Research Collection

Doctoral Thesis

Einfluss von Kondensationsvorgängen in mit Wasserdampfgesättigten Staub-Luftgemischen auf die Staubabscheidung ineinem Venturiwäscher

Author(s): Lemann, Martin

Publication Date: 1977

Permanent Link: https://doi.org/10.3929/ethz-a-000116561

Rights / License: In Copyright - Non-Commercial Use Permitted

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Diss.ETH 5976

EINFLUSS VON KONDENSATlONSVORGAENGEN IN MIT WASSERDAMPF

GESAETTIGTEN STAUB-LUFTGEMISCHEN AUF DIE STAUBABSCHEIDUNG

IN EINEM VENTURIWAESCHER

ABHANDLUNG

zur Erlangung

des Titels eines Doktors der technischen Wissenschaften

der

EIDGENOESSISCHEN TECHNISCHEN HOCHSCHULE

ZUERICH

vorgelegt von

MARTIN LEMANN

dipl. Masch.-Ing. ETH

geboren am 12. März 194 6

von Langnau i/E (Kt. Bern)

Angenommen auf Antrag von

Prof. Dr. F. Widmer, Referent

PD Dr. B. Bohlen, Korreferent

VORWORT

Die vorliegende Arbeit entstand auf Anregung von Dr. V. Fattinger,

Ciba-Geigy Werke Schweizerhalle AG, am Institut für Verfahrens¬

und Kältetechnik der ETK Zürich. Dem Leiter des Instituts, Herrn

Prof. Dr. F. Widmer, bin ich zu grossem Dank verpflichtet, da er

mir die Möglichkeit zu dieser Arbeit bot und die Betreuung übernahm.

Ebenso möchte ich Herrn Dr. B. Bohlen für die Uebernahme des

Koreferates danken.

Ohne die grosszügige Unterstützung verschiedener Firmen währen

diese Untersuchungen wohl schwerlich zustandegekommen. Dabei

möchte ich besonders die Firmen Huber AG in Windisch und

Luwa AG in Zürich erwähnen, da sie verschiedene Teile zur Versuchs¬

anlage gratis zur Verfügung stellten. Ebenfalls der Firma Sigrist-

Photometer AG in Zürich spreche ich meinen Dank für die geliehenen

Messgeräte aus.

Dank gebührt aber auch allen Institutsangehörigen, insbesondere

Herrn Chr. Richli, sowie den Herren W. Hafen und A. Sailer von der

Institutswerkstatt für den Aufbau der Versuchsanlage.

Herr Dr. H. Sprenger aus dem Institut für Aerodynamik hat mir in

verschiedenen Diskussionen durch interessante Anregungen weiter¬

geholfen.

In meinem Kollegen, Dipl. Chem. B.S. Bühler fand ich einen ge¬

duldigen Gesprächspartner, mit dem ich viele interessante und

lehrreiche Diskussionen führen konnte.

Für die schnelle und saubere Reinschrift der vorliegenden Arbeit

bin ich Frau J. Gerber-Bucher zu Dank verpflichtet.

Die Durchführung dieses Projektes wurde durch die grosszügige

Bereitstellung der finanziellen Mittel in Form eines Forschungs¬

kredites der Kommission zur Förderung der wissenschaftlichen

Forschung (Kredit Nr. 837) ermöglicht.

Zürich, Anfangs Juni 1977 M. Lemann

INHALTSVERZEICHNIS

Zielsetzung und Uebersicht 7

Venturi-Nassentstauberg

2.1. Einleitung q

2.2. Arbeitsweise eines Venturi-Nassentstaubers 10

2.3. Analytische Berechnung des Entstaubungsgrades 11

eines Venturi-Nassentstaubers

Kondensationseffekte 14

3.1. Einleitung 14

3.2. Kondensationserscheinungen 15

3.3. Mechanismen der Kondensation 19

Aerosolerzeugung 22

4.1. Einleitung 22

4.2. Möglichkeiten der Aerosolerzeugung 22

4.3. Gewähltes Verfahren 26

Aerosolmessgeräte 32

5.1. Einleitung 32

5.2. Messmethoden 32

5.3. Der Andersen-Sampler 36

5.4. Das Sigrist-Photometer 38

5.5. Weitere Messgeräte 40

Aerosolprobenentnahme 41

6.1. Einleitung 41

6.2. Isokinetische Probenentnahme 43

6.3. Isotherme Probenentnahme 47

6.4. Spezielle Probleme beim Andersen-Sampler 47

6.5. Spezielle Probleme beim Sigrist-Photometer 48

Aufbau der Versuchsanlage 49

7.1. Einleitung 49

7.2. Anlagekonzept 50

7.3. Der Messvorgang 55

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Messresultate und Auswertung 5 7

8.1. Einleitung 57

8.2. Druckverlust über den Venturi-Nassabscheider 57

8.3. Gesamtabscheidegrad 66

8.4. Fraktionsabscheidegrad 75

Diskussion der Resultate 81

9.1. Einleitung 81

9.2. Gegenüberstellung der Messergebnisse: 82

Betrieb mit und Betrieb ohne Dampfzugabe

9.3. Wirtschaftlichkeit 94

9.4. Analytische Erfassung des Abscheidegrades 97

Zusammenfassung 103

Verzeichnis der Symbole 105

Literaturverzeichnis 108

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-7-

1. ZIELSETZUNG UND UEBERSICHT

Der Staubabscheidegrad von nassarbeitenden Staubabscheidern

ist durch die Effekte, welche eine Kondensation von Wasser¬

dampf im zu reinigenden Abgas hervorruft, beeinflussbar.

Ziel dieser Arbeit ist es, diese Kondensationseffekte in

einem Venturinassentstauber zu untersuchen.

Die ersten Kapitel der Arbeit befassen sich eher mit allge¬

meinen Fragen zum gestellten Thema. So werden die Konden¬

sationseffekte erläutert und man erhält einen Einblick in

die Probleme, die beim Bau einer Pilotanlage zur Unter¬

suchung von Staubabscheidern auftauchen. Es handelt sich

hier im speziellen um die Aerosolerzeugung, die Aerosol¬

probenentnahme und um die Messung der Aerosolbeladungen

vor und nach dem Abscheider. In den folgenden Kapiteln sind

die durchgeführten Messungen mit den entsprechenden Folger¬

ungen aufgeführt. Es lässt sich zeigen, dass der Aerosolab¬

scheidegrad eines Venturinassentstaubers durch die Effekte

der Dampfkondensation ansteigt, wobei aber nicht die Vor¬

gänge im Venturiabscheider massgebend sind, sondern jene

Dampfkondensation, die unmittelbar nach der Wasserdampfzu¬

gäbe stattfindet.

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-9-

2. VENTURI-NASSENTSTAUBER

2.1. EINLEITUNG

Nassentstauber sind Staubabscheider, die durch Zusammenführen

von Staubpartikeln und Waschflüssigkeit einen höheren Ab¬

scheidewirkungsgrad aufweisen als die meisten trocken arbeiten¬

den Abscheider £2] . Es gibt hierfür eine grosse Zahl von

apparativen Varianten. Nach Engels [lj beträgt der Umsatzanteil

für nassarbeitende Entstauber sowohl in der BRD als auch in

den USA 30 %, was gegenüber allen anderen Staubabscheider¬

verfahren den höchsten Anteil bedeutet.

Betrachtet man die verschiedenen Nassentstaubertypen etwas

genauer, zeigt es sich, dass der Venturi-Abscheider bezüglich

Feinstäuben den besten Wirkungsgrad aufweist [2,633 .

Nach W. Brocke [4] zeigen langfristige Immissionsmessungen eine

Verschiebung zu Feinstäuben <10;um, d.h. der Staubniederschlag

auf die Erde geht zurück - seit 1964 um 40 % - der in der Luft

schwebende Anteil aber nimmt zu. Feinstäube <2^im rufen ver¬

schiedene unerwünschte Erscheinungen hervor. Davies [5] und

Güntheroth [6] führen z.B. folgende Nachteile auf:

- Teilchen mit Durchmessern zwischen 0,1 und l,0um dringen bis

in die feinsten Lungenwege, die sogenannten Alveolen (hier

findet der Stoffaustausch statt), vor.

- Feinstaub reduziert die Sicht im Freien sehr stark.

- Feinstaub bleibt sehr lange als Schwebestaub in der Atmo¬

sphäre.

Bohlen [3] weist darauf hin, dass in einem Teilchengrössen-

bereich von d = lym bis d=0.1ym die Abscheidung am schwierigsten

ist.

Daher soll in dieser Arbeit untersucht werden, ob bei einem

Venturi-Nassabscheider (nebst Faserfilter und Elektrofilter

der beste Abscheider für Feinstäube) durch geeignete Massnahmen

eine Erhöhung des Wirkungsgrades im genannten Teilchengrössen-

bereich möglich ist.

-10-

2.2. ARBEITSWEISE EINES VENTURI-NASSENTSTAUBERS

Der Venturi-Nassentstauber besteht aus einem axial durch¬

strömten Mantelrohr (Abb.1.1):

Flüssigkeit t)

konvergenter Teil

Kehle

Diffusor

Abb.1.1: Schematische Darstellung einer Venturi-Düse.

Im konvergenten Teil wird das mit Staub beladene Gas beschleunigt,

In der Kehle — hier weist das Gas die höchste Strömungsgeschwindig¬

keit auf -wird die Waschflüssigkeit eingeführt. Die Energie

des Gases zerschlägt die Flüssigkeit in diskrete Tropfen.

Im anschliessenden Diffusor verwandelt sich die kinematische

Energie des Gases z.T. wieder in Druckenergie zurück.

Das Zusammentreffen von Staubpartikeln und Flüssigkeitstropfen

basiert auf der Relativgeschwindigkeit, die zwischen Partikel

und Tropfen vorhanden ist. Nach Weber 11] wird dieses Zu¬

sammenführen begünstigt durch:

a. Massenkräfte: Trägheitskräfte, Schwerkräfte, Zentrifugal¬

kräfte

b. Diffusionserscheinungen: Brown'sehe Diffusion, Wirbel¬

diffusion, Thermophorese, Diffusionsphorese.

-11-

c. spezielle Strömungserscheinungen

Dabei bewirken die Trägheitskräfte, dass auf Grund der Re¬

lativgeschwindigkeit zwischen Partikel und Tropfen ein Stoss-

zusammentreffen stattfindet. Sehr kleine Partikel folgen

aber den Stromlinien des Gases um den Tropfen herum.

In diesem Fall ist ein Zusammentreffen nur noch durch Sekundär¬

strömungen möglich. Diese werden unter anderem durch die

Diffusionserscheinungen hervorgerufen.

2.3. ANALYTISCHE BERECHNUNG DES STAUBABSCHEIDE¬

GRADES EINES VENTURI-NASSENTSTAUBERS

In der Literatur sind verschiedene Modelle anzutreffen, mit

welchen versucht wird, die Vorgänge im Venturi-Nassabscheider

zu erfassen und so eine theoretische Aussage über den Staub¬

abscheidegrad zu machen. Der Staubabscheidegrad ist folgender-

massen definiert (C=Staubbeladung; a resp. w = Eintritt resp.

Austritt):

C - C

n =

-Q• 100 (2.1)

a

Theoretisch ist der Staubabscheidegrad durch die Abscheide¬

wirkung des Einzeltropfens e beschreibbar. Durch Aufsummieren

dieses Abscheidegrades über den ganzen Tropfenschwarm gelangt

man zum Gesamtabscheidegrad 0. Dabei ist es notwendig, auf

empirischem Weg die sogenannte Grenzbahn zu ermitteln, auf

welcher das kleinere Teilchen den grösseren Tropfen gerade

noch berührt [10] . Aus dieser Grenzbahn lässt sich die Abscheide¬

wirkung des Einzeltropfens e ableiten. Sie ist eine Funktion der

Stokes-Zahl Stk.

Ein in der Venturikehle in den Luftstrom eingebrachter Wasser¬

tropfen soll keine achsiale Geschwindigkeit aufweisen. Der Luft¬

strom beschleunigt nun diesen Tropfen, bis er als Endgeschwindig¬

keit die Gasgeschwindigkeit erreicht. Während diesem Beschleunig-

-12-

ungsvorgang ist es möglich, dass die Staubteilchen, welche die

Gasgeschwindigkeit aufweisen, die Oberfläche des Tropfens er¬

reichen und so eingefangen werden. Die Stokes-Zahl ist definiert

als das Verhältnis des bezüglich des Tropfens zurückgelegten

Weges (x.w ) eines Staubteilchens zum Tropfendurchmesser d :

T .W

Stk = -—- (2.2)dTr

w bedeutet dabei die Relativgeschwindigkeit zwischen Staub¬

teilchen und Tropfen. Die in dieser Formel auftretende Relaxations¬

zeit t ist eine fiktive Zeit. Sie stellt ein Mass dar für die

Verzögerung, welche ein Staubpartikel während der Beschleunig¬

ungsphase des Wassertropfens gegenüber dem Wassertropfen erfährt.

Nach Ablauf der Zeit x herrscht zwischen Tropfen und Partikel

die Relativgeschwindigkeit w = \/&). w^ [&"] .

Die Definition der Relaxationszeit lautet:

_

dP • PP (2.3)T -

18 •

yG

Die Stk-Zahl wird oft anders definiert. Bei Büttner [9] findet

man folgende Definition:

Stk = -£ r- (2'4)

dTr • g

Die beiden Definitionen (2.2) und (2.4) lassen sich ineinander

überführen. Durch Gleichsetzung der WiderStandskraft F mit derr

w

Schwerkraft F einer Partikel lässt sich die stationäre Sink-g

geschwindigkeit wf herleiten. Unter der Annahme, dass Re <1 für

die Partikel gilt, darf die Stokes'sehe Formel für die Wider¬

standskraft zur Anwendung gelangen. Die Gasdichte p„ wird ver-

nachlässigt.

-13-

Widerstandskraft einer Partikel

(2.5)F = 6 . it . ]_i . r

. w^w HG P f

Schwerkraft, welche auf eine Partikel wirkt:

Fg= I ^ • rp (VPG) g "

5* * rp ' PP * g (2'6)

Gleichsetzung :

46ïï.y_.r . w- = - ïï . r . p .g(2.7)

G p i 3 p p

Daraus folgt:

w^ =

r2• P • 9 d2

. p . g ._n.

P P=

P P (2-8)

f 18 uG 18 uG

Setzt man Gleichung (2.8) in die nach Büttner [9] definierte

Gleichung (2.4), erhält man Gleichung (2.2).

Verschiedene Autoren [10, 11, 12] berechneten den Abscheidegrad

auf diese Art und erreichten z.T. gute Uebereinstimmung mit

experimentellen Werten.

Der Abscheidegrad eines Nassentstaubers lässt sich auch in

Funktion des Druckverlustes über die Abscheideeinheit darstellen

\j>9} . Dabei wird oft berücksichtigt, dass sich der Druckver¬

lust aus einem Anteil der Gasströmung wie auch aus einem Anteil

der Flüssigkeitsströmung zusammensetzt [6j . Semrau p.3, 14]

hat Messungen der verschiedensten Autoren verglichen und konnte

so einen exponentiellen Zusammenhang zwischen Abscheidegrad und

Druckverlust herstellen.

-14-

3. KONDENSATIONSEFFEKTE

3.1. EINLEITUNG

Folgende Vorgänge führen zum Kontakt zwischen Staub und Wasch¬

flüssigkeit:

a. Direkter Zusammenstoss zwischen Staubpartikel und Wasser¬

tropfen:

Wie bereits erwähnt, lässt sich dieser Vorgang theoretisch

einigermassen erfassen. Der Abscheidewirkungsgrad des

Venturiabscheiders basiert vor allem auf diesem Vorgang.

b. Brown'sehe Molekularbewegung:

Teilchen mit einem Durchmesser d <0,lym [Ï5] werden in

ihren Bewegungen durch die Zusammenstösse mit Gasmolekülen

beeinflusst (Nach [l9] tritt dieses Phänomen bereits für

Teilchen mit d <0,4ym auf). Sie bewegen sich daher wie die

Gasmoleküle sehr unregelmässig und können mit dieser Eigen¬

bewegung bis auf die Tropfenoberfläche diffundieren.

c. Kondensationsvorgänge :

Durch Wasserdampfkondensation kann der Abscheidegrad von

Nassabscheidern beeinflusst werden. Mit der Forderung, dass

radioaktive Aerosole bis in den Submikronbereich möglichst

vollständig abzuscheiden sind, begann man sich mit Konden¬

sationseffekten zu beschäftigen D-5, 16, 17] . Die dabei

auftretenden Vorgänge (Schleppdiffusion, turbulente Agglomera¬

tion, Teilchenwachstum durch Kondensatanlagerung) sollen in

diesem Kapitel zusammen mit den Mechanismen, die zu einer

Wasserdampfkondensation führen, näher betrachtet werden.

-15 -

3.2. KONDENSATIONSERSCHEINUNGEN

Schleppdiffusion ; In der Dampf- Luft-Umgebung einer kalten

Oberfläche, an welcher Wasserdampf auskondensiert, entsteht

ein Dampfkonzentrationsgefalle. Dampfmoleküle, die auf Grund

dieses Gefälles zur Oberfläche hin diffundieren, schleppen

dabei Aerosolteilchen mit. Dieser einseitige Diffusionsstrom

des Wasserdampfes gegen die kalte Oberfläche bewirkt einen

entgegengesetzten konvektiven Verdrängungsstrom der Luft.

Andererseits ruft der Temperaturgradient, der zwischen der

Oberfläche und den Aerosolteilchen herrscht, eine Thermo¬

diffusion der grösseren Aerosolmoleküle gegen die kalte Ober¬

fläche hervor. Der Einfluss dieser Erscheinungen auf den Teil¬

chentransport wurde theoretisch und experimentell untersucht

und die Wirksamkeit der Schleppdiffusion unterschiedlich be¬

urteilt. Calvert [18] stellt für drei Waschertypen mathematische

Modelle auf. Für den Sprühwäscher geht er davon aus, dass um

den Einzeltropfen herum eine Potentialströmung herrscht. Eine

Kräftebilanz um eine Staubpartikel ergibt folgende Bewegungs¬

gleichung (F•= Widerstandskraft der Schleppdiffusion):

w

m . %—-= 6ïï.y^.r .w + F' (3.1)

p dt G p r w

m = - ïï .r3

. p (3.2)p 3 P P

(3.2) in (3.1) :

dw6 TryQ .. r

P. w

,

F'

r + w

dt 4

3. TT ,.

r3,

P

m

• pp ?

(3.3)

18 . y_ . w.

F'dw G r + w (3.4)

beiVersuchedieerindemmöglich,alssoweitTurbulenzdie

Versuchenseinenbeiunterdrückte[5]Davisauftreten.kräfte

Bindungs¬zusätzlicheWasserdasdurchAerosolteilchenbenetzten

oberflächen¬denbeidazu,nochAgglomerierfähigkeitdienimmt

aus,StaubpartikelndenanWasserdampfdanebenKondensiert

Aerosolteilchen.vonAgglomerierendasbegünstigenTurbulenzen

vorhandeneAerosol-Luft-StromeinemInAgglomeration;Turbulente

.[26]hatStaubabscheidungdie

aufEinflusswesentlichenkeinenSchleppdiffusiondiegängen

Kondensationsvor¬beidasswerden,gesagtkannZusammenfassend

ist.Elektroabscheidung)Zentrifugalabscheidung,(Filtrierung,

Abscheideartenanderealsunwirtschaftlicherdiffusion

Schlepp¬durchAbscheidungdiedasshin,daraufweist[5lDavies

Untersuchungen.experimentelleauchwie

theoretischedurch[22]LitvinovkommtErgebnissgleichenZum

hat.abscheider

Zyklon¬nachgeschaltetemmitRohrscrubberseinesscheidegrad

Ab¬denaufEinflusssignifikantenkeinenSchleppdiffusion

diedasshervor,[21]LancastervonMessungenausgehtDagegen

kann.werdenniedergeschlagen

StaubWasserdampfdiffusiondurchdasser,folgertErgebnis

demAusWasserdampf.diffundierendemvonEinflussdemunter

undohneOeltropfenderFallgeschwindigkeitdiebestimmteEr

Oeltröpfchen.aufWasserdampfdiffundierendemvonEinflussden

untersuchte[20]Schmittsein.BedeutungvonPartikelnkleinen

beiDiffusionsphoresediekannAndererseitsist.unwichtig

ThermophoresedieC<80C<aT0Temperaturbereicheinemin

dasszeigt,ResultatDasgelöst.Runge-Kutta-Methodedernach

unddargestelltdimensionsloswirdBewegungsgleichungDie

resultiert.diffusion,

Schlepp¬diedurchhervorgerufenBewegung,derauswelche

wWiderstandskraft,Stokes'sehedieF'bedeutetFormeldieserIn

Pmr

"

tdt

(3.5)fw+wm

I=

dw

-16-

-17-

kleinen Strömungsgeschwindigkeiten durchführte.

Lancaster \2Î\ zeigt experimentell, dass die turbulente

Agglomeration bei einem Rohrscrubber keinen Einfluss auf die

Staubabscheidung hat. Mittels Luftzugabe durch die Düsen, über

welche bei den übrigen Versuchen Dampf in den Rohrscrubber

strömte, erzeugte er Turbulenzen in der Anlage. Diese Messungen

verglich er mit Messungen, welche er ohne Luft- oder Dampfzu¬

gäbe durchführte. Er konnte dabei keine signifikante Aenderung

des Abscheidegrades feststellen. Dabei bleibt aber die Ver¬

besserung der turbulenten Agglomeration durch die Oberflächen-

benetzung unberücksichtigt.

Litvinov C2 2] dagegen führt die Erhöhung des Abscheidegrades

eines Venturi-Nassentstaubers hauptsächlich auf die Verbesserung

der turbulenten Agglomeration durch Oberflächenbenetzung zurück.

Teilchenwachstum durch Kondensatanlagerung; Durch das Auskonden¬

sieren von Wasserdampf an der Oberfläche der Aerosolpartikel

werden diese vergrössert und können so besser abgeschieden wer¬

den. Es treten in der Literatur unterschiedliche Meinungen darüber

auf, welche Rollen dabei die Teilchengrösse und die Natur der

Teilchen (Benetzbarkeit, Form ) ausüben.

Einerseits wird gezeigt, dass der Dampf vor allem an den

grösseren Teilchen auskondensiert [j.5, 24] . Die grösseren Teil¬

chen weisen eine kleinere Oberflächenkrümmung und daher eine

geringere Dampfdruckerhöhung des Wasserdampfes an der Ober¬

fläche gegenüber den kleineren Teilchen auf. Daher kondensiert

der Wasserdampf bereits bei einer Uebersättigung der Umgebung an

den grösseren Teilchen aus, welche an den kleineren Teilchen noch

keine Kondensation hervorruft.

Die Formel von Thomson-Gibbs gibt den Dampfdruck an der Tropfen¬

oberfläche in Funktion des Tropfendurchmessers an (M = Molmasse

der Tropfenflüssigkeit) :

4 .a .M

P = Poo•

exp {-r

.) (3.6)

«R .T . PTr . (^

-18-

Experimentelle Untersuchungen bestätigten diese Aussage nur zum

Teil, denn sie ergaben Folgendes: Nicht hygroskopische Partikel

verhalten sich wie oben beschrieben indem vor allem die grösseren

unter ihnen wachsen. Bei wasserlöslichen oder hygroskopischen

Teilchen zeigt sich ein konformes Verhalten aller Fraktionen.

Ebenfalls unterscheiden sich hydrophile Teilchen, wenn sie als

Kondensationskeime dienen, je nachdem ob sie wasserlöslich oder

unlöslich sind.

Davis [5] dagegen findet durch seine Messungen, dass sowohl

hydrophile als auch hygroskopische Teilchen, unabhängig von der

Löslichkeit, gleichmässig wachsen.

Yoshida [21] wiederum zeigt theoretisch, dass die Wachstumsge¬

schwindigkeit bei kleinen Teilchen grösser als bei grossen Teil¬

chen ist, sofern der Partialdruck des Dampfes in der Umgebung

und der Sättigungsdruck des Dampfes an der Tropfenoberfläche

keine grosse Differenz aufweisen. Seine Messungen bestätigten

jedoch die theoretische Aussage nicht, indem die Partikelver¬

teilung durch die Dampfzugäbe keine Aenderung erfuhr. Bei Lohs

f^25] dagegen ergeben Messungen an einem Sprühturm, dass durch

Dampfzugabe der Abscheidegrad hauptsächlich für Teilchen im

Durchmesserbereich d =0,3 bis 0,5ym verbessert wird (Ver¬

besserung bis 70 %).

Auch über die Abscheidegradverbesserung durch Teilchenver-

grösserung bei der Wasserdampfkondensation existieren ver¬

schiedene Ansichten.

Lancaster [21] stellt mit seinen Messungen fest, dass der Ab¬

scheidegrad auf Grund der Teilchenvergrösserung durch Dampf¬

kondensation besser wird. Ebenfalls andere Autoren führen die

Abscheidegradverbesserung eines Nassabscheiders durch die Zu¬

gabe von Wasserdampf vor dem Abscheider, auf die Teilchenver¬

grösserung durch Dampfkondensation an der Teilchenoberfläche

zurück \j, 25] .

Litvinov [22j dagegen misst der Teilchenvergrösserung durch

Kondensation keine signifikante Bedeutung zu.

-19-

3.3. MECHANISMEN DER KONDENSATION

Um ein Auskondensieren von Wasserdampf in einem Aerosol-Luft-

Gemisch hervorrufen zu können, muss in diesem Gemisch eine

Uebersättigung durch Wasserdampf vorherrschen. Folgende

Mechanismen erzeugen diese WasserdampfÜbersättigung:

Mischkondensation : Durch das Mischen von zwei durch Wasserdampf

gesättigten Gasströmen mit unterschiedlichen Temperaturen, wird

eine Uebersättigung hervorgerufen C23] . Eine andere Möglichkeit

besteht darin, dem warmen,gesättigten Luftstrom einen kalten,

ungesättigten Luftstrom beizumischen [5, 26] . Am häufigsten wird

aber das Aerosol-Luft-Gemisch direkt mit Wasserdampf übersättigt

(18, 21, 24) .Im Mollier-h-x-Diagramm sehen diese Vorgänge

folgendermassen aus (Abb.3.1):

Abb.3.1: Mischvorgänge im Mollier-h-x-Diagramm

H = Heisser Gasstrom; K = Kalter Gasstrom; M = Mischpunkt

Fall 1: Mischen von 2 gesättigten Gasströmen Hi und Kj führt

auf den Mischpunkt Mj.

Fall 2: Mischen eines gesättigten Gasstromes H2 und eines nicht

- 20 -

gesättigten Gasstromes K2 führt auf den Mischpunkt M2.

Fall 3: Mischen von reinem Wasserdampf mit dem Aerosol-Luft-

Gemisch muss über den Randmassstab konstruiert werden,

da der Zustandspunkt von reinem Wasser im Mollier-h-x-

Diagramm im Unendlichen liegt.

Bei der Mischkondensation spielt die Mischschnelligkeit der

beiden Ströme eine entscheidende Rolle [1, 26]. Es zeigt sich,

dass die ausschlaggebende Dampfkondensation direkt im ein¬

tretenden Dampfstrahl abläuft [21, 24]. Je grösser das Gebiet

sein soll, welches durch den eintretenden Dampfstrahl erfasst

wird, desto höher muss die Mischschnelligkeit liegen.

Adiabate Expansion: Beim Venturi-Nassabscheider steigt im Diffu-

sor vor der Kehle die Strömungsgeschwindigkeit mit abnehmendem

Strömungsquerschnitt. Daraus resultiert eine Druck- und Tempera¬

turabnahme, sofern der Vorgang als adiabat angenommen werden kann.

Damit eine Kondensation des Wasserdampfes eintritt muss die Ab¬

kühlung die Verschiebung der Taulinie auf Grund der Druckänderung

überwiegen. Im Konfusor, welcher der Venturikehle folgt, ver¬

dampft das Kondensat aber grösstenteils wieder, was durch Ein-

düsen von Kaltwasser verhindert werden kann [l6, 22]].

Kühlung an kalten Oberflächen, Einspritzkühlung: Kalte Oberflächen

oder eingespritzte kalte Wassertropfen bewirken in einem gesät¬

tigten Dampf-Luft-Gemisch, dassWasserdampf am kalten Objekt aus¬

kondensiert. Da bei sehr heissen und feuchten Gasen die beiden

oben erwähnten anderen Mechanismen versagen, wird hier dieser

Mechanismus angewendet. Um die Gase zu kühlen, wird Kühlwasser

direkt eingespritzt C21, 25].

Meistens treten die drei beschriebenen Mechanismen gemeinsam auf

-21-

und daher ist es sehr schwierig die Abscheidegradverbesserungdurch getrenntes Betrachten der Mechanismen zu begründen.

-22-

4. AEROSOLERZEUGUNG

4.1. EINLEITUNG

Als Stäube bezeichnet man gewöhnlich Feststoffteilchen, welche

überwiegend grösser sind als Kolloide. Sie sind aber dennoch

so klein, dass sie zeitweilig in einem Trägermedium suspendiert

bleiben. Als obere Grenze für den Durchmesser werden 0,5mm an¬

gesehen. Aerosole dagegen sind Dispersionen von Teilchen, wel¬

che im Grössenbereich von d ^ lym liegen. Besteht das Aerosol

aus Feststoff, spricht man, sobald die Dispersion sichtbar wird,

von Rauch oder Staub. Besteht das Aerosol aber aus einer Flüssig¬

keit, bezeichnet man die Dispersion als Nebel [7].

Um ein Aerosol im Submikronbereich zu erzeugen, stehen sehr

viele verschiedene Methoden zur Verfügung. Darüber soll der

nächste Abschnitt Auskunft geben. Anschliessend wird das ge¬

wählte Verfahren näher erläutert.

4.2. MOEGLICHKEITEN DER AEROSOLERZEUGUNG

Nach Green {[27J kann eine Aerosolwolke auf zwei grundsätzlich

verschiedene Arten erzeugt werden:

- Einerseits durch Kondensationsvorgänge, indem freie Molekül¬

schwärme zusammentreffen und Teilchen im kolloidalen Bereich

bilden.

- Andererseits durch das Zerstäuben von Substanzen, welche als

Ganzes oder in relativ groben Teilen vorhanden sind, wodurch

ebenfalls freischwebende Teilchen entstehen.

Diese beiden grundsätzlichen Methoden zur Erzeugung von Aeroso¬

len können folgendermassen unterteilt werden:

Kondensation: Ist die Dampfkonzentration in der Luft oder einem

anderen innerten Gas hoch genug, findet auch ohne Anwesenheit

-23 -

von Kondensationkeimen eine Kondensation statt. Dabei zeigt es

sich, dass die Uebersättigung wesentlich unter dem theoretischen

Wert liegen kann, die Kondensation aber trotzdem ausgelöst wird.

Nach der Theorie muss für die Eigenkondensation die Uebersättigung

so hoch liegen, dass ein Dampfmolekül als Kondensationskeim

wirken kann. Aus Experimenten geht hervor, dass durch zufällige

Schwankungen im Dampf die Dampfmoleküle so grosse Agglomerate

bilden können, dass die Kondensation viel früher stattfindet.

Sind Kondensationskeime vorhanden, können sie im auskondensier¬

ten Dampf löslich oder unlöslich sein. Für lösliche Keime läuft

die Kondensation rascher und bei kleinerer Dampfübersättigung

ab, als für unlösliche Keime. Der Grund ist darin zu suchen, dass

der Dampfdruck über einer Lösung kleiner ist als über dem reinen

Lösungsmittel. Sobald also der erste Kondensattropfen vorhanden

ist, wird der Keim gelöst und somit sinkt der Dampfdruck an der

Oberfläche. Dadurch wird der treibende Druckgradient grösser.

Das so erzeugte Aerosol ist mehr oder weniger polydispers.

Praktisch wird so vorgegangen, dass man eine Flüssigkeit pneu¬

matisch zerstäubt; die entstehenden Tropfen werden verdampft und

anschliessend wieder kondensiert. Die Kondensationskeime befinden

sich meistens bereits in der zu zerstäubenden Flüssigkeit

[5, 16, 18J .Durch eine kontrollierte Kondensation, d.h. sehr

gleichmässige und langsame Abkühlung kann auf diese Weise ein

praktisch monodisperses Aerosol erzeugt werden.

Durch eine chemische Reaktion von zwei Gasen kann ein Reaktions¬

produkt mit einem sehr tiefen Dampfdruck bei Umgebungstemperatur

entstehen. Das Produkt kondensiert dann aus und erzeugt dabei ein

polydisperses Aerosol. Davies [5] lässt z.B. NH3 - Gas und HCl-Gas

miteinander reagieren was zu einem NH^-Cl-Aerosol führt. Eben¬

falls nach Davies [5] wird ein Aerosol durch Raucherzeugung in

einem elektrischem Lichtbogen hergestellt, indem man Stahl in

einem Lichtbogen verdampft und anschliessend zu einem Oxidaerosol

kondensiert.

-24-

Zerstäubung: Hier kann man drei Hauptarten von Zerstäubern un¬

terscheiden:

- Druckluftzerstäuber

- Zentrifugalzerstäuber

- Zerstäuberdüsen

Daneben gibt es noch die beiden weniger bekannten Arten der

Ultraschallzerstäubung und der Zerstäubung durch elektrische

Energie.

Druckluftzerstäuber arbeiten prinzipiell so, dass Druckluft,

welche durch eine Düse austritt, über eine senkrecht zur Düsen¬

achse stehende zweite Düse Flüssigkeit mitreisst und in feine

Tropfen zerschlägt [6, 28, 29] . Es ist auch möglich, dass der

Pressluftstrom parallel zum Flüssigkeitsstrom verläuft [25].

In diesen Zweikomponentendüsen wird die kinetische Energie

des Gases zur Zerstäubung der Flüssigkeit benutzt. Chawla [ß6]

beschreibt ein anderes Prinzip. Er erzeugt in der Flüssigkeits¬

strömung durch Zugabe von Pressluft ein Luft-Wasser-Gemisch,

welches mit Schallgeschwindigkeit aus der Düse austritt. Durch

Senken des Umgebungsdruckes lässt sich in diesem Falle der Massen-

durchfluss nicht mehr erhöhen und es entsteht an der Düsen¬

mündung ein Drucksprung. Es genügt bereits ein sehr geringer

Drucksprung am Rohrende, und das Gemisch expandiert mit Schall¬

geschwindigkeit in alle Richtungen.

Druck¬

luft» Aerosol

Flüssigkeit

Abb.4.1: Schema einer Zweikomponentendüse

-25-

Das in der Zweikomponentendüse entstehende Aerosol wird poly¬

dispers. Durch Prallbleche ist es möglich, die gröberen Tropfen

abzuscheiden. Die Flüssigkeit kann dabei aus einem reinen Stoff,

aus einer Lösung oder einer Suspension bestehen. Bei Lösungen und

Suspensionen muss nach dem Zerstäuben die Flüssigkeit verdampft

werden, damit ein festes Aerosol entsteht [25, 30] .

Bei den Zentrifugalzerstäubern wird eine Flüssigkeit oder eine

Suspension zentral auf eine rotierende Scheibe aufgegeben. Durch

die Zentrifugalkraft wird das aufgegebene Gut nach aussen ge¬

tragen und vom Rand der Scheibe weggeschleudert 13/ 3Î] . Dabei

entstehen feine Tropfen. Bei einer kleinen Aufgabegeschwindig-

keit für die Flüssigkeit entsteht ein praktisch monodisperses

Aerosol. Durch eine sehr hohe Rotationsgeschwindigkeit können sehr

feine Teilchen erzeugt werden. Jeder sich ablösende Tropfen führt

noch einige sehr viel kleinere Tröpfchen mit sich, welche dank

ihrem kleinen Gewicht nahe der Scheibe bleiben. Sie werden oft

über ein zusätzliches Absaugsystem eliminiert.

Zerstäuberdüsen werden direkt durch die zu zerstäubende Flüs¬

sigkeit betrieben. Die hier entstehenden Tropfen sind grösser

als bei den oben beschriebenen Verfahren. Der Flüssigkeit wird

am Eintritt in die konische Düse ein Drall aufgezwungen. Sofern

der Druck hoch genug ist, zerfällt die Flüssigkeit an der Düse¬

mündung in diskrete Tropfen.

Beim Ultraschallzerstäuber wird die Flüssigkeitoberfläche durch

gegen sie gerichtete Ultraschallwellen aufgerissen und zer¬

fällt in diskrete Tropfen, welche durch ein Trägergas weggebracht

werden \jS2, 33] .

Aehnlich arbeitet der elektrische Zerstäuber. Hier wird eine

Kapillare, durch welche die zu zerstäubende Flüssigkeit strömt,

elektrisch in Schwingung (Resonanz) gebracht. Dadurch zerfällt

der Flüssigkeitsstrom in einen Tropfenschwarm [3Ä\ .

-26-

Eine bis jetzt noch nicht erwähnte Möglichkeit der Stauber¬

zeugung ist das Zerstäuben von Pulvern. Die grösste Schwierig¬

keit bietet dabei die Agglomerationstendenz des Pulvers. Es

ist aber möglich, auf diese Art Stäube im Submikronbereich zu

erzeugen [35, 36]. Es können z.T. recht grosse Schwankungen in

der Staubkonzentration auftreten. Bessere Resultate werden

erreicht, wenn Presslinge, aus vorklassiertem Staub hergestellt,

durch Schleifscheiben oder Schaber wieder zu Staub verarbeitet

werden [_27j .

4.3. GEWAEHLTES VERFAHREN

Da in dieser Arbeit eine halbtechnische Staubabscheideeinheit* 3

untersucht wird (V = 500m /h), soll mit dem gewählten Aerosol-

erzeuger eine Aerosolmenge von 100 g/h erzeugt werden können

3(maximal mögliche Beladung der Luft: 200 mg Aerosol/Nm Luft).

Dabei soll der Staubanteil mit einem Korndurmesser d > lumP

möglichst klein sein.

Aus den oben beschriebenen Möglichkeiten der Aerosolerzeugung

wurde ein Druckluftzerstäuber als die geeignetste Methode

ausgewählt. Die meisten Verfahren liefern entweder zu kleine

Aerosolmengen, oder der Aufwand zum Eigenbau ist zu gross.

Ebenfalls die käuflichen Aerosolgeneratoren liefern grössten¬

teils viel kleinere Aerosolmenge als die hier geforderte Menge.

Daher wurde ein Druckluftzerstäuber, wie ihn Echols Q28] be¬

schreibt, auf Grund seiner Unterlagen weiterentwickelt und den

gewünschten Verhältnissen angepasst. Nach seinen Angaben kann

damit ein polydisperses Aerosol erzeugt werden, das einen

mittleren Durchmesser d < lpm aufweist (Es handelt sich dabeiP

um das Modell II, welches ohne nachgeschalteten Prallabscheider

betrieben wird).

Abb.4.2 zeigt den Aerosolgenerator in geöffnetem Zustand. Er

wurde in der institutseigenen Werkstatt aus Aluminium herge-

-27-

Aerosolgenerator in geöffnetem Zustand

Pressluftanschluss R:

Pressluftfilter M:

Nadelventil (Pressluftdosierung) D:

Aerosolleitung zur Anlage PB:

Rotameter

Manometer

Zerstäuber

Prallblech

-28 -

Druckluft

Flüssigjceits-spiegê"

Eintauchtiefe

1X) '"//

axiale

Bohrungen

Oeftnung

axiale

Bohrungen

Abb.4.3: Massskizze einer Zerstäuberdüse mit vier Zerstäuber¬

stellen und ungefährer Eintauchtiefe.

-29 -

gestellt. Die sechs Zerstäuberdüsen sind während dem Betrieb

in die Flüssigkeit eingetaucht. Die Eintauchtiefe beträgt dabei

1 cm (siehe Abb.4.3). Die durch filtrierte Druckluft betriebenen

Düsen arbeiten nach dem Prinzip in Abb.4.1. Die Zerstäuberdüsen

sind in der Höhe verstellbar. Dadurch kann die Eintauchtiefe

der Düsen in die zu zerstäubende Flüssigkeit nachreguliert wer¬

den, sobald der Flüssigkeitsspiegel im Gerät durch die Aerosol¬

erzeugung absinkt.

Das Aerosol wird über zwei Schlauchverbindungen in die Staub¬

abscheideanlage geführt. Unmittelbar über den Düsen ist ein

Prallblech angebracht, um die gröbsten Tropfen zurückzuhalten.

Funktionsweise (siehe Abb.4.3):

Die Zerstäuberdüsen wurden aus Messing hergestellt. Jede der

sechs Düsen weist vier Oeffnungen auf, durch welche die Press¬

luft in die zu zerstäubende Flüssigkeit austreten kann. Durch

den Unterdruck, der am Austritt des Luftstrahles aus den

Oeffnungen entsteht, wird durch die achsialen Bohrungen die

Flüssigkeit in den Luftstrahl mitgerissen. Dabei entstehen

Flüssigkeitströpfchen, welche im Innern von Luftblasen durch

die Flüssigkeit an die Oberfläche gelangen.

Durch Vorversuche mit verschiedenen Flüssigkeiten und Suspen¬

sionen wurde der KunststoffWeichmacher DOP (Dioctylphthalat;

Palatinöl AH der Firma BASF) für die Abscheideversuche ausge¬

wählt. (Die anderen Flüssigkeiten schäumten z.T. sehr stark

und bei den Suspensionen war einerseits die gewünschte Aerosol¬

beladung in der Anlage nicht erreichbar, andererseits bildeten

sich zu grosse AggLomerate in der Suspension).

Die Aerosolbeladung der Generatorluft und die Kornverteilung des

Aerosols sind vom Luftdurchsatz und dem entsprechenden Druckver¬

lust in den Zerstäuberdüsen abhängig [28] . Die beiden Werte

blieben bei allen Versuchen konstant. Die Messungen zeigen,

dass die Aerosolbeladung der Staubabscheideanlage schwach von

der Lufttemperatur in der Anlage abhängig ist. Da aber die Staub-

-30-

Anteil in

Gew°o

3o--

2o

CO

bo1o «• ^

COro

io

CO

oI*

Ö)

o43ofi5 Ho

CO

00

CO

2.1o

00I«

io

a3odp^in

Abb.4.4: Histogramm des erzeugten Aerosols (Die Korngrössen-

unterteilung ist bedingt durch den verwendeten Andersen-Sampler).

1oo

Anteil in

Gew%

5o

o "^

\

y

1

/

\

\J

I

I

//

*

\

\

/

./'

o43 oj65 1.1ojmaan-i-

2 .to dp(ym) 3.3o

Abb.4.5; Durchgangs- und Rückstandssummenkurve des Aerosols

Durchgangskennlinie D

Rückstandskennlinie R

-31-

beladung in der Abscheideanlage vor und nach dem Staubabscheider

gemessen wird, spielt dieser Einfluss keine Rolle.

Generatorkenndaten (gemittelt aus allen Messungen beim Betrieb

der Anlage ohne Dampfzugäbe):

*o

- normierter Luftdurchsatz: V (760 Torr, 15 C) = 440 1/min

- mittlere Aerosolbeladung im Generator: C (760 Torr, 15 C) =

3,65 + 0,23 mg/1

- Kornverteilung (Abb.4.4, Abb.4.5 ): Die Kornverteilung wurde

graphimetrisch mit dem Andersen-Sampler bestimmt. Der mittlere

aerodynamische Durchmesser des Aerosols beträgt

d = 0,84ym (Standartabweichung a = + 0,53ym)P

~

Die Forderung, dass ein möglichst kleiner Aerosolanteil einen

Korndurchmesser der grösser als lym ist aufweist, ist gut

erfüllt. Abb.4.5 zeigt, dass nur 25 Gew % des erzeugten

Aerosols einen Durchmesser aufweisen, der grösser als lym

ist (Rückstandssummenkurve).

- Aerosolbeladung in der Anlage: Die Beladungsmessungen mit dem

Andersen-Sampler (Kap.8.3, Abb.8.9) für den Betrieb ohne

3Dampfzugabe ergeben eine Anfangsbeladung von C = 212 mg/Nm

(Gleichung 8.21). D.h. die gestellte Forderung - maximal

3mögliche Beladung der Luft: 200 mg Aerosol/Nm Luft - wird

ebenfalls erfüllt.

-32-

5. AEROSOLMESSGERAETE

5.1. EINLEITUNG

Um der zunehmenden Luftverschmutzung zu begegnen, ist es u.a. not¬

wendig, die Verschmutzungen irgendwie zu messen. Dabei muss

sowohl die Belastung der Atmosphäre (Staubimmission) als auch

die Verschmutzung durch Abgase (Staubemission) erfassbar sein[62j.Die jüngste Vergangenheit hat auf diesem Gebiet Fortschritte

gebracht, indem immer mehr raschanzeigende Geräte auf dem

Markt angeboten werden. Auch nimmt die Zahl der Messgeräte zu,

mit welchen die Staubbelastung kontinuierlich messbar ist.

Dabei wird einerseits die Gesamtstaubbeladung gemessen und

andererseits können die Staubanteile für verschiedene Korn-

grössen bestimmt werden. Pro Staubfraktion wird ein mittlerer

Durchmesser definiert.

Die Durchmesserbestimmung einer Partikel ist abhängig vom ver¬

wendeten Messprinzip, und daher existieren verschiedene Defi¬

nitionen für den Durchmesser einer Aerosolpartikel. Die VDI-

Richtlinien 34 91 [37] geben Auskunft über die Definition ex¬

perimenteller Durchmesser für Einzelpartikel.

Da die Messprinzipien der Aerosolmessgeräte sehr verschieden

sein können, ist es nicht ohne weiteres möglich, die gemessenen

Staubbeladungen oder Staubverteilungen miteinander zu ver¬

gleichen.

5.2. MESSMETHODEN

Einteilung der Aerosolmessmethoden [42] :

- mechanische Methode

- elektrische Methode

- optische Methode

-33-

mechanische Methode: Bei diesem Messprinzip werden die Partikel

auf bestimmten Trägern abgeschieden und analysiert.

Wird der Staubgehalt durch Wägen bestimmt, spricht man von

gravimetrischen Messgeräten. Dazu zählt wohl als älteste Staub¬

messmethode das Sammeln von Staub auf einem Filter. Durch Wägen

des Filters vor und nach der Messung kann die Staubkonzentration

bestimmt werden.

Nach dem gleichen Prinzip arbeiten die Kaskadenimpaktoren. Hier

wird der Staub nicht auf einem Filter gesammelt, sondern auf

einer Platte. Die staubbeladene Luft strömt durch Düsen Richtung

Sammelplatte. Die Luft weicht der Sammelplatte aus und strömt um

die Platte herum auf die nächste Stufe. Die Aerosolpartikel ver¬

halten sich gleich, mit Ausnahme jener Teilchen, welche auf

Grund ihrer Trägheit der scharfen Strömungsumlenkung über der

Platte nicht mehr folgen können. Sie prallen auf die Sammel¬

platte und bleiben haften. Durch Abnahme des Düsendurchmessers

von Stufe zu Stufe wird die Strömungsgeschwindigkeit erhöht. Da¬

durch bleiben von Stufe zu Stufe immer kleinere Partikel auf den

Platten hängen. Durch Wägen der Platten vor und nach der Messung

kann die Staubkonzentration bestimmt werden.

Zusätzlich lässt sich die Korngrössenverteilung ermitteln. Die

Stufen weisen relativ scharfe Trenngrenzen bezüglich der Korn-

grösse auf. Zeichnet man den Abscheidegrad einer Stufe in Funk¬

tion der Stokes-Zahl auf, nimmt der Abscheidegrad in einem sehr

engen Bereich der Stokes-Zahl von 0 % auf 100 % zu [38] und damit

der Korndurchmesser, da die dimensionslose Stokes-Zahl (Gleichung

2.2) bei den in einer Stufe gegebenen Geschwindigkeitsverhältnissen

nur von Teilchendurchmesseränderungen abhängig ist [39, 4 0] .

Der Nachteil der gravimetrischen Messmethode beruht darauf,

dass die Aerosolzentration nicht kontinuierlich messbar ist.

Eine mechanische Messmethode, die nicht auf dem gravimetrischen

Prinzip beruht, wird erst seit kurzem angewendet. Hier wird der

Träger, auf dem das Aerosol gesammelt wird, vor und während der

Messung durch a-, ß- oder y~Strahlen bestrahlt. Die Aenderung der

Strahlenabsorption oder Strahlenstreuung ist dabei ein Mass für

-34-

die gesammelte Aerosolmenge [43] . Die meisten Geräte arbeiten

mit der 3-Strahlung. Das Aerosol lagert sich auf einem trans¬

portierbaren Filterband ab, welches vor (Nullpunkt) und in der

Sammelstelle durchstrahlt wird. Das Band rückt nach jeder Sammel¬

periode um eine Stelle vorwärts. Durch die Zunahme der Strahlen¬

absorption an der Messstelle lässt sich die Aerosolkonzentration

der Prüfluft fortlaufend bestimmen [44, 45] .Lilienfeld [46]

beschreibt ein Gerät, welches nach dem gleichen Prinzip arbeitet.

Hier wird das Aerosol aber auf einer Prallplatte abgeschieden

und die Absorptionsmessung erfolgt vor und nach einer Sammel¬

periode.

elektrische Methode: Bei den elektrischen Methoden werden die

Aerosolteilchen mit ionisierten Sauerstoff- und Stickstoffionen

aufgeladen. Die Aerosolbeladung lässt sich auf verschiedene Weise

bestimmen; z.B. auf folgende Art: Die schwebstoffhaltige Luft

strömt laminar durch eine zylindrische Ionisationskammer. In

der Kammer befindet sich eine zentrale Mittelelektrode. Das

ionisierende y~Strahlenpräparat ist gleichmässig an der Innen¬

seite der Aussenelektrode angebracht. Befindet sich kein Aerosol

in der Kammer, fliesst ein maximaler Ionisationsstrom auf Grund

der durch radioaktive Strahlung erzeugten bipolaren Kleinionen-

konzentration. Gelangt Aerosol in die Kammer, lagern sich die

Ionen an die Aerosolpartikel an und der Ionisationsstrom sinkt

entsprechend der Kleinionenabnahme. Den Zusammenhang zwischen

Ionisationsstrom und der Aerosolkonzentration gibt folgende

Gleichung an [4l] :

i = i .exp ( - k . t. . r . z) (5.1)

soc

1 p

Der Aerosolmonitor registriert lichtoptisch noch sichtbare wie

auch lichtoptisch nicht mehr auflösbare (z.B. Kondensations¬

kerne) Schwebstoffe. Zur eindeutigen Staubmessung muss daher

der Kondensationskerneffekt kleiner sein als der Staubeffekt,

oder das Kondensationskernspektrum muss während der Messzeit

-35-

konstant bleiben.

Mit diesem Messgerät kann die Gesamtaerosolkonzentration kontinu¬

ierlich registriert werden.

optische Methode; Die optische Methode beruht auf der Licht¬

streuung an Teilchen. Die Aenderung der Streulichtintensität

ist dabei ein Mass für die Aerosolbeladung der Luft.

Es sind Messgeräte vorhanden, welche alle Aerosolteilchen, die

einen grösseren Durchmesser aufweisen als der gewählte, auf-

summieren. Durch Aenderung des Grenzdurchmessers kann die Korn¬

verteilung im Aerosol bestimmt werden. Das Messvolumen wurde

so klein gewählt, dass die Wahrscheinlichkeit, dass sich zwei

Teilchen gleichzeitig darin aufhalten, sehr gering ist. Das

Messvolumen wird durch einen Lichtstrahl beleuchtet. Das von

den Aerosolteilchen in diesem Lichtstrahl erzeugte Streulicht

gelangt in einem bestimmten Winkel auf einen Photomultiplier

und erzeugt dort einen Stromimpuls. Ueber einen Widerstand

entsteht daraus ein Spannungssignal. Durch Wahl des Wider¬

standes ist der kleinste Durchmesser, der noch erfasst werden

soll, bestimmbar. Die Beschreibung eines solchen Gerätes findet

man bei Martens [47] .Cooke [48j vergleicht in einem Artikel

fünf verschiedene Geräte die nach dem gleichen Prinzip arbeiten.

Optisch kann man ebenfalls die Gesamtstaubkonzentration bestimmen.

Bei diesen Geräten wird ein Lichtstrahl auf eine Messzelle ge¬

richtet, durch welche das Aerosol-Luft-Gemisch strömt. Die

Intensität dieses Strahles wird nach der Messzelle mit der

Intensität eines Vergleichsstrahles, welcher neben der Mess¬

zelle auf eine Eichzelle gerichtet ist, verglichen. Die Inten¬

sitätsänderung ist hier ein Mass für die Aerosolbeladung.

-36-

5.3. DER ANDERSEN-SAMPLER

Beim Andersen-Sampler handelt es sich um einen Kaskadenimpaktor

(siehe Kap. 5.2: mechanische Methode). Er wird in dieser Arbeit

zur Bestimmung des Gesamtabscheidegrades und zur Bestimmung des

Fraktionsabscheidegrades benutzt. Verwendet wird das Modell

"non-viable particle sampler 20-810 (22-000)", welches 8 Sammel¬

stufen aufweist. Hersteller dieses Gerätes ist die Firma

Andersen 2000 ine, Atlanta (Georgia). Die europäische Vertretung

dieser Firma führt die K. Schäfer GmbH in Neu-Isenburg (Deutsch¬

land) .Das Funktionsprinzip geht aus Kap. 5.2 hervor. Abb. 5.1

zeigt eine Stufe mit der dazugehörenden Sammelplatte im Schnitt.

Dieses Modell ist so konstruiert, dass es zur Immisionsmessung

verwendet werden kann. Es wurde derart abgeändert, dass über

eine Sonde die Aerosolmessung in der Staubabscheideanlage durch¬

führbar ist. Die Eintrittsöffnung des Staubsammelgerätes wurde

verlängert und nach einer Strecke von vier mal dem Eintritts¬

durchmesser auf den Messleitungsquerschnitt verengt. Dadurch

entsteht eine sprunghafte Querschnittserweiterung in der Strömungs¬

richtung des Messgasstromes. Diese Bordat-Carnot-Mündung bewirkt

nun, dass unmittelbar vor dem Staubsammelgerät ein konstantes

Geschwindigkeits- und Konzentrationsprofil über dem Eintritts¬

querschnitt vorherrscht. Der "50 %*-cut-off" - Durchmesser *) für

die einzelnen Stufen wurde nicht neu bestimmt. Riediger [40^ und

Laskus £49] untersuchten den Andersen-Sampler bezüglich "50 %-cut-

off" - Durchmesser. Ihre Resultate zeigen, dass die Firmenan¬

gaben auf ± 10 % genau stimmen.

3Diese Werte gelten für eine Partikeldichte p =1 g/cm bei einem

P *

Luftdurchsatz durch den Andersen-Sampler von V = 28.3 1/min. ZumL

Vergleich beträgt die Dichte des für die eigenen Messungen be¬

nützten DOP :p (20 C) = 0,983 g/cm . Bei den eigenen Messungen

M Unter dem "50 %-cut-off" - Durchmesser versteht man jenen

Grenzdurchmesser, bei welchem 50 % der entsprechenden Kornfraktion

auf einer Stufe zurückgehalten werden und die restlichen 50 %

auf die nächste Stufe gelangen.

-37-

Tabelle 1: "50 %-cut-off" - Durchmesser des Andersen-Samplers

Sammelstufe "50 %-cut-off" - Durchmesser d (ym)

Riediger [40] Laskus [49] Firmenangabe

0 10,7 11 11

1 7,5 7 7

2 5,2 4,7 4,7

3 3,4 3,3 3,3

4 2,2 2,1 2,1

5 1,1 1,1 1,1

6 0,69 0,65 0,65

7 0,47 0,39 0,43

gelangt der "50 %-cut-off" - Durchmesser der Firma zur Anwendung.

Riediger [ßÖ] beschreibt in seinem Artikel eine Methode, mit

welcher das nicht ideale Verhalten der Abscheideleistung jeder

Stufe korrigierbar ist. Nach Marple [_SÖ\ verhalten sich aber die

Impaktorstufen annährend ideal, sofern die Re-Zahl grösser als

100 ist. Aus den Berechnungen von Riediger geht hervor, dass

diese Bedingung für die Sammelstufen 2, 3, 4, 5, 6 und 7 erfüllt

ist. Da das verwendete DOP-Aerosol keine Partikel, die grösser als

d = 3.3ym (entspricht dem "50 %-cut-off" - Durchmesser der Stufe

3) sind, aufweist, wird die Abscheideleistung des Andersen-Samplers

nicht korrigiert. Damit die Fraktionen auf den einzelnen Stufen

mit den Eichwerten übereinstimmen, muss die Strömungsgeschwindig¬

keit in den Düsen jeder Stufe für jede Messung gleich gross sein.

Daher müssen immer 28,3 1/min Luft durch den Andersen-Sampler

strömen.

-38-

Abb.5.1t Schnitt durch eine Stufe des Andersen-Samplers

SP: Sammelplatte

DB: Düsenboden

SL: Stromlinie der Luft

PB: Partikelbahn

5.4. DAS SIGRIST-PHOTOMETER

Das Sigrist-Photometer gehört zu den optischen Messgeräten. Es

wurde von der Firma Sigrist Photometer AG in Zürich (Schweiz)

entwickelt. Das Gerät misst die Gesamtstaubkonzentration. Es

ist sowohl für Immissionsmessungen wie auch für Emmissions-

messungen einsetzbar. Es arbeitet nach dem Prinzip der voll¬

ständigen optischen Messbrücke, d.h. mit nur einer Lichtquelle,

einer einzigen Photozelle und automatischem optischem Abgleich.

Der Messwert wird weder durch NetzSchwankungen, noch durch das

Altern der Lichtquelle beeinflusst. Ebenso spielen Empfindlich¬

keitsunterschiede der Photozelle wie auch der Verstärkungsgrad

oder Unstabilitäten des Verstärkers keine Rolle. Daher kann auf

jede Stabilisierung oder Thermostatisierung verzichtet werden.

Das Grundprinzip des Gerätes ist aus Abb.5.2 ersichtlich.

-39-

»

Abb.5.2; Funktionsprinzip eines Sigrist-Photometers

1 Lichtquelle 7: Photozelle

2- FlimmerSpiegel 8- Verstärker

3 Messstrahl 9 Servomotor

4 : Vergleichsstrahl 10 Messblende

5 Luftprobe 11 : Skalentrommel

6 Streulichtstandard

Eine netzgespeiste Lichtquelle (1) sendet ein Lichtbündel auf

den Flimmerspiegel (2), der etwa 600mal in der Sekunde abwech¬

selnd einen Messstrahl (3) und einen Vergleichsstrahl (4) er¬

zeugt. Der Messstrahl (3) gelangt in die Luftprobe (5), der Ver¬

gleichsstrahl (4) in einen optisch stabilen "Streulichtstandard"

(6). Das in der Luftprobe (5) durch die Aerosolteilchen erzeugte

Streulicht trifft abwechselnd mit dem im Streulichtstandard (6)

entstandenen Streulicht auf die Photozelle (7). Diese empfängt

somit in gleicher Frequenz je einen Messstrahl (3) und einen

Vergleichsstrahl (4) unterschiedlicher Helligkeit. Sie wandelt

die ungleichen Lichtintensitäten beider Strahlen in Photostrom

-40 -

um, der anschliessend verstärkt wird (8) und einen Servomotor (9)

in Bewegung setzt. Dieser verändert mittels einer mechanischen

Messblende (10) die Intensität des Vergleichsstrahls soweit, bis

beide Strahlen mit gleicher Lichtstärke auf der Photozelle auf¬

treffen. In diesem Gleichgewichtszustand ist die Lage der Mess¬

blende - ablesbar an der direkt gekoppelten Skalentrommel (11)

- ein Mass für den Feststoffgehalt der Luftprobe. Die Grösse des

Standards zusammen mit der Blendenstellung ergibt den absoluten

Wert.

3Die Messstandards sind in mg/m geeicht. Daher muss auch bei

diesem Messgerät darauf geachtet werden, dass der durch das

Gerät strömende Luftvolumenstrom immer 20 1/min beträgt.

5.5. WEITERE MESSGERAETE

Als weitere Messgeräte standen ein elektrisches Gerät und ein

zweites optisches Gerät zur Verfügung.

Beim elektrischen Gerät handelt es sich um ein FAS-Dust-Level-

Meter der Forschungsanstalt für Strahlenmesstechnik in Schaan

(Fürstentum Lichtenstein). Es arbeitet nach dem Prinzip der

Ionisationsstrommessung (siehe Kap. 5.2). Das Gerät ist aber

in der vorhandenen Form ausschliesslich für Immissionsmessungen

konzipiert. Ebenfalls ist ein isothermer Betrieb nicht möglich,

so dass sich in der Messzelle Wasserdampf niederschlagen kann.

Daher war das Gerät in der vorhandenen Form nicht einsetzbar.

Beim optischen Gerät handelt es sich um ein Partikelzählgerät

der Firma Bausch and Lomb in Rochester (USA) [48] . Da die hier

untersuchten Aerosolbeladungen für dieses Gerät viel zu hoch

sind, muss der Probengasstrom mit einem zusätzlichen Luftstrom

verdünnt werden. Dieses Vorgehen ist sehr unsicher, da die bei¬

den Luftströme ideal durchmischt werden müssen. Auch hier ist

ein isothermer Betrieb nicht möglich, so dass bei den vorzu¬

nehmenden Messungen Wasserdampf in der Messzelle auskondensiert.

Daher wurde das Gerät nur für Kontrollmessungen eingesetzt,

welche in dieser Arbeit nicht berücksichtigt sind.

-41 -

6. AEROSOLPROBENENTNAHME

6.1. EINLEITUNG

Bei der Messung von Emissionen, d.h. bei der Aerosolprobenent¬

nahme aus Abgasleitungen, können verschiedene Fehlerquellen

auftreten. Einmal herrscht über dem Abgasleitungsquerschnitt

ein ungleichförmiges Geschwindigkeitsprofil und dementsprechend

auch eine ungleiche Aerosolbeladung. Um Fehler bei der Proben¬

nahme zu vermeiden, ist daher eine für den Messquerschnitt

repräsentative Auswahl von Messpunkten zu treffen [5lJ .

Ein weiterer Fehler kann entstehen, wenn die Teilstromentnahme

nicht isokinetisch erfolgt. Dieser Fehler macht sich vor allem

bei grösseren Teilchen bemerkbar. Wird der Teilgasstrom mit zu

hoher Geschwindigkeit abgesogen, gelangen verhältnismässig mehr

kleine Teilchen in die Sonde. Die Stromlinien der Luft treten

dann aus einer grösseren Kreisfläche, als der zum Sondenquer¬

schnitt äquivalenten Fläche, in die Sonde ein. Die gröberen

Teilchen vermögen dabei den Stromlinien nicht zu folgen und

fliegen neben der Sonde vorbei, sodass verhältnismässig zu

wenig grosse Teilchen die Sonde erreichen. Im Falle einer zu

kleinen Teilgasgeschwindigkeit gelangen die Stromlinien aus

einer kleineren Kreisfläche, als der zum Sondenquerschnitt

äquivalenten Fläche in die Sonde. Auch hier vermögen die

gröberen Teilchen den Stromlinien, welche der Sonde ausweichen,

nicht zu folgen und gelangen so in die Sonde. Unter diesen Ver¬

hältnissen erreichen umgekehrt zu viele grosse Teilchen die Sonde

(siehe dazu Abb.6.1).

-42-

*fc

T"mn i i

wK

J w'

-M S , .«.

Abb.6.1: Strömungsverhältnisse an einer dünnwandigen Sonde bei

verschiedenen Absauggeschwindigkeiten wc ST. = Grenzstromlinie

des Gases durch die Sondenspitze; Tj = Trajektorien einer grossen

Partikel, wv = Strömungsgeschwindigkeit im Kanal.

Befinden sich im Abgas auskondensierbare Dämpfe, muss zusätzlich

auf eine isotherme Probennahme geachtet werden. Andernfalls

können die Dämpfe an den Staubteilchen auskondensieren,wodurch

die Korngrossenverteilung ändert, oder sie kondensieren an den

Wänden der Messleitungen aus wodurch der Gasvolumenstrom ändert.

-43-

6.2. ISOKINETISCHE PROBENNAHME

Grundsätzlich wäre für das durch den Generator erzeugte Aerosol

eine isokinetische Probennahme nicht unbedingt erforderlich, da

die erzeugten Aerosolpartikel mehrheitlich sehr klein sind

(Abb.4.5: 73 Gew % mit d <l,0um). Da die Partikel aber durch aus-

P

kondensierenden Wasserdampf um ein Mehrfaches vergrössert werden

können, ist zur korrekten Messung dennoch eine isokinetische

Probennahme erforderlich. Ueblicherweise geht man dabei so vor,

dass durch die Wahl der Sonde und des zu messenden Teilstromes

die geschwindigkeitsgleiche Absaugung gewährleistet ist. Die

Isokinetik wird überprüft durch die Messung des statischen

Druckes im Sondeninnern wie auch an der Aussenwand der Sonde.

Ergibt sich keine Differenz, so ist die Strömungsgeschwindigkeit

in der Sonde und um die Sonde gleich gross. Dennis [52j zeigt

experimentell, dass der Druckverlust im Sondeninnern wesentlich

grösser ist als entlang der Sonde. Die Druckmessstellen werden

dementsprechend an der Sondeninnenseite und an der Sondenaussen-

seite gegeneinander verschoben angebracht. Eine isokinetische

Probennahme ist mit der Nulldrucksonde nur nach vorheriger

Eichung möglich. Bei der Messung muss der Teilstrom,'welcher durch

die Sonde abgesogen wird, den jeweiligen Bedingungen im Abgasrohr

angepasst werden.

Es ist auch möglich, die Probennahme nicht isokinetisch durchzu¬

führen und die gemessene Staubbeladung entsprechend zu korrigieren.

Bohnet [53] leitet eine Formel her, mit welcher die Teilchen¬

bahnen für verschiedene Sinkgeschwindigkeiten und Kanal- bezw.

Absauggeschwindigkeiten berechenbar sind. Dadurch kann er den

relativen Staubgehalt des Gases in der Sonde bezüglich dem Staub¬

gehalt in der Abgasleitung als Funktion der Stk-Zahl darstellen.

Er vergleicht die Resultate mit anderen Autoren, welche ex¬

perimentelle und theoretische Werte angeben. Die Uebereinstimmung

ist unterschiedlich.

Bartàk [54] entwickelte ebenfalls eine Theorie um den relativen

-44 -

Staubgehalt, bei nicht isokinetischer Absaugung, in der Sonde

in Funktion der Stk-Zahl auszudrücken. Dabei verwendet er ver¬

schiedene Parameter, welche in begrenzten Bereichen durch

Gleichungen erfasst werden können. Die Uebereinstimmung

zwischen Theorie und Experiment ist in diesen Parameterbe¬

reichen gut. Um den Fehler bei nichtisokinetischen Staubproben-

nahmen abschätzen zu können, muss allerdings die Staubgrössen-

verteilung im Abgaskanal bekannt sein.

In der vorliegenden Arbeit können die genannten Bedingungen

nicht erfüllt werden. Einerseits ist der Teilvolumenstrom durch

die Messgeräte fest bestimmt, er kann also bei Verwendung einer

Nulldrucksonde nicht den Bedingungen in der Abgasleitung ange-

passt werden. Andererseits wird die Korrektur einer nicht¬

isokinetischen Staubprobennahme dadurch verhindert, dass sich

die Staubgrössenverteilung durch Dampfkondensation verändert.

Die neue, unbekannte Verteilung sollte aber bekannt sein, um die

Stk-Zahlen der einzelnen Fraktionen (nach Gleichung 2.2) bestimmen

zu können.

Es kommt daher ein neues Verfahren zur Anwendung um die iso¬

kinetische Staubprobennahme zu ermöglichen. Da der Teilvolumen¬

strom, welcher über die Messsonde abgesogen werden soll, durch

das jeweils verwendete Messgerät vorgegeben ist, bleibt die

Strömungsgeschwindigkeit in der Sonde konstant. Daher muss die

Strömungsgeschwindigkeit in der Abgasleitung der Absauggeschwin¬

digkeit angepasst werden. Dies kann durch eine Querschnittser¬

weiterung (Diffusor) oder durch eine Querschnittsverengung

(Konfusor) in der Abgasleitung erreicht werden. Aus einem

Gespräch mit Dr. Sprenger [57] ging hervor, dass ein Diffusor

zur Aenderung der Strömungsgeschwindigkeit nicht geeignet ist.

Herrscht nämlich am Diffusoreintritt ein Geschwindigkeitsprofil

vor, so wird es durch den Diffusor noch spitzer ausgebildet [56]und entsprechend ändert die Aerosolbeladung über den Querschnitt

(siehe Abb.6.2).

-45-

Abb.6.2: Ideale und reale Strömungsverhältnisse am Diffusorein-

tritt und am Diffusoraustritt

| »| : ideales Geschwindigkeitsprofil (reibungsfrei)

I "ife : reales Geschwindigkeitsprofil (reibungsbehaftet)

Gut eignet sich dagegen die Kombination einer BC-Mündung

(Bordat-Carnot-Mündung) mit einem Konfusor (siehe Abb.6.3).

In der realen BC-Mündung (Reibungsbehaftete Bordat-Carnot-

Mündung) bildet sich in einer Entfernung von einigen Durch¬

messern ein Geschwindigkeitsprofil aus, welches praktisch

konstant über den Querschnitt ist. Die Geschwindigkeit kann

mit dem Impulsatz auf + 1 % genau berechnet werden [55, 57].

Der Turbulenzgrad (d.h. die Geschwindigkeitsschwankungen

über der Zeit) beträgt ca. +10 % der mittleren Geschwindig¬

keit. Folgt in der Abgasleitung unmittelbar nach der BC-

Mündung ein Konfusor, wird das Geschwindigkeitsprofil noch

ausgeglichener [56, 57].

-46-

2-T-6 D

— -» verschiebbare Sonde

Abb.6.3; Ideale und reale Strömungsverhältnisse in der Bordat-

Carnot-Mündung mit nachgeschaltetem Konfusor.

: ideales Geschwindigkeitsprofil

| *^\ : reales Geschwindigkeitsprofil

Daher wird für diese Arbeit folgendes Staubentnahmesystem ange¬

wendet: Bei den Messstellen unmittelbar vor und nach der Ab¬

scheiderkombination (Venturiwäscher/Tropfenabscheider) befindet

sich in der Versuchsanlage eine BC-Mündung mit nachgeschaltetem

Konfusor. Die Aerosolproben werden über eine verschiebbare Sonde

abgesogen (siehe Abb.6.3). Der Sondenkopf ist nach den VDI-Richt-

linien 2066 [5l] gebaut. Die Sonde wird in der Konfusorachse

in denjenigen Querschnitt geschoben, in welchem die Kanalge¬

schwindigkeit der Strömungsgeschwindigkeit in der Sonde ent¬

spricht. Da über dem ganzen Konfusorquerschnitt die gleiche

Geschwindigkeit herrscht, ist eine Probennahme in der Konfusor¬

achse repräsentatif für den ganzen Querschnitt. Die Strömungs¬

geschwindigkeit im Konfusorquerschnitt lässt sich berechnen,

sofern der Druck, die Temperatur, der Luftmassenström und der

Wasserdampfmassenstrom bekannt sind.

-47 -

6.3. ISOTHERME PROBENNAHME

Bei den Versuchen mit Dampfeinspritzung in das Aerosol-Luft-

Gemisch, muss darauf geachtet werden, dass sich kein Dampf als

Kondensat in den Messleitungen niederschlagen kann. Die Mess¬

leitungen sind daher mit Heizbändern umwickelt. Die Bänder wer¬

den derart stark beheizt, dass die Temperatur am Messleitungsende,

also unmittelbar vor dem Messgerät, höher als die Temperatur

in der Versuchsanlage ist. Dadurch erreicht man, dass der

bereits an den Aerosolpartikeln auskondensierte Dampf wieder

verdampft. Folglich gibt das jeweils verwendete Messgerät die

effektive Aerosolbeladung an und nicht die Beladung bestehend

aus Aerosol und auskondensiertem Wasserdampf. Die Temperatur

am Ende der Messleitung ist so hoch, dass die relative Luft¬

feuchte tp<l beträgt. Die relative Luftfeuchte wird aus den

Temperaturmessungen eines feuchten und eines trockenen Thermo¬

elementes bestimmt. Der Luftvolumenstrom, durch das jeweils ver¬

wendete Messgerät bestimmt (Andersen-Sampler: 28,3 1/min;

Sigrist Photometer: 20 1/min), wird über ein Rotameter einge¬

stellt. Das Rotameter ist ebenfalls beheizbar. Aus der oben

beschriebenen Temperatur- und Feuchtemessung und aus einer zu¬

sätzlichen Druckmessung am Rotametereintritt, kann die den

Durchflussbedingungen der Messgeräte entsprechende Schwimmer¬

stellung im Rotameter berechnet werden. Daraus lässt sich auch

die Absauggeschwindigkeit im Sondenkopf berechnen. Das Rotameter

wird nach erfolgter Volumenstromeinstellung aus der Messleitung

entfernt.

6.4. SPEZIELLE PROBLEME BEIM ANDERSEN-SAMPLER

Um zu vermeiden, dass im Gerät Wasserdampf auskondensiert, muss

der Andersen-Sampler beheizt werden. Die einfachste Art der Be¬

heizung sieht so aus, dass man den Andersen-Sampler in einem

thermostatisierten Wasserbad eintaucht. Die Wasserbadtemperatur

-Ü6 -

ist identisch mit der Temperatur am Ende der Messleitung.

Der Druckabfall über die Messleitung beträgt ca. 30 mm Hg.

Im Andersen-Sampler ist eine Druckdifferenz von 40 mm Hg

vorhanden. Die zum Gerät gehörende Vakuumpumpe kann den gesam¬

ten Druckabfall von 70 mm Hg bei dem verlangten Volumenstrom

nicht mehr überwinden. Daher wird an ihrer Stelle eine Oel-

schieber-Vakuumpumpe verwendet.

Die gesammelten Aerosolproben werden vor der Gewichtsbestimmung

während einer Stunde bei 100 C im Trockenschrank getrocknet.

Dabei geht auch ein Teil des Aerosols verloren. Durch Versuche

wurde die Verlustmenge bestimmt und die durch Wägen erhaltene

Beladung der einzelnen Sammelplatten entsprechend korrigiert.

6.5. SPEZIELLE PROBLEME BEIM SIGRIST - PHOTOMETER

Das Gerät ist mit einer Küvettenheizung ausgerüstet. Die Mess¬

zelle wird im Gegenstrom mit Spülluft durchströmt. Bei der

normalen Ausführung wird dazu der Probengasstrom verwendet,

nachdem er einen Filter passiert hat. Bei hohem Wasserdampf-

gehalt treten infolge von Wasserdampfkondensation im Filter

und in der Messzelle Ungenauigkeiten auf. Daher wird über eine

elektrische Heizbatterie ein unabhängiges Spühlluftsystem be¬

trieben. Der Unterdruck im Messgerät genügt dabei, um eine

genügend grosse Spühlluftmenge anzusaugen.

Das Sigrist-Photometer wird ebenfalls mit einer Oelschieber-

Vakuumpumpe betrieben. Der Messleitungsdruckabfall beträgt

hier ca. 40 mm Hg.

-49 -

7. AUFBAU DER VERSUCHSANLAGE

7.1. EINLEITUNG

Die Versuchsanlage sollte die Möglichkeit bieten, die ver-

schienenen Kondensationserscheinungen wie auch die drei

Mechanismen der Kondensation zu untersuchen. In einem in¬

dustriellen Staubabscheider treten diese Vorgänge aber

immer zusammen auf. Sie können daher einzeln höchstens

qualitativ beurteilt werden.

Das Kernstück der Anlage bildet ein Venturiabscheider mit

radialer Wassereindüsung im Kehlgrund. Im Venturiabscheider

erfolgt eine Kondensation von Wasserdampf durch eine adiabate

Expansion. Das Verdampfen des Kondensates im Konfusor wird

durch das Eindüsen von kaltem Wasser in den Kehlgrund ver¬

hindert. Es findet daher ein Partikelwachstum durch Wasser¬

dampfkondensation statt. Daneben treten aber die beiden anderen

Kondensationserscheinungen, nämlich die Schleppdiffusion und

die turbulente Agglomeration, ebenfalls in der Venturikehle

auf (grosse Temperaturdifferenzen zwischen Gas und Wasser¬

tropfen; hohe Strömungsgeschwindigkeit des Gases verbunden mit

Wassereindüsung). Auch für die Mischkondensation, welche vor

dem Venturi, beim Eindüsen von Wasserdampf in den Aerosol-Luft-

Kanal, hervorgerufen wird, sind die Kondensationserscheinungen

nicht einzeln zu beurteilen. Einzig bei der Kühlung an einer

kalten Oberfläche (nicht isolierte Rohre zwischen Dampfzugabe

und Venturiabscheider) lässt sich etwas über die. Schleppdiffusion

aussagen (siehe Kapitel 8).

-50-

7.2. ANLAGEKONZEPT

Die Anlage führt aus Platzgründen über zwei Stockwerke und sie

ist folgendermassen aufgebaut (Abb.7.1):

Dampf- Luft -

Wärmetauscher kühler

Ultra¬

filterWasserdampf

Ventilator Aerosolent

nähmeTropfenab¬scheider

Aerosolent-

,-nahme

Wasser

Abb.7.1: Blockdiagramm der Versuchsanlage

Die Luft durchströmt den DampfWärmetauscher WT, den Luftkühler K

und den Ultrafilter UF, damit nun der vorkonditionierten und ge¬

reinigten Luft das Aerosol beigegeben werden kann, welches der im

Eigenbau hergestellte Generator G liefert. Nach der Dampfzugäbe

erfolgt die erste Aerosolprobenentnahme, worauf das beladene Gas

einen Venturiabscheider VA mit einem nachgeschalteten Tropfenab-

-51 -

scheider TA, welchem die zweite Aerosolmessstelle folgt, durch¬

strömt. Die Anlage wird durch den Ventilator V betrieben.

Ursprünglich waren drei Aerosolmessstellen (beschrieben in Kap.

6.2) folgendermassen über die Anlage verteilt, vorgesehen:

unmittelbar vor dem Venturiabscheider VA, zwischen dem Venturi-

abscheider VA und dem Tropfenabscheider TA und nach dem Tropfen¬

abscheider TA. Es zeigte sich aber, dass es nicht möglich war,

zwischen dem Venturiabscheider VA und dem Tropfenabscheider TA

eine Aerosolmessung durchzuführen, da die Wasserbeladung an

dieser Stelle so hoch lag, dass die Messgeräte und die Messlei¬

tungen unter Wasser gerieten. Es sammelte sich ebenfalls sehr

viel Wasser in der entsprechenden BC-Mündung an, und der Druck¬

verlust der ganzen Anlage stieg dadurch um 50 % an. Diese Mess¬

stelle wurde daher aus der Anlage entfernt und durch ein gerades

Rohrstück ersetzt.

Entlang der Anlage sind an mehreren Stellen Temperaturfühler

(TR-1 bis TR-9) und Druckfühler (PI-1 bis PI-6) angebracht

(siehe Abb.7.2). Aus Temperatur und Druck lässt sich der örtliche

Luftvolumenstrom bestimmen. Bei den Temperaturfühlern handelt es

sich um Pt-100-Widerstandsthermometer. Ein Philips-12-Kanal-

Schreiber zeichnet die Temperaturen kontinuierlich auf, und ein

Betz-Manometer zeigt den gemessenen Druck in mm WS an. Druck und

Volumenstrom des Einspritzdampfes werden durch einen Drucktrans-

mitter (PR-1) und einen Volumenstromtransmitter (FR-1) kontinuier¬

lich auf dem Philips-Schreiber registriert. Kondensatstrom des

Heizdampfes, Kühlwasservolumenstrom, Pressluftvolumenstrom des

Staubgenerators und Waschwasservolumenstrom im Venturi sind über

eingebaute Rotameter (FI-1 bis FI-4) ablesbar.

Die Anlage wird im Saugbetrieb gefahren (Ventilator P-2), und die

Luft ist durch die eingebauten Wärmetauscher (W-l und W-2) be¬

heizbar oder kühlbar (siehe Abb.7.2). Ein Ultrafilter (F-1) sorgt

dafür, dass sich vor der Aerosolzugabe keine Verunreinigungen

mehr im Luftstrom befinden. DampfWärmetauscher und Ultrafilter

stammen von der Firma Luwa AG in Zürich (Schweiz). Der Ultrafilter

weist einen Abscheidegrad von n>99.97 % für Paraffin-Oelnebel

mit einem Durchmesser von d = 0.3 bis 0.5ym auf.

-52 -

Heiz¬

dampf

Kühl- Druck«

wasser luft ("Staub")

Umgebungs- v^luft

—

W-1

<2©

W-2 F-1

P I

P-2 F-2

l^Mî^a\

*f\ BeladungWasser* v-/ Wasser*

Staub S|aub

Einspritz¬dampf

âïXà.M.*

Beladung

Wasser*

Staub

Abb.7.2; Messeinrichtung der Versuchsanlage

-53-

i

u

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-P-H

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0^ß

-P•H

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ßCD

p

CO

-54-

Nach dem Aerosolgenerator (G) folgt der Venturiabscheider

(Venturi), welcher von der Firma Huber AG in Windisch (Schweiz)

stammt. Es handelt sich um einen Versuchswäscher, der so ausge-

3legt ist, dass er in einem Luftvolumenstrombereich von 400 m /h

3bis 900 m /h gefahren werden kann. Der freie Strömungsquerschnitt

in der Venturikehle beträgt dv = 66 mm. Das Wasser gelangt über

60 Löcher mit einem Lochdurchmesser von d = 1,5 mm radial in den

Luftstrom. Die Venturidüse weist einen Einzugswinkel von 12,3

und einen Diffusorwinkel von 3,3 auf. Der Diffusor mündet in

einen Wasserabscheideraum. Der Luftstrom wird hier um 360 um¬

gelenkt und aus dem Abscheideraum in die Tropfenabscheider

(A-4, A-5) geleitet. Es handelt sich um Euroform-Tropfenabschei¬

der der Firma Euroform in Aachen (BRD) [6l]. Zwischen den beiden

Abscheidern befindet sich die zweite Aerosolmessstelle.

Die Verbindungsrohre in der Anlage weisen einen Innendurchmesser

von d = 0,15 m auf. Bei den Probenahmestellen (BC-Mündungen) er¬

weitert sich der Durchmesser auf d = 0,25 m (siehe Abb.7.3) .

-55-

7.3. DER MESSVORGANG

Es besteht die Möglichkeit, die Anlage auf zwei verschiedene

Arten zu fahren. Ohne Dampfzugäbe handelt es sich um eine kon¬

ventionelle Venturistaubabscheideanlage. Daneben ist es

möglich, dem Aerosol-Luft-Gemisch über zwei Schlick-Düsen

Dampf beizugeben.

Nach dem Einschalten des Ventilators lässt sich über eine

speziell konstruierte Düse der gewünschte Luftvolumenstrom

in der Anlage einstellen. Die Düse ist so gebaut, dass über

den Einlaufdruckabfall der Volumenstrom berechenbar ist (Sie

wurde nach Angaben von Dr. Sprenger |_57j gebaut) .

Bei Dampfbetrieb öffnet man das Dampfventil. Die vorgegebene

Mischtemperatur bestimmt dabei die erforderliche Dampfmenge,

welche in die Anlage gelangen soll. Sobald die gewünschte

Mischtemperatur erreicht ist, erfolgt die Aerosolzugabe. Jetzt

können die beiden Sigrist-Photometer ihre Messungen aufnehmen.

Anschliessend wird der Andersen-Sampler für eine Messung vor¬

bereitet. Während der Einstellung des richtigen Volumenstromes

für den Andersen-Sampler darf der Aerosolgenerator kein Aerosol

in die Anlage bringen, da sich sonst die Sammelplatten des

Samplers bereits beladen. Ist der Andersen-Sampler betriebs¬

bereit, wird der Aerosolgenerator wieder unter Druck genommen

und die Messung kann beginnen. Die Probennahmezeit beträgt bei

der Messstelle nach dem Abscheider 4 0 min, vor dem Abscheider

10 min. Dadurch erreicht man, dass die total gesammelte Aerosol¬

menge ca. 3 0 mg beträgt. Nach jeder Messung mit dem Andersen-

Sampler nimmt das entsprechende Sigrist-Photometer seine

Messungen wieder auf. Die einzelnen Sammelplatten des Andersen-

Samplers gelangen während einer Stunde bei 100 C in den Trocken¬

schrank, werden eine Stunde lang abgekühlt und anschliessend mit

einer Analysenwaage gewogen. Mit dem Luftvolumenstrom zusammen

lassen sich nun Gesamt- und Fraktionsbeladungen in der Anlage

berechnen. In einem Tag sind an beiden Messstellen je zwei

Messungen mit dem Andersen-Sampler möglich.

-56 -

Bei Betrieb der Anlage ohne Dampf ändert sich folgendes: An

Stelle der Dampfzugäbe wird der DampfWärmetauscher (Abb.7.2:

W-l) eingeschaltet und der nachfolgende Kühler (W-2) gleicht

die auftretenden Temperaturschwankungen aus. Dabei entspricht

die Temperatur T-6 (Abb.7.2) der jeweiligen Temperatur an dieser

Messstelle, welche sich bei Dampfbetrieb einstellt. Dadurch ist

der Einfluss der Thermophorese auf das Aerosol-Luft-Gemisch bei

beiden Betriebsarten gleichgross und muss so nicht berücksichtigt

werden. Die Probennahmezeit für den Andersen-Sampler ist bei der

Messstelle 2 (nach dem Venturiabscheider) auf 20 min. verkürzbar

(Aerosolbeladung ist höher). Die meisten Messungen werden bei

3einem Luftvolumenstrom von 500 m /h durchgeführt. Die Wasserbe¬

ladung im Venturi, bezogen auf dieses Volumen, beträgt

L = 3,0 1/m . Diese Daten gelten bei Umgebungsbedingungen

(p = 723 Torr, T = 23 C); in der Venturikehle gilt sowohl ein

anderer Luftvolumenstrom (Dampfzugäbe; Temperaturerhöhung) wie

auch eine entsprechend andere Wasserbeladung. Die Waschwasser-

eintrittstemperatur liegt bei allen Messungen zwischen 7 C und

9 C. Es wird Leitungswasser verwendet. Um Leitungsdruckschwankungen

auszugleichen befindet sich in der Wasserleitung vor dem Durch¬

flussregelventil ein Druckreduzierventil. Der Waschwasserrücklauf

gelangt in eine Abwasserreinigungsanlage. Die Dampftemperatur

liegt bei allen Messungen zwischen 126 C und 133 C. Entsprechend

schwankt der Sattdampfdurck zwischen 2,35 ata und 2,90 ata. Es

handelt sich um gewöhnlichen Industriedampf aus dem Niederdruck¬

dampfnetz .

-57-

8. MESSRESULTATE UND AUSWERTUNG

8.1. EINLEITUNG

Die durchgeführten Messungen sollen folgende Resultate

liefern:

1. Der Druckverlust über den Venturiabscheider: Eine empirische

Gleichung soll die experimentellen Daten möglichst gut er¬

fassen. Druckverlustgleichungen sind aus der Literatur be¬

kannt [6, 11, 58, 59] . Der Druckverlust über den Venturi¬

abscheider ist ein Mass für die Leistung, welche notwendig

ist um den entsprechenden Staubabscheidegrad zu erreichen.

Es ist dadurch möglich, den Leistungsaufwand zwischen dem

Betrieb mit Dampfzugabe und dem Betrieb ohne Dampfzugabe zu

vergleichen.

2. Gesamtabscheidegrad der Abscheiderkombination: Die Aerosol¬

beladung wird vor und nach der Abscheiderkombination gemessen,

die Differenz gebildet und auf die Anfangsbeladung bezogen.

Durch Aufzeichnen des Gesamtabscheidegrades in Funktion der

Mischtemperatur lassen sich die beiden Betriebsarten

(mit Dampf/ohne Dampf) vergleichen.

3. Fraktionsabscheidegrad der Abscheiderkombination:

Der Fraktionsabscheidegrad lässt sich aus den Messungen mit

dem Andersen-Sampler ermitteln.

8.2. DRUCKVERLUST UEBER DEN VENTURIABSCHEIDER

Der Druckverlust über den Venturiabscheider ist aus den beiden

Druckmessungen PI 3 und PI 4 (siehe Abb.7.2) herleitbar.

Die gemessenen Werte sind für die beiden Betriebsarten (mit und

ohne Dampfzugäbe) in Tabelle 2 und Tabelle 3 zusammengestellt.

Die Bezeichnungen der Messstellen beziehen sich auf Abb.7.2.

- 58 -

Tabelle 2: Betrieb ohne Dampfzugäbe

T6 T7 T8 T9 APv ApTA WLK LK

°C °C °C °C mm WS Pa mm WS Fa m/s 1/m3

67.0 8.0 14.0 15.0 394 3865 23 226 46.8 2.60

65.0 8.0 13.5 15.0 388 3806 22 216 46.5 2.62

60.5 8.0 13.0 14.0 381 3738 22 216 45.9 2.65

60.0 7.5 12.5 14.5 388 3806 23 226 45.9 2.65

60.0 9.0 - 16.0 377 3698 - - 45.9 2.65

58.0 8.0 13.0 14.0 387 3796 23 226 45.6 2.67

58.0 7.5 12.5 14.5 384 3767 23 226 45.6 2.67

55.5 8.0 12.5 14.0 386 3787 22 216 45.3 2.69

55.0 10.0 - 16.5 375 3679 34 334 45.3 2.69

50.0 8.0 12.0 14.0 376 3689 24 235 44.4 2.74

40.5 8.0 11.5 13.5 372 3649 24 235 43.0 2.83

Es gelten folgende Gleichungen für den Druckverlust über den

Venturiabscheider AP und für den Druckverlust über den Euroform-

Tropfenabscheider Zip (Abb.7.2):

Ap = PI 3 - PI 4^

v

AP* = PI 6 - PI 5

(8.1)

(8.2)

Die theoretische Druckverlusterfassung erfolgt über die be¬

kannte Formel mit £ als gesuchtem Druckverlustbeiwert (der

Druckverlust wird auf den Staudruck in der Venturikehle be¬

zogen) :

Ad =£

-* —— w"

v^

2 LK(8.3)

Dabei umfasst der Druckverlustbeiwert £ den Reibungsbeiwert der

Gas-Wand-Reibung, den Beschleunigungsbeiwert der Wasserbe¬

schleunigung auf die Gasgeschwindigkeit und den Volumenverlust-

beiwert der Gasvolumenverkleinerung durch die Wassereindüsung.

Diese verschiedenen Druckverlustanteile können gesamthaft im

-59 -

Tabelle 3: Betrieb mit Dampfzugäbe

*

WD T6 T7 T8 T9 A-b.v %A WLK L*s

kg/h °C °C °C °C mm WS Pa mm WS Pa m/s 1/nT

163.0 68.0 7.5 49.5 49.5 563 5523 43 422 65.2 1.87

163.0 68.0 7.5 49.5 49.5 561 5503 36 353 65.2 1.87

158.4 68.0 9.0 49.0 49.0 550 5396 36 353 64.9 1.88

155.0 67.5 8.0 48.5 48.5 560 5494 36 353 65.2 1.87

129.8 65.5 9.0 45.5 45.5 543 5327 42 412 61.4 1.98

129.6 65.0 9.0 44.5 44.5 525 5150 39 383 61.4 1.98

127.8 65.0 8.0 44.5 44.5 532 5219 40 392 61.4 1.98

97.6 60.0 7.5 38.0 38.0 490 4807 37 363 57.0 2.14

96.4 60.0 7.5 38.0 38.0 489 4797 34 334 57.0 2.14

93.5 60.0 9.0 38.0 38.0 485 4758 36 353 56.7 2.15

92.5 60.0 7.5 38.0 38.0 489 4797 33 324 57.0 2.14

84.4 58.0 8.5 36.0 36.0 474 4650 28 275 55.0 2.22

81.1 58.0 9.5 35.5 35.5 474 4650 24 235 55.3 2.20

82.5 58.0 8.0 35.0 35.0 473 4640 31 304 55.0 2.22

76.3 57.0 9.0 34.5 34.5 471 4621 29 284 54.7 2.23

78.1 57.0 8.0 34.0 34.0 469 4601 25 245 54.7 2.23

73.5 56.0 8.5 33.0 33.0 465 4562 30 294 53.8 2.26

72.0 55.0 9.0 33.0 33.0 455 4464 30 294 53.0 2.30

68.6 55.0 8.0 32.0 32.0 452 4434 37 363 53.2 2.29

69.8 55.0 8.0 32.0 32.0 460 4513 30 294 53.0 2.30

52.5 50.0 8.0 27.0 27.0 433 4248 32 314 50.0 2.44

50.8 50.0 8.5 27.5 27.5 428 4199 33 324 50.3 2.42

53.5 50.0 8.0 27.5 27.5 433 4248 30 294 50.0 2.44

23.4 40.0 8.0 20.0 21.0 401 3934 — — 46.2 2.64

23.4 40.0 8.0 20.0 20.5 400 3924 26 255 46.2 2.64

26.3 40.0 8.0 20.5 21.0 399 3914 26 255 46.2 2.64

8.0 30.0 8.5 16.0 17.0 371 3640 29 284 43.0 2.83

-60-

Druckverlustbeiwert £ berücksichtigt werden, oder sie sind ein¬

zeln berechenbar.

Hollands [58] geht von der Gleichung nach Boll [il] aus. Diese

Gleichung besteht aus einem Druckverlusttherm, der die Gas-

bezw. Luftbeschleunigung in der Venturikehle berücksichtigt,

und einem Druckverlusttherm, der die Wandreibung erfasst.

Hollands [58] gibt eine Lösung dieser in dimensionslose Form

übergeführten Differenzialgleichung an. Dabei kann er den

Druckverlusttherm, der die Wandreibung berücksichtigt, direkt

integrieren, den anderen Therm der Differenzialgleichung

integriert er nummerisch. Die Berechnung des Druckverlustes

nach dieser Gleichung ist nur möglich, sofern die im Venturi

erzeugten Tropfen monodispers sind und der Tropfendurchmesser

bekannt ist. Der Tropfendurchmesser dieses monodispersen

Tropfenschwarmes kann man berechnen.

Die hier gewählte Methode entspricht dem Vorgehen von

Günteroth fß]. Er nimmt einen umfassenden Druckverlustbeiwert Ç,

der alle Einflüsse berücksichtigen soll, nach folgendem Ansatz an:

Ç = k1 + k2•

LK (8.4)

d.h. Ç setzt sich aus einem "trockenen Anteil" k. und einem von

der Wassermenge abhängigen Anteil k • L zusammen. Die Faktoren2. K

k, und k_ lassen sich aus den durchgeführten Messungen ermitteln.

Unter der Annahme, dass das Gas inkompressibel sei, ist auch die

Gaskühlung durch das zugegebene Wasser vernachlässigbar. Ebenfalls

wird vorausgesetzt, dass die Luft das eingespritzte Wasser bis

auf die Gasgeschwindigkeit beschleunigt; d.h. wTT v

= w„ „.

Aus den "trockenen" Druckabfallmessungen (ohne Wasser- und Dampf-

zugäbe) kann man k berechnen (L = o und damit £ k. ; k.. istX K 11

der Mittelwert aus 12 Druckabfallmessungen):

Apv APV * pr ' Av2ki= 2

Ä?= 2

V(8"5>

k± = 0,435 + 0,026 (8.6)

- 61 -

Bei der Berechnung von k~ fand Güntheroth [6], dass dieser

Faktor abhängig von der Kehlgeschwindigkeit w ist. DieLK

gleiche Abhängigkeit lässt sich auch bei den hier durchge¬

führten Messungen nachweisen. Um k zu berechnen, wird der

Ansatz für den Druckverlust (Gig 8.3 mit Gig 8.4) folgender-

massen umgeformt:

PG

__ 2

*PV=(kl + k2 '

V-TWLK (8'7)

.

_

2 *

*Pv~

kl •

PG•

WLK (8.8)

o • w • LHG LK K

Abb.8.1 zeigt den Faktor k_ in Funktion der Kehlgeschwindigkeit

w für den Betrieb ohne Dampfzugäbe. Die Regressionsgerade

durch die Messpunkte führt zu folgender Gleichung für k„:

-2

k2 = 1,446 • 10 •

wLK + 0,527 (8.9)

Somit ergibt sich für den Druckverlust über den Venturi aus den

Gleichungen (8.3), (8.6) und (8.9):

r~2

i prAp = 0,435 + (1,446 • 10 • wT

„

+ 0,527 . L ~'WT*

(8.10)V L LiK. K j 2. LiK

Abb. 8.2 zeigt den Vergleich zwischen den gemessenen Druckver--

lusten und den berechneten Werten nach Gleichung (8.10). Dabei

ermittelte man mit der Gig (8.10), zu welcher der Faktor k„ aus

den Druckabfallmessungen ohne Dampfzugabe aber mit Waschwasser-

eindüsung in der Venturikehle berechnet wurde, ebenfalls theore¬

tische Werte für den Betrieb mit Dampfzugäbe. Für diese Betriebs¬

art der Anlage sind die theoretischen Werte mit zunehmendem Druck¬

verlust grösser als die gemessenen Werte. Die Abweichung beträgt

maximal 10 %.

Die bisherigen Resultate zeigen, dass das gewählte Vorgehen auch

für den Betrieb mit Dampf eine vernünftige Druckverlustgleichung

über den Venturiabscheider liefert. Die Gleichung für den Faktor

k„ wird daher durch Berücksichtigung sämtlicher Druckabfall-

-62 -

1.25

1.20

<2

1.15

42.0 44.0 WLK[?-] 46.°

Abb.8.1: k berechnet aus den Druckverlustmessungen für den

Betrieb ohne Dampfzugäbe.

5600

5000

Apv aus

Experiment

W

4000

3600

/ A

/ A

/ A

ÉA

/ i

/ A

/A

/ A

• ohne Dampftmit Dampfs

sugabe

rufabe

fA

3600 4000 5000

Ap aus Theorie fca]5600 6000

Abb.8.2: Gegenüberstellung "Gemessener Druckverlust - berechneter

Druckverlust" über den Venturiabscheider für den Betrieb mit und

ohne Dampf. (k2 berechnet aus Druckverlustmessungen beim Betrieb

ohne Dampf).

-63-

1,35

1,30

1,25

1,20

1,15

,-yS•^r

a y•

a ohn« 0.

• mit Da

ampfzugab«

mpfzugäbe

42.0 50,0 wLK [*]

60,0 66,0

Abb.8.3: k bestimmt aus allen durchgeführten Druckverlust¬

messungen.

messungen, d.h. die Messungen beim Betrieb mit, wie auch beim

Betrieb ohne Dampfzugäbe, korrigiert. Die k2-Werte aller Druck¬

abfallmessungen sind in Abb. 8.3 dargestellt und die Regressions¬

gerade für k zu Abb.8.3 lautet:

-2

k2 = 0,878 • 10 •

wLK + 0,786 (8.11)

Der Korrelationskoeffizient (Bestimmtheitsmass) dieser Gleichung

-64-

5600

5000

A pv aus

Experiment

N

4000

3600

3600 4000 5000 S600

Apv aus Thtorî» rpa"J

Abb.8.4; Gegenüberstellung "Gemessener-berechneter Druckverlust"

über den Venturiabscheider für beide Betriebsarten (k? bestimmt

aus allen Druckverlustmessungen).

beträgt:

k = 0,960r

D.h. die Punkte liegen mit grosser Genauigkeit auf der Regressions¬

geraden.

Die Gegenüberstellung "gemessener Druckabfall - berechneter

Druckabfall" ist in Abb.8.4 dargestellt.

Der berechnete Druckverlust über den Venturiabscheider stimmt

bei der Anwendung der korrigierten Gleichung (8.12) für den k_-

/ A

A /

A/va

£/

ja/• ohnt Dampfzugabe

a mit Dampfzu gabt

-65 -

Wert bis auf eine maximale Abweichung von 3 % mit dem gemessenen

Druckverlust gut überein (Abb.8.4).

Die endgültige Druckverlustgleichung, gültig für beide Betriebs¬

arten der Anlage,lautet somit:

APV = * *

T WLK (8.12)

mit

Ç = kl + k2 '

LK

kx = 0,435

— 2

k_ = 0.878 • 10 -wTV + 0,786Z J_iJ\

(8.13)

(8.14)

(8.15)

Vergleicht man die hier berechneten Werte für k.. und k mit

jenen Werten, die Günteroth in seiner Arbeit [6 3 angibt, zeigt

sich das Folgende:

Güntheroth eigene Werte

kl 0,1536 0,435

k2— 2

0,808 • 10 • wT„ + 0,288—2

0,878 • 10 • wrv + 0,786

Die Werte von k, weichen voneinander ab. Der von Güntheroth

ermittelte Wert liegt tiefer als der hier ermittelte Wert. Ein

Grund dafür kann nach Güntheroth sein, dass bei seinen Messun¬

gen das Venturirohr sehr sauber gefertigt war (polierte Innen¬

flächen) . Er gibt in seiner Arbeit [6J an, dass k. einen Wert

zwischen 0,25 und 0,5 annehmen kann.

Die Geradengleichungenfür k zeigen in der Geradensteigung eine

Abweichung von 8 %. Die Achsabschnitte weisen eine Differenz

von 63 % auf. Da Güntheroth in seiner Arbeit keine Messwerte

angibt, lassen sich diese Abweichungen nicht genauer untersuchen.

-66-

8.3. GESAMTABSCHEIDEGRAD

Der Gesamtabscheidegrad wird aus den Aerosolbeladungsmessungen

vor und nach der Staubabscheideeinheit berechnet. Da die Anfangs¬

beladung eine relativ grosse Streuung aufweist (Andersen-Sampler:

max + 15 % bei T., = 60 C; Sigrist-Photometer : max + 14 % zwischen— b —

T, = 55 C und T, = 60 C), kann man der Abscheidegrad nicht direktb b

berechnen. Deshalb bezieht man die Differenz zwischen Anfangs¬

und Endbeladung nicht auf die jeweilige Anfangsbeladung, sondern

auf eine aus allen Messungen gemittelte Anfangsbeladung. So lässt

es sich vermeiden, dass der Abscheidegrad von der Anfangsbeladung

abhängig ist. Der Gesamtabscheidegrad ist nach folgender Formel

berechenbar:

n =

Cm~ °m• 100 % (8.16)

In dieser Formel bedeutet C ' die gemittelte Anfangsbeladung aus

allen Messungen, C resp. C die Beladungen vor bezw. nach dem

Abscheider.

Die beiden Betriebsarten der Versuchsanlage (mit und ohne Dampf¬

zugabe) werden getrennt behandelt, da die Anfangsbeladung beim

Betrieb ohne Dampf generell etwas höher als beim Betrieb mit

Dampf liegt.

Abb.8.5 zeigt die Beladungen bei den Messstellen 1 und 2 bei

Dampfbetrieb, in Funktion der Mischtemperatur Tfi, gemessen mit

dem Andersen-Sampler. Bei Mischtemperaturen über 60 C zeigt

sich bei der Messstelle 1 eine deutliche Abnahme der Beladung.

Ein möglicher Grund dafür ist, dass sich durch Schleppdiffusion

ein Teil des Aerosols an den Wänden der BC-Oeffnung und der Rohr¬

leitungen abscheidet. Die fraktionellen Beladungen liefern darüber

mehr Informationen. Da diese Abnahme der Aerosolbeladung auf¬

tritt, werden zur Berechnung der mittleren Anfangsbeladung nur

Messungen bis und mit T = 60 C berücksichtigt. Die mittlere An¬

fangsbeladung bei Dampfbetrieb beträgt (gemittelt aus 46 Einzel¬

messungen) :

CNa = 200,0 + 12,1 mg/Nm3 (8.17) .

-67-

Eine Regressionsgerade, die die Anfangsbeladung in Funktion der

Mischtemperatur T, beschreibt, gibt die Messpunkte besser wieder,

Die Geradengleichung lautet:

CNa= °'454 * T6 + 176'6 mg/Nm (8.18)

Abb.8.6 zeigt die abgeschiedene Staubmenge (C„ - C ) in Funk-Na Na)

tion der Mischtemperatur Tfi. Bei den Mischtemperaturen T > 6 0°C

sind 2 Werte eingezeichnet. Der eine Wert stellt die Differenz

zwischen der angenommenen Anfangsbeladung C'

(aus der Geraden¬

gleichung 8.18) und der Endbeladung C,der andere Wert die

Differenz zwischen der gemessenen Anfangsbeladung C und der

gemessenen Endbeladung C dar.

In Abb.8.7 und Abb.8.8 sind die entsprechenden Staubbeladungen,

welche das Sigrist-Photometer ermittelt hat, dargestellt. Die

mittlere Anfangsbeladung beträgt hier (gemittelt aus 52 Messun¬

gen) :

c"Na = 153,4 + 8,1 mg/Nm3 (8.19)

Ebenfalls hier wird mit einer Regressionsgeraden gearbeitet, um

die Abhängigkeit von T zu erfassen. Die Geradengleichung lautet:

C' = 0,156 • T + 145,3 mg/Nm3 (8.20)

Die Staubbeladungsmessungen mit dem Sigrist-Photometer und mit

dem Andersen-Sampler weichen stark voneinander ab. Die mittlere

Anfangsbeladung zeigt eine Differenz von 23f5 % bezogen auf die

Messungen mit dem Andersen-Sampler (nach den Gleichungen 8.17 und

8.19). Die Messungen bei der Messstelle 2 (Endbeladung C aus

Tabelle 4a) weisen sogar eine Differenz von ca. 50 % auf, bezogen

auf die Messungen mit dem Andersen-Sampler. Die Unterschiede bei

den Staubbeladungen der beiden Messgeräte stammen daher, dass die

beiden Messprinzipien andere Grössen messen (siehe Kap.5.1).

Da die Staubprobenentnahme mit dem Andersen-Sampler nicht gleich¬

zeitig an beiden Messstellen erfolgte, wird zur Berechnung des Ab¬

scheidegrades aus allen Messungen, die man während eines Tages

durchgeführt hat, eine mittlere abgeschiedene Staubmenge ermittelt.

240

200

fmg'N [Nm3J

150

100

50

20

-68 -

a Staubmtssstelle 1 ( vor Venturi )

* Staubmtssstelle 2 (nach Tropfenabsch.

II»il

I

30 40

T6 M50 60 70

Abb.8.5: Aerosolbeladung bei Normalbedingungen gemessen mit

dem Andersen-Sampler (Betrieb der Anlage mit Dampf).

200 -

CNoT CNw

mg

Nm"150

120

<-

m yenic

gerechnete Oifftrenz

•

•

•

( >

i«•

20 30 40 50 «0

T6PC]70

Abb.8.6: Abgeschiedene Staubmenge gemessen mit dem Andersen-

Sampler. Gemessene Differenz: Beladung bei Messstelle 1 minus

Beladung bei Messstelle 2. Gerechnete Differenz: Berechnete

Beladung bei Messstelle 1 (aus Geradengleichung) minus Beladung

bei Messstelle 2. (Betrieb der Anlage mit Dampf).

-69-

200

'N

150

mg

Nm3

100

50

20 30

a Staubmessstelle 1

• Staubmessstelle 2

4 *f**40

M50 60 70

Abb.8.7: Aerosolbeladung bei Normalbedingungen gemessen mit

dem Sigrist-Photometer (Betrieb der Anlage mit Dampf).

150

rmg_

LNm3J00

80

20 30

t•ji >?

• gemessene Differenz

a gerechnete Differenz

I I

40

'SM50 60

:

70

Abb.8.8: Abgeschiedene Staubmenge gemessen mit dem Sigrist-

Photometer. Gemessene Differenz: Beladung bei Messstelle 1

minus Beladung bei Messstelle 2. Gerechnete Differenz:

Berechnete Beladung bei Messstelle 1 (aus Geradengleichung)

minus Beladung bei Messstelle 2. (Betrieb der Anlage mit Dampf)

-70-

Tabelle 4a: Gesamtabscheidegrad (C'

berechnet nach den Glei-3Na

chungen 8.18 und 8.20); Betrieb mit Dampf

T6"WD

Andersen-Sampler Sigrist-Photometer

CNa CNu ACN n CNa CNu> ACN n

°C kg/h mg/Nm3 mg/Nrr? mg/Nm % mg/Nrr? mg/NmJ mg/Nm 'S

68 168.0 207.5 16.4 191.1 92.1 155.9 9.8 146.1 93.7

68 167.7 207.5 15.6 191.9 92.5 155.9 8.0 147.9 94.9

68 162.3 207.5 20.1 187.4 90.3 155.9 9.6 146.3 93.8

65 135.3 206.1 22.3 183.8 89.2 155.4 11.3 144.1 92.7

65 134.7 206.1 25.1 181.0 87.8 155.4 10.6 144.8 93.2

60 103.3 203.8 — — — 154.7 9.9 146.2 94.5

60 100.5 203.8 25.4 146.9 72.1 154.7 9.9 148.7 96.1

60 100.6 203.8 25.3 205.4 100.8 154.7 11.4 150.2 97.1

60 100.3 203.8 — — — 154.7 12.9 144.5 93.4

60 104.5 203.8 25.7 183.8 90.2 154.7 12.9 146.9 95.0

60 98.5 203.8 30.5 177.3 87.0 154.7 13.5 144.5 93.4

58 90.1 202.9 26.9 179.0 88.2 154.3 12.7 150.8 97.7

58 86.3 202.9 29.3 179.4 88.4 154.3 11.9 139.5 90.4

57 83.4 202.5 16.3 175.7 86.8 154.2 9.7 139.2 90.3

56 79.0 202.0 16.5 179.0 88.6 154.0 8.7 139.2 90.4

55 77.2 201.6 13.7 173.7 86.2 153.9 7.5 147.3 95.7

55 73.8 201.6 16.8 174.3 86.5 153.9 8.7 128.1 83.2

50 57.9 199.3 — — — 153.1 12.2 135.2 88.3

50 59.2 199.3 24.2 176.6 88.6 153.1 11.4 135.3 88.4

50 56.5 199.3 29.4 171.8 86.2 153.1 13.5 138.0 90.1

40 28.8 194.8 41.8 155.9 80.0 151.5 23.4 135.4 89.4

40 28.5 194.8 41.0 155.1 79.6 151.5 24.3 127.9 84.4

30 13.1 190.2 65.9 132.3 69.6 150.0 37.9 115.3 76.9

-71 -

Tabelle 4b: Gesamtabscheidegrad (gemessene Anfangsbeladung);

Betrieb mit Dampf.

T6 "WD

Andersen-Sampler Sigrist-Photometer

CNa CN« ACN n CNa CNu ACN

n

°C kg/h mg/Nm mg/Nm mg/Nm % mg/Nm ^'Nm mg/Nm %

68 168.0 161.2 16.4 144.8 89.8 149.8 9.8 140.0 93.5

68 167.7 159.6 15.6 144.0 85.9 141.5 8.0 133.5 94.3

68 162.3 180.1 20.1 160.0 88.8 138.2 9.6 128.6 93.1

65 135.3 189.4 22.3 167.1 88.2 159.6 11.3 148.3 92.9

65 134.7 198.9 25.1 173.8 87.4 151.5 10.61

140.9 93.0

Tabelle 5: Gesamtabscheidegrad (C'

berechnet nach den Glei¬

chungen 8.22 und 8.24); Betrieb ohne Dampf

T6

°C

Andersen-Sampler Sigrist-Photometer

CNa

r"Nm

Nu

^'Nm

nKj/xT3r"Nm

n

%

C'

Na

v/ Nm

CNumgAt3^'Nm

ACN^Nm

n

%

68

68

65

60

60

60

60

58

58

55

55

55

50

50

40

40

30

220.5

220.5

218.8

215.9

215.9

215.9

215.9

214.8

214.8

213.1

213.1

213.1

210.2

210.2

204.5

204.5

198.7

66.1

62.2

68.4

71.7

76.0

70.6

68.9

74.9

70.0

77.5

73.2

73.9

76.3

83.9

75.8

142.1

140.2

166.0

139.6

155.5

134.3

159.9

125.2

150.9

140.9

134.9

122.9

121.0

118.9

124.0

64.4

64.1

76.9

64.4

72.0

62.5

74.4

58.8

70.8

66.1

64.2

58.5

59.2*

58.1

62.4

174.1

174.1

173.5

172.3

172.3

172.3

172.3

171.8

171.8

171.2

171.2

171.2

170.0

170.0

167.7

167.7

165.4

35.8

40.5

41.2

37.3

39.8

38.9

38.3

41.2

44.6

41.9

39.0

40.8

44.6

48.2

46.6

139.6

138.5

136.0

130.5

126.1

130.8

133.5

130.7

132.5

137.0

125.1

126.2

120.3

123.9

115.7

30.2

79.6

78.4

75.7

73.1

75.9

77.5

76.1

77.4

30.0

73.1

74.2

70.8

73.9

70.0

-72-

Der Abscheidegrad kann nun durch die Gleichungen (8.17) und

(8.16) berechnet werden. Sämtliche Daten für den Betrieb mit

Dampf sind in Tab. 4a und Tab. 4b zusammengestellt.

Die Abb .8.9 bis Abb. 8 .12""zeigen die"gemessenen Äefösblbeladungen

bei den Messstellen 1 und 2 und die abgeschiedene Staubmenge für

den Betrieb ohne Dampf. Die mittlere Anfangsbeladung aus den

Messungen mit den Andersen-Sampler beträgt (gemittelt aus 24

Messungen):

"c~ = 212,2 + 13,5 mg/Nm3 (8.21)Na —

Die Regressionsgeradengleichung lautet:

C' = 0,574 • Tr + 181,5 mg/Nm3 (8.22)Na 6

Die Messungen mit dem Sigrist-Photometer ergeben folgende

mittlere Anfangsbeladung (gemittelt aus 30 Messungen):

c"Na = 170,9 + 5,4 mg/Nm3 (8.23)

Die Regressionsgeradengleichung lautet in diesem Fall:

CN'a = 0,230 • T6 + 158,5 mg/Nm3 (8.24)

Die Daten für den Betrieb ohne Dampf sind in Tabelle 5 zusammen¬

gestellt.

Es zeigt sich hier auch wieder, dass die Staubbeladungsmessungen

mit den beiden Messgeräten unterschiedliche Messwerte ergeben.

Aus den Gleichungen (8.21) und (8.23) erhält man eine Staubbe¬

ladungsdifferenz von 20 % bezogen auf die mittlere Anfangsbe¬

ladung, gemessen mit dem Andersen-Sampler. Aus Tabelle 5 kann

man eine Staubbeladungsdifferenz zwischen den beiden Messgeräten

für die Endbeladung CN berechnen. Sie beträgt ca. 40 %.

Die Differenz der beiden Beladungen (Andersen-Sampler und Sigrist-

Photometer) entspricht bei beiden Messstellen ungefähr der

Differenz für den Betrieb mit Dampf.

Der Unterschied in der Abweichung zwischen Messstelle 1 und Mess¬

stelle 2 kommt unter anderem daher, dass die Aerosolzusammen¬

setzung zwischen den beiden Messstellen stark ändert.

-73-

250

200

'Nmi

Nm3

150

100

iL.

An

—""I*""" u

,A

J L II ^A *

a Staubmessstel Lei

• Staubmessstelle 2

1 i ! ! . •t»i!.:

1 *50

20 30 40 50 60 70

Abb.8.9; Aerosolbeladung bei Normalbedingungen gemessen mit

dem Andersen-Sampler (Betrieb der Anlage ohne Dampf)

180

150

CN«_CN<i)r_mg_jLNm3J

100

( '

'

(

<

•

•

•

»

20 30 40,. ,

50 60 70

T6 W

Abb.8.10: Abgeschiedene Staubmenge gemessen mit dem Andersen-

Sampler (Betrieb der Anlage ohne Dampf).

-74 -

190

150

'Nmg

Nm*

100

SO

20

a Staubmessstelle 1

• Staubmessstelle 2

rr^20 30 40

r-.50 60 70

Abb.8.11: Aerosolbeladung bei Normalbedingungen gemessen mit

dem Sigrist-Photometer (Betrieb der Anlage ohne Dampf)

150

CN(X CN0)mg

Nmd100

40 50

T6 M

Abb.8.12: Abgeschiedene Staubmenge gemessen mit dem Sigrist-

Photometer (Betrieb der Anlage ohne Dampf)

-75-

8.4. FRAKTIONSABSCHