Gichtgasanteil einer solchen Schmelzfeuerung so groß zu wählen, daß mit ihm die Schwankungen von Gichtgasanfall und Gichtgasverbrauch ausgeglichen werden können. Wenn für die Windvorwärmung Rekuperatoren statt Regeneratoren ganz oder teilweise eingesetzt würden, wäre es durchaus möglich, das hierfür vorgesehene Gichtgas ebenfalls in Form von ungereinigtem oder teilgereinigtem, ungekühltem Gas mit entsprechenden Zusätzen von Stäuben zu behandeln. Ebenso könnte auch dort Gichtgas durch andere Brennstoffe mit Zusatz der genannten Stäube ersetzt werden. In vorhandenen Hüttenwerken können bei der heutigen Gaswirtschaft durch Einführung der neuen Methoden also mehr oder weniger große Teilerfolge erzielt werden, die sich hauptsächlich auf die Behandlung der Stäube beziehen. Bei Umstellung der Gaswirtschaft deutscher Hüttenwerke unter Hinzuziehung anderer Brennstoffe, besonders aber bei neu zu erstellenden Hochofenwerken, lassen sich jedoch die vollen Möglichkeiten der neuentwickelten V erfahren ausschöpfen. Bei neuen Hüttenwerken wird es notwendig werden, die Projektierung der Energiewirtschaft auf Grund der in Rheinhausen gewonnenen Erkenntnisse zu überprüfen. Es muß untersucht werden, ob es nicht wirtschaftlicher ist, das gesamte Gichtgas ohne Reinigung zur Erzeugung von Strom und Wind über Schmelzkammerkessel zu benutzen und den übrigen Wärmebedarf eines Hüttenwerkes durch Öl, Erdgas oder Kokereigas zu decken. Dies gilt besonders für die neuen Tendenzen, Hochofenbetriebe am Meer zu errichten, wobei sich die Erstellung von Kraftwerken zur Verwertung von Gichtgas wahrscheinlich nicht umgehen lassen wird (siehe Arbeit Dr. BuLLE). 11. Bei der Abfassung des Berichtes wurde Wert darauf gelegt, für verschiedene V erfahrenskombinationen, die in der Hauptsache die Verminderung des Luftüberschusses der Verbrennung, die Herabsetzung der Abgastemperaturen und die Ausnutzung der Abwärme metallurgischer V erfahren vorsehen, die möglichen Ersparnisse herauszustellen. Es wurde mehrfach auf die aussichtsreichen Möglichkeiten hingewiesen, durch Kombination der Gichtgaswirtschaft mit den V erfahren der Rostverkokung und Staubentgasung weitere V orteile zu erzielen. 12. Bei den beschriebenen Untersuchungen und den daraus gezogenen Schlüssen sollte beachtet werden, daß die vorgeschlagenen neuen Verfahren erst am Anfang ihrer Entwicklung stehen. Es kann erwartet werden, daß bei ihrer weiteren Verfolgung sowohl 65

hinsichtlich der Betriebssicherheit als auch der Wirtschaftlichkeit zusätzliche Erfolge erzielbar sind. Es konnte nicht erwartet werden, bei einer so grundsätzlichen Neuentwicklung mit einer einzigen Untersuchung alle Probleme zu klären. Es ist jedoch gelungen, neue Wege für die Herabsetzung der Selbstkosten der Roheisenerzeugung mit Hochöfen aufzuzeigen.

16. Unterlagen und Berechnungsgrundlagen, die bei der Firma L. & C. Steinmüller aufbewahrt werden 1. Bericht des Technischen Überwachungsvereins Essen vom 24. 8. 1955, D 1040: Abnahmeversuche am Steinmüllerkessel mit Gichtgas und Kohlenstaubfeuerung für das KlöcknerHüttenwerk Haspe A.G. 2. Auswertung der Versuche des TÜV Essen an der Anlage Haspe vom 23. 6. 1964, Dr. WOLF. 3. Umrechnung des Kessels Haspe auf verschiedene Brennstoffe und Betriebsarten mit Rechenwerten für verschiedene Auslegungsformen vom 23. 6. 1964, Dr. WoLF. 4. Wärmewirtschaft bei dem Verfahren Rheinhausen gegenüber der normalen Verbrennung von gereinigtem und gekühltem Hochofengas vom 25. 6. 1965, Dr. WoLF. 5. Bewertung der Wärme zur Stromerzeugung in einem hütteneigenen Kraftwerk vom 19. 6. 1964, Dr. WoLF. 6. Versuche zur elektrischen Reinigung der Abgase aus der Schmelzkesselversuchsanlage der Firma L. & C. Steinmüller im Hüttenwerk Rheinhausen vom 8. 5. 1964, FAIGLE, Firma ELEX, Zürich. 7. Unterlagen für Sinteranlagen vom 19. 6. 1964, Dr. WoLF. 8. Wirtschaftlichkeitsberechnungen für das Verfahren zur Verbrennung von ungereinigten und ungekühlten Gichtgasen und das Einschmelzen von Hüttenstäuben in Schmelzfeuerungen vom 3. 3. 1964; Diskussionsgrundlage Dr. WoLF. 9. Bericht über die erste Sitzung des Exekutivausschusses der Hohen Behörde in Rheinhausen vom 6. 9. 1961, Dr. WoLF. 10. Bericht vom 20. 8. 1962 über die zweite Sitzung des Exekutivausschusses der Hohen Behörde am 10. 7. 1962 und 17. 8. 1962 in Rheinhausen, Dr. WoLF. 11. Bericht über die dritte Sitzung des Exekutivausschusses der Hohen Behörde am 13. 1. 1964 in der Technischen Hochschule Aachen, Dr. WoLF.

Der Bericht umfaßt folgende Referate: li. Zusammenfassung der bisherigen Ergebnisse der Forschung: Verheizung von ungereinigten und ungekühlten Gichtgasen, Dr. WoLF. III. Stand der metallurgischen Untersuchungen über die Versuchsanlage Rheinhausen, Prof. Dr. WENZEL, Aachen. IV. Der Einfluß von Zink, Blei und Cyan im Hochofenbetrieb, Direktor HUPFER, Firma Rheinstahl, Hattingen. V. Möglichkeiten zur Verwertung von Zink und Blei aus Gichtstäuben, Direktor KLEINERT, Firma Stallherger Zink, Aachen. VI. Wärmeleitfähigkeit von Schlacke: Versuchsanlage Rheinhausen, Dipl.-Ing. H. G. BRAUN. VII. Bericht über die Versuchsergebnisse an der Brennerstrecke in Rheinhausen, Prof. H. ScHWIEDESSEN. VIII. Untersuchungen zur Verkokung von gemahlener Kohle und Übertragung der bisherigen Ergebnisse auf die Verbrennungsvorgänge bei Kohlenstaub und Gemischfeuerungen, Dipl.-Ing. E. ScHUSTER.

66

12.

13.

14. 15.

IX. Entstaubungsversuche der Abgase aus der Schm::lzkammerversuchsanlage Rheinhausen, K. FAIGLE, Firma ELEX, Zürich. X. Bericht üb~r die von der Firma Rekuperator K.G. Dr.-Ing. Schack & Co., Düsseldorf, gelieferten Luft- und Gaserhitzer für die Schmelzkesselversuchsanlage in Rheinhausen, Dipl.-Ing. HAGENEIER, Firma Dr. Ing. Schack & Co. Vortragstagung bei der Firma L. &. C. Steinmüller, Gummersbach, am 9. 10. 1964 mit folgenden Referaten: I. Fortschritte b:i der Brennstoffvorbereitung für Hochofenprozesse, Prof. Dr.-Ing. H. SCHENCK. Il. Einsatz und Wirtschaftlichkeit neuer Verkokungsverfahren, Dr. WoLF. Ill. Vorgang bei der schnellen Erhitzung von Kohlenstaub, Dipl.-Ing. E. ScHUSTER. IV. Einschmelzen von Hüttenstäuben und Entschwefelung von Rauchgasen, Dipl.-Ing. H. G. BRAUN. V. Abhitzeanlage und Siedekühlung, Dipl.-Ing. W. HüLSSE. VI. Diskussionsbeitrag zu obigen Referaten: a) Dipl.-Ing. KLEEMANN, Fa. L. &. C. Steinmüller, b) Dr. GüLDNER, Fa. Hösch AG, Dortmund, c) Dr. ABEL, Berg-Akademie Clausthal. Einfluß von Korngrößen und Entgasungsgrad des Sinterbrennstoffes auf die Sinterleistung; Diplomarbeit HARALD HELMENSTEIN, Institut für Eisenhüttenwesen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen. Die Untersuchung erfolgte im Auftrage und mit finanzieller Beihilfe der Firma L. & C. Steinmüller, Gummersbach. Entwicklung neuer Verfahren zur Erhöhung der Wirtschaftlichkeit bei der Verwendung und Behandlung von Gichtgas und Gichtstäuben sowie anderen Hüttenstäuben. Kurzbericht (Auszug aus dem vorliegenden Gesamtbericht) der Firma L. & C. Steinmüller, Gummersbach, für die Hohe Behörde.

17. Zusammenstellung der benutzten Literatur Die angeführten Veröffentlichungen 1-5 berichten über Arbeiten, die bei den Entwicklungen des behandelten Themas als besondere Aufgaben zusätzlich anfielen. 1. Forschungsbericht des Wirtschafts- und Verkehrsministeriums Nordrhein-Westfalen Nr. 407, Westdeutscher Verlag Köln: Entwicklungsarbeiten auf dem Gebiete der Verhüttung von Erzstaub in Schmelzkammern, Prof. Dr. ScHENCK und Dr. WENZEL. 2. Forschungsbericht des Wirtschafts- und Verkehrsministeriums Nordrhein-Westfalen Nr. 1344, Westdeutscher Verlag Köln: Über das Reduktionsverhalten eisenoxydhaltiger Schlacken, Prof. Dr. ScHENCK, Dr. WENZEL und Dr. KLuGER. 3. Über das Reduktionsverhalten eisenoxydhaltiger Schlacken, Dissertation Dipl.-Ing. HANS DrETER KLUGER, 1963, Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen. 4. Entzinkung von Gichtstaub im Schmelzzyklon, Dissertation Dipl.-Ing. KARL-HEINZ KLEEMANN, Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen. 5. Über Messung und Wärmeleitfihigkeit fester Stoffe bei hohen Temperaturen bis zum Schmelzpunkt. Dissertation Dipl.-Ing. HEINZ GüNTER BRAUN, 1965, Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen. 6. Die Schnelloxydation von Kohlenstaub im Luftstrom bei Temperaturen zwischen 300 und 460 oc als technisches Problem. Dissertation Dipl.-Ing. ERNST ScHuSTER, 1967, Technische Universität Berlin. 7. a) Richtlinien für die Bezeichnung und Bewertung von Rests toffen, Wirtschaftsvereinigung Eisen und Stahl, Betriebswirtschaftlicher Ausschuß. b) Schemata für die Selbstkostenberechnung auf Hüttenwerken, Wirtschaftsvereinigung Eisen und Stahl, Betriebswirtschaftlicher Ausschuß.

67

8. Untersuchung der Vorgänge bei der Verbrennung von Kohlenstoffteilchen. Bericht über Versuchsarbeiten in Verbindung mit den Vorschlägen, Dipl.-Ing. LEFNAER, Dipl.-Ing. HAuPT, erstattet durch Prof. Dr.-Ing. ERNST ScHMIDT. 9. Einfluß der Korngröße und des Gehaltes an flüchtigen Bestandteilen auf'die Zündfähigkeit von Steinkohlenstaub. Aufsatz Nr. 62-WA-195 American Society of Mechanical Engineers ASM I, C. S. Finney und T. S. Spicer. 10. Vorträge bei der Tagung im Physikalischen Institut der TH Karlsruhe am 6. und 9. 4. 1965. Verbrennung und Feuerungen. VDI-Bericht Nr. 95, Verlag Verein Deutscher Ingenieure. 11. Methoden der Forschung an industriellen turbulenten Diffusionsflammen, J. M. BEER, vorgetragen am 12. 4. 1965 im Institut für Industrie-Ofenbau und Wärmetechnik im Hüttenwesen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen (Handexemplar). 12. Grundlagen der Feuerungstechnik. Mitteilungen aus dem Institut für Gastechnik und Wasserchemie der TH Karlsruhe 1964. 13. Versuche über Verbrennungsvorgänge an einer Kohlenstaubflamme, Dissertation Dipl.-Ing. H. ScHWIEDESSEN, Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen 1931. 14. Die Verfeuerung verschiedener Brennstoffe in einem Dampferzeuger, Technische Mitteilungen, 1964, S. 9. 15. Eine allgemeine Darstellung der Stoffwerte von Rauchgasen für beliebige Brennstoffe, Dr. BRANDT, Brennstoffe, Wärme, Kraft, 1964, S. 53-61. 16. Die Brennstoff- und Energieversorgung der eisenschaffenden Industrie, P. RHEINLÄNDER, Stahl und Eisen vom 16. 12. 1965, S. 1659. Auf die in dieser Veröffentlichung behandelte Arbeit von Dr. BuLLE wird hingewiesen. 17. Von der Firma Friedrich Krupp geplante und errichtete Industrieanlage. Technische Mitteilungen Krupp, Juli 1964, S. 49-61. 18. Untersuchungen und Vorausberechnung der Betriebsergebnisse von Hochöfen, Zeitschrift Stahl und Eisen, 27. 8. 1964, S. 1144. 19. Vom Überstezungsdienstder Gesellschaftzur Förderung der Eisenhüttentechnik in Düsseldorf wurden folgende Arbeiten herangezogen: a) ÜSB 73, 25, S. 27: Gichtschlämme. b) ÜSB 60,24: Über einige den Staub betreffende Probleme in der Hüttenindustrie. c) ÜSB 72.32: Neue Entwicklungseinrichtungen in der Konstruktion von Hochofenwinderhitzern. d) ÜSB 73.7: Wahl des optimalen Druckes und Durchmessers der Hochofengasleitung. 20. Berechnungsunterlagen für feuchte Gase (Cyane), Dr.-Ing. URBAN, Firma Krupp (Handexemplar). 21. Einige Fragen der Ausnutzung von Brennstoffen und sekundären Energiequellen in der UdSSR, Weltkraftkonferenz Wien 1956, Sektion G. 1, Papier 238 G 1/27. 22. Herstellung und Eigenschaften von Sinter mit höheren Basengraden. Technische Mitteilungen Krupp, Forschungsberichte 1964, S. 55. 23. Herstellung und Eigenschaften von Sinter, Diplomarbeit BoNGERS, Bergakademie Clausthal. 24. Entzinkung von Hochofengichtstaub im Kurztrommelofen, Diplomarbeit WoLFGANG WuTH, Technische Universität Berlin-Charlottenburg. 25. Zink im Hochofen und sein Einfluß auf das Schachtmauerwerk, Zeitschrift Stal-Deutsch 1964, s. 990. 26. Verfahren zur Gewinnung von Nichteisen Schwermetallen, Auslegeschrift DPA 1184088. 27. Verfahren zum Naßentstauben von blei- und Zinkhaitigen Abgasen, Auslegeschrift DPA 1170648. 28. Versuchsanlage zur Entwicklung eines elektrostatischen Federbandentstaubers, Archiv für für das Eisenhüttenwesen 1961, S. 143. 29. Neue Erkenntnisse und Erfahrungen bei der Reinhaltung der Luft in Hüttenwerken, Vortrag Dr. GuTHMANN auf der Fachsitzung der Eisenhütte Südwest 1965. 30. Der industrielle Wärmeübergang, Alfred ScHACK, Verlag Stahl und Eisen 1962. 31. Anhaltszahlen für die Wärmewirtschaft, Verlag Stahl und Eisen 1957. 32. Stahl- und Eisen-Kalender 1964, 1965, 1967 und 1968, Verlag Stahl und Eisen, Düsseldorf.

68

Hütte »Des Ingenieurs Taschenbuch«, 23. und 28. Auflage. Hütte, Taschenbuch für Eisenhütten-Leute, 5. Auflage. Zur Lage des Internationalen Schrottmarktes, Stahl und Eisen 18. 6. 1964, S. 832. Folgende Zeitungsnotizen wurden als wichtig angesehen: a) »Die Welt« vom 21. 1. 1966: »Für Schmücker reift die Zeit zum Schwur«. b) »Saarbrücker Zeitung« vom 7. 1. 1966: »Stahl hat noch eine Zukunft«. c) »Die Welt« vom 22. 1. 1966: »Nach der Kohlenkrise nun eine Stahlkrise«. 37. Einflüsse der Entwicklung der hüttenm'innischen Verfahren auf die künftige Struktur der Wärme- und Kraftwirtschaft von gemischten Hüttenwerken, Stahl und Eisen 1963, S. 65. 38. Abhitzeverwertung und Kombination der Gasturbinen mit Dampfkraftwerken in der Hüttenindustrie, Stahl und Eisen 1960, S. 1540. 33. 34. 35. 36.

18. Anhang Anlaf!,,e 1 Reinigungsverfahren

E E1 w w1 u u1

3 2 1 Ungekühltes Trockengas- Trockengasreinigung reinigung Gas mit ohne hinter NachNachGicht kühlem kühler 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

15,7 4,87 580 179 580 179

12,4 3,84 0,0 0,0 12400 3 850

4 ElektroNaßfilter mit Nachkühler

5 Theissenwäscher

10,3 3,19 0,0 0,0 12 400 3 850

25 7,75 0,0 0,0 24 000 7 450

PeaseAnthonyverfahren

22 6,8 0,0 0,0 24 000 7,450

69

Anlage 2 Werk 7

2

1

8

9

DM/ % DM/ % DM/ % DM/ % DM/ % 1000 Nm 3 1000Nm 3 1000 Nm 3 1000 Nm 3 1000Nm 3 tr. tr. tr. tr. tr. Personalkosten

G K L

s

0,08 0,05 0,01 0,14 0,08 0,17 0,02 0,27

Energie, Strom und Wasser

G K L

Betriebsstoffe

G K L

0,06

s

0,06

Andere Betriebskosten

s

G K L

s Verwaltungskosten

0,03 0,01 0,04

7,5

0,09 0,01 0,01 0,11

6,4

0,09

4,1

0,16 0,06 0,02 0,24

8,6

0,14

5,8

27,0

1,64

67,1

14,5

0,80

46,7

1,46

63,5

0,69 0,05 0,02 0,76

3,2

0,01

0,6

0,01

0,6

0,01 0,01

0,3 0,3

0,01

0,4

0,21

+0,01 -0,07 +0,01 9,0-0,09

3,2

0,01

0,4

0,04

1,6

0,78 0,02

0,08 2,2

0,08

4,9

G K L

s 1.- und R.Kosten

s

0,09 0,09 0,06 0,24

G K L

0,30 0,18 0,30

s

0,78

UmlagekostenHilfsbetriebe

G K L

0,03

s

0,03

Überbetriebliche Kosten

G K L

0,13 0,07 0,10 0,30

Kapitaldienst

G K L

s Summe

G K L

s 70

0,68 0,68 0,50 1,86

13,0

0,06 0,01 0,02 0,09

41,9

0,18 0,06 0,18 0,42

1,6

5,3

24,6

0,18

0,25

7,7

0,15 0,04 0,07 0,26

9,4

0,14

5,8

11,0

0,50 0,18 0,33 1,01

36,1

0,22

9,0

4,2

0,24 0,08 0,11 0,43

15,4

0,24

9,9

100,0

1,75 0,48 0,57 2,80

100,0

2,44

100,0

-

16,1

0,10 0,03 0,08 0,21

10J,O

1,21 0,21 0,29 1,71

12,3

100,0

0,10

2,30

Anlage 3

Versuchsanlage Rheinhausen ( Schemazeichnung)

C=:J C=:J c::::::J ..

·~·

..

K•ßllb t rohrcutGI

Schflmoll• S rampl m CI.SSf SJ C

~~ !':::},,:'~

Stampl.mD$.$1

~

K'*Sfi~CJT • lsOII f tr.Jng

~

l&fJI/ f f'Urtf

71

Anlage 4

Anlage 5

Versuchsanlage Rheinhausen (Foto)

Versuchsanlage Rheinhausen ( Schemazeichnung(De tail)

A

""--------,

I

r

I

'::::~i

______, ! c

',

B

I

/--LJ-1 I

I

I

A so~r,.,.t,l•wr",_

B Orr.t.l,.",-/,;,"

C 0

B•lt6/l., llir t:/INA-1•" $cltln.f•,.a1Jfavl LuN".,,.,,;-,",.,

E Galyo".-.;,","

72

E

Anlage 6

Meßste!len Bei den V ersuchen in der Versuchsanlage Rheinhausen wurden folgendeWerte ständig gemessen (m) und zum Teil automatisch registriert (r):

Lfd. Meßwert/ Nr. Bezeichnung

Dirn.

Meßort

Meß- bzw. Anzeigegerät

Bemerkung

Gichtgas

Nm 3 /h

Ringwaage

m

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Koksgas Gesamtluft Transportluft Dampf Einsatzstaub Brenngas Brenngas Brennluft Brennluft Öl

Nm 3 /h Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h kg/h Nm 3/h Nm 3 /h Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h

12

Brennluft

Nrr. 3 /h

Herschel-Düse in Rohrleitung Meßblende in Rohrleitung Meßblende in Rohrleitung Meßblende in Rohrleitung Meßblende in Rohrleitung Vorratsbunker Gasvorwärmer Luftvorwärmer Gasvorwärmer Luftvorwärmer vor Brenner in Drehtrommelofen Meßblende vor Brenner in Drehtrommelofen

Menge

1

Temperatur

13 14 15 16 17 18 19 20 21 22

im Gichtgas I im Gichtgas II im Gichtgas III im Koksgas I Im Koksgas II Im Koksgas III Gesamtluft I Gesamtluft II Gesamtluft III Tragluft I

oc oc oc oc oc oc oc oc oc oc

23 24 25 26 27

Tragluft II Abgas Abgas Abgas Speisewasser Brennluft

oc oc oc oc oc oc

28

Abgas

oc

Herschel-Düse vor Reku Rohrleitung vor Brennern Rohrleitung vor Brennern Meßblende vor Reku Rohrleitung vor Brennern Rohrleitung vor Brennern Meßblende vor Reku Rohrleitung vor Brennern Rohrleitung vor Brennern Rohrleitung vor Meßblende Rohrleitung vor Kessel Kamin Kessel Kamin Luftreku Kamin Gasreku vor Kesseltrommel Meßblende vor Brenner in Drehtrommelofen zwischen Drehtrommel und Kessel

+r

m--+- ,. Ringwaage Ringwaage m +r V-Rohr-Manometer m Ringwaage m +r Zuteiler geeicht m Ringwaage m +r Ringwaage m+r Ringwaage m +r Ringwaage m +r Durchflußmengenmesser m

V-Rohr-Manometer

m

Widerstandthermom. mV-Meter mV-Meter Widerstandsthermom. mV-Meter mV-Meter Widerstandsthermom. mV-Meter mV-Meter Widerstandsthermom.

m m m m m m m m m m

Widerstands thermom. mV-Meter mV-Meter mV-Meter Widerstandsthermom. Widerstandsthermom.

m +r m + (r) m m+r m +r m

mV-Meter

m+r

+r +r +r

73

Anlage 7 Lfd. Meßwert/ Nr. Bezeichnung

Dirn.

Meßort

Meß- bzw. Anzeigegerät

Bemerkung

Druck

29 30 31 32 33 34

Dampf Gichtgas Koksgas Gesamtluft Transportluft Heißluft

kpfcm 2 mm WS mm WS kpfcm2 mm Hg mm WS

vor Kesseltrommel vor Meßblende vor Meßblende vor Meßblende vor Staubzut. Luftvorwärmer

Manometer Ringwaage Ringwaage Menometer U-Rohr-Manometer Ringwaage

m m m m m m

35

Sauerst,ffgeh::zlt

%

Kamin Kessel

Magnos

m

%

vor Kessel

Orsat-Apparat

m

%

vor Kessel unter Kessel hinter Kessel

Labor Labor Labor

m m

vor Gasvorwärmer vor Gasvorwärmer vor Luftvorwärmer

Psychrometer Psychrometer

Chem. Ana[yse

36 37 38 39

Gichtgas und Koksgas Einsatzstaub Schlacke Filterstaub

%

%

llJ

Feuchtigkeit

40 41 42

74

Gichtgas Koksgas Luft

% %

%

m m m

+r +r

+r

Anlage 8 Staub: MHR Versuchsbedingungen : direkter Schlackenabzug ( Kohlenstaubzusatz)

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3/h Nm 3/h kg/h kg/h

Ä.

EQB EQv EQz QA (1) Qv (2) Qw (3) EQ 1-3 Vatr Vat qafth LIQ =

EQz -EQ 1-3 Gichtgasstaubmenge C1m Staub C-freie Staubmenge Spez. Staubheiadung

10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcaljh 10 3 kcaljh 103 kcaljh 10 3 kcaljh 10 3 kcaljh Nm 3 /h Nm 3/h kcaljNm 3 f 10 3 kcaljh kg/h

%

kg/h g/10 3 kcal2

007

008

Versuch-Nr. 009

010

4425

4425

4425

4425

250 27,8 1,14 6050 1049 7099 4820 1308 100 6228 9617 9980 712 871 267 9,4 242 37,8

200 27,8 1,16 5707 1054 6761 4790 1186 100 6076 9340 9682 698 685 267 9,4 242 39,5

150 27,8 1,16 5366 916 6282 4404 1315 100 5819 8833 9170 685 463 267 9,4 242 42,5

100 27,8 1,16 5070 856 5926 4150 1140 100 5390 8446 8785 675 536 267 9,4 242 45,1

(B-ezeichnungen S. 24 und 29)

Anlage 9

Staub: HR; Versuchsbedingungen: direkter Schlackenablatif 53

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h kgjh

Ä.

EQB EQv EQz QA (1) Qv (2) Qw(3) EQ1-3

10 3 kcal/h 10 3 kcaljh 10 3 kcal/h 10 3 kcaljh 10 3 kcaljh 10 3 kcal/h 103 kcaljh Nm 3 /h Vatr Nm 3/h Vat kcal/Nm 3 f qafth LIQ = EQz-EQ 1-3 10 3 kcal/h kg/h Staubmenge Cim Staun % C-freie Staubmenge kg/h g/ 1G 3 kcalz Spez. Staubheiadung gjNm 3 f Staub im Abgas

3700 155

.I.

87,2 1,08 4518 1107 5625 3516 1822 100 5438 7406 7639 785 187 601 13,1 522 107 1,32

44 3350 165 . j. 103 1,4 4444 1256 5700 3375 2046 100 5527 6905 7144 798 173 602 15,5 507 105 1,66

Versuch-Nr. 43 3500 140

. J.

103 1,05 4526 1368 5894 3608 2025 100 5735 7181 7423 793 189 600 15,5 507 102 1,66

55 4000 145 . j. 81 1,06 4822 1158 5980 3774 1831 100 5705 7655 7910 757 275 605 12,1 532 101 1,25

45 3300 160

. J.

69 1,03 4177 1288 5465 3315 2010 100 5445 6685 6910 790 122 602 10,4 538 110 1,66

75

Anlage 10 Staub: HR; Versuchsbedingungen: direkter Schlackenablauf

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h kg/h

).

J.:QB l.:Qv l.:Qz Qn (1) QA (2) Qw (3) l.:Q 1-3

10 3 kcal/h 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh Nm 3 /h Vatr va, Nm 3 /h kcal/Nm3 f qafth LlQ = l.:Qz -l.:Q 1-3 10 3 kcalfh Staubmenge kg/h C1m Staub % C-freie Staubmenge kg/h Spez. Staubheiadung g/10 3 kcalz Staub im Abgas g/Nm 3 f

Anlage 11

57

56

3900

3850

81 1,09 4117 1135 5252 3309 1675 100 5084 6940 7180 732 168 605 12,1 532 115 1,25

81 1,05 4076 1182 5258 3251 1837 100 5189 6915 7135 737 70 605 12,1 532 115 1,25

. f. . f.

54

46

4250

4100

3300 160

87,2 1,1 4196 1160 5356 3374 1700 100 5174 7439 7660 698 182 600 13,1 521 116 1,47

81 1,05 4302 1107 5409 3436 1834 100 5370 7278 7515 720 39 605 12,1 532 113 1,34

69 1,05 4195 1238 5433 3275 1930 100 4305 6978 7195 757 127 600 10,4 538 140 1,66

.f. .f.

.f. . f.

. f.

Staub: HH; Versuchsbedingungen: direkter Schlackenablauf

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3/h Nm 3 /h kg/h kg/h

40

49

3200 190

3500 155

10,5 1,12 3949 1292 5241 3220 1834 100 5154 6680 6910 758 87 394 2,41 384 75 13,6

. f.

52,5 Ä 1,07 J.:QB 10 3 kcalfh 4124 l.:Qv 10 3 kcal/h 1255 l.:Qz 10 3 kcalfh 5379 QA (1) 10 3 kcal/h 3330 Qn (2) 10 3 kcalfh 1857 Qw(3) 10 3 kcalfh 100 l.:Q 1-3 10 3 kcalfh 5287 ~·atr 6573 Nm 3 /h 6800 Vat Nm 3/h kcalfNm 3 f 790 qafth L1Q = l.:Qz -l.:Q 1-3 10 3 kcalfh 92 Staubmenge kg/h 700 Cim Staub 6,75 % C-freie Staubmenge 653 kg/h Spez. Staubheiadung g/10 3 kcalz 130 Staub im Abgas g/Nm 3 f 11,9 76

. f. .f.

Versuch-Nr. 52

.f.

Versuch-Nr. 37

38

48

3400 175

3750

3050 155

44,7 1,04 4086 1240 5326 3056 1766 100 4922 6596 6820 772 404 720 5,6 680 135

44,7 1,05 3681 1158 4839 2789 1810 100 4699 6275 6497 735 140 720 5,6 384 149

. f.

.f. .I.

.f.

10,5 1,11 3537 1183 4719 2853 1730 100 4683 5874 6390 740 36 394 2,41 6,60 83 13,6

Anlage 12 Staub: HH; Versuchsbedingungen: direkter Schlackenablauf Versuch-Nr, Nm 3/h Nm 3/h kg/h kg/h

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Vatr Va1 qalth

LIQ = EQz -EQ 1-3 Staubmenge ClmStaub C-freie Staubmenge Spez. Staubheiadung Staub im Abgas

Anlage 13

10 3 kcal/h 10 3 kcalfh 10 3 kcal/h 10 3 kcalfh 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h Nm 3/h Nm 3/h kcal/Nm 3 f 10 3 kcalfh kg/h

% kg/h g/10 3 kcalz g/Nm 3 f

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h kg/h

10 3 kcal/h 10 3 kcalfh 103 kcal/h 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh 10 3 kcalfh Nm 3 /h Vatr Nm 3/h Va1 3 f kcalfNm qalth LIQ = EQz-EQ 1-3 10 3 kcal/h Staubmenge kg/h Cim Staub % kg/h C-freie Staubmenge Spez. Staubheiadung g/10 3 kcalz Staub im Abgas g/Nm 3 f

EQB EQv EQz QA (1) QD (2) Qw(3) EQ 1-3

2650

3050 155

43,4 1,12 2687 780 3467 1964 1665 100 3729 4696 4856 715 263 700 5,6 660 202

10,5 1,05 3534 1135 4669 2752 1730 100 4582 5549 6053 787 87 394 2,41 384 84 13,6

.f.

Staub: MHHHR; Versuchsbedingungen: direkter Schlackenablauf 41

Ä

47

.f. .f.

Ä

,EQB EQv EQz QA (1) QD (2) Qw(3) EQ 1-3

39

3250 165

.I.

84,2 1,01 4478 1249 5727 3207 1935 100 5242 6320 6810 842 485 780 9,73 703 136 7,25

65

Versuch-Nr. 64

3200 330 . j. 36,5 1,08 4562 1262 5823 3859 1758 100 5712 6860 7605 765 106 480 6,86 447 82,5 8,15

3350 155 . j. 36,5 1,08 3985 1149 5135 3257 1610 100 4967 6450 6970 737 167 480 6,86 447 94 8,15

63 3900 155

.f.

86,7 1,06 843 1397 6280 3937 1742 100 5779 7663 8224 765 500 890 8,78 812 142 7,95

62 3900 155 . j. 86,7 1,05 4926 1449 6375 4132 1745 100 5978 7635 8185 779 398 890 8,78 812 140 7,95

77

Anlage 14 Staub: MHHHR; Versuchsbedingungen: direkter Schlackenablauf

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h kg/h

59

58

3200 130

3150 130

39,6 1,04 3649 936 4585 2768 1640 100 4503 5728 6197 740 76 750 4,76 713 164 6,4

39,5 1,01 3608 1072 4680 2744 1750 100 4594 5562 6005 775 86 750 4,76 713 160 6,95

.f.

Ä.

EQB EQv EQz QA (1) Qn (2) Qw(3) EQ1-3

10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcalfh 10 3 kcal/h 10 3 kcalfh Nm 3 /h Vatr Nm 3/h Vat 3 f kcal/Nm qafth LlQ = EQz-EQ 1-3 10 3 kcal/h Staubmenge kg/h Ctm Staub % C-freie Staubmenge kg/h Spez. Staubheiadung g/10 3 kcalz Staub im Abgas g/Nm 3 f

.f.

Versuch-Nr. 51

50

42

3850

3850

3350 340

222 1,04 5170 1483 6653 3980 1988 100 6068 7880 8280 803 585 1860 10,76 1660 280 10,7

222 1,03 5170 1499 6669 4040 1969 100 6109 7880 8280 805 560 1860 10,76 1660 280 15,7

75 1,03 5288 1366 6654 3944 2105 100 6149 7325 8080 823 504 780 8,67 712 117 7,55

.f. .f.

.f. .f.

.f.

Anlage 15 Staub: MHHHR; Versuchsbedingungen: direkter Schlackenablauf Versuch-Nr. Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3/h Nm 3/h kg/h kg/h

Ä.

EQB EQv EQz QA (1) Qn (2) Qw(3) EQ1-3 Vatr Vat qafth

LlQ = EQz-EQ 1-3 Staubmenge CtmSta:I) C-freie Staubmenge Spez. Staubheiadung Staub im Abgas 78

10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h Nm 1/h Nm 3/h kcal/Nm 3 f 10 1 kcalfh kg/h

%

kg/h kg/h g/Nm 3 f

61

60

3550 160

3550 158

87,5 1,02 4558 1302 5860 3386 1981 100 5467 6765 7312 802 393 890 8,78 810 152 9,6

103,8 1,02 4672 1355 6027 3644 2000 100 5744 6925 7465 808 283 890 10,5 795 148 9,6

. f.

. f.

Anlage 16 Staub: HR; Versuchsbedingungen: mit Trommelofen

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 lh Nm 3 lh kglh kglh

Ä

EQB EQv EQz QA (1) Qn (2) Qw(3) EQ1-3

10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh Vatr Nm"lh va, Nm 3 lh kcal1Nm 3 f qafth LIQ = EQz-EQ 1-3 10 3 kcallh Staubmenge kglh Ctm Staub % C-freie Staubmenge kglh Spez. Staubheiadung gll03 kcalz

1

2

4000 355

4100 350

39 1,05 4965 1261 6226 3574 2438 100 6112 7566 8206 758 114 440

71

.I·

Versuch-Nr. 3

4

5

4000 350

5000

4500

39 1,0 5243 1382 6625 3726 2686 100 6512 7784 8387 790 113 440

28,5 1,02 4980 1300 6280 3678 2418 100 6196 7545 8112 775 84 324

.I· . I·

29 1,04 4384 1320 5704 3518 2002 100 5620 7794 8002 713 84 350

.I· .I·

29 1,17 3966 1272 5238 3356 1698 100 5154 7436 7623 687 84 250

66

51

61

67

Versuch-Nr. 8

9

10

.I.

.I.

Anlage 17 Staub: HR; Versuchsbedingungen: mit Trommelofen

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 /h Nm"lh kglh kglh

).

EQB EQv EQz QA (1) Qn (2) Qw(3) EQ1-3

Vatr Vat qafth

LIQ = EQz-EQ 1-3 Staubmenge Ctm Staub C-freie Staubmenge Spez. Staubheiadung

10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh 10 3 kcallh Nm"lh Nm 3lh kca11Nm 3 f 10 3 kcallh kglh

6

7

4700

4700

5300

4550

5150

. I· .I·

.I· .I·

.I· .I·

.I· .I .

.I· .I·

29 1,08 4329 1327 5656 3413 2060 100 5573 7~48

7826 723 83 348

25,8 1,09 4049 1277 5326 3217 1933 100 5250 7369 7629 698 76 348

25,8 1,13 4542 1497 6039 3615 2248 100 5963 8449 8741 691 76 318

25,8 1,06 4419 1478 5897 3524 2197 100 5821 7973 8258 713 76 318

32,5 1,07 4468 1501 5969 3555 2219 100 5874 8048 8333 717 95 400

65

53

54

67

%

kglh gl10 3 kcalz

61

79

Anlage 18 Staub: HR; Versuchsbedingungen: mit Trommelofen

Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h kg/h

Ä

.EQs .EQv .EQz QA (1) Qv (2) Qw (3) .EQ 1-3 Vatr Vat qafth

LlQ = .EQz-.EQ 1-3 Staubmenge C;m Staub C-freie Staubmenge Spez. Staubheiadung

10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h Nm 3 /h Nm 3 /h kcal/Nm 3/h 10 3 kcal/h kg/h

11

12

3150

4100

.;.

./. .;.

39 1,01 4516 1503 6019 3594 2211 100 5905 7892 8177 735 114 480

80

.;.

Versuch-Nr. 13

14

15

5900

5900

4500

39 1,16 3654 1245 4899 3013 1672 100 4785 6805 7032 697 114 480

39 1,04 5253 1702 6955 4083 2658 100 6841 9226 9488 733 114 480

50 1,03 5334 1639 6973 4177 2549 100 6826 9273 9535 732 147 620

50,2 1,04 4155 1215 5370 3075 2048 100 5223 7207 7407 725 147 725

98

69

89

98

.;. .;.

%

kg/h g/10 3 kcalz

.;. .;.

.;. .;.

Anlage 19 Staub: HR; Versuchsbedingungen: mit Trommelofen 16 Gichtgasmenge Koksgasmenge Kohle Koks

Nm 3 /h Nm 3 /h kg/h kg/h

Ä

.EQs .EQv .EQz QA (1) Qv (2) Qw(3) .EQ 1-3 Vatr Vat qafth

LlQ = .EQz -.EQ 1-3 Staubmenge C;m Staub C-freie Staubmenge Spez. Staubheiadung 80

10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h 10 3 kcal/h Nm 3 /h Nm 3 /h kcaljNm 3 f 10 3 kcal/h kg/h

19

3100 550

2750 600

2900 520

4900

50,2 1,03 5260 1137 6397 3636 2514 100 6250 7243 8017 798 147 525

54 1,05 5180 1304 6484 3539 2687 100 6326 6990 7832 828 158 550

53,5 1,10 5151 1272 6423 3566 2600 100 6266 7274 8019 802 157 560

77,2 1,09 4974 1558 6532 3691 2516 100 6307 8461 8659 754 225 950

82

85

87

.;.

%

kg/h g/10 3 kcalz

Versuch-Nr. 17 18

.;.

.;.

.;. .;.

146

Anlage 20 Bezeichnung Feges. Fe++ Fe+++ Femet. MnO P20s Sges. SOa Sulfid S Si02 Al20a Ti02 CaO MgO Na20 K20 CuO PbO ZnO Znmet, c co2 H20 CL CN

Staubart: Gichtstaub (MHR) und Kohlenstaub; Versuch-Nr.: 007 .f. 010 Schlacke a

Schlacke b

31,0

31,9

0,4

0,2

1,6

2,5

18,4 14,3

18,9 10,1

19,3 1,1

16,9 1,3

Bemerkung Kohle: 5,6% Asche 5,5% Flüchtige Hu = 7260 kcalfkg

81

Anlage 21 Bezeichnung Feges. Fe++ Fe+++ Femet. MnO P205 Sges. SOg Sulfid S Si02 Al203 Ti02 CaO MgO Na20 CuO PbO ZnO Znmet, c co2 H20 geb. SI CN K20

Staubart: HH; Versuch-Nr.: 35{34{33 Einsatzstaub

Schlacke

45,9 42,73 15,87 1,6 2,35 0,87 0,14 0,14 13,05 8,13 0,40 8,7 1,48 1,13 0,04 0,05 0,25 0,1 0,1 0,4 2,0

Filterstaub

Bemerkung

Anlage 22

Staubart: HH; Versuch-Nr.: 40

Bezeichnung

Einsatzstaub

Fege3, Fe++ Fe+++ Femet, MnO P205 Sge3. SOs Sulfid S Si02 Al20a Ti02 CaO MgO Na20 K20 CuO PbO ZnO davon Znmet,

37,5

c co2

H20 CL CN Cd As Sb Sn Hg

Schlacke

0,49 0,057 2,7

5,8

3,3 0,013 0,006

Bemerkung

6,7

0,63

5,33 1,48 5,15 5,15 0,1 2,48 11,3 2,75 6,75

Filterstaub

0,06 0.77

0,49

1,2 0,3 0,1 1,3 0,38 21,16 21,16 0,025 11,58 31,80 2,8 0,15 0,54 17,06 0,4 0,014 0,025 0,015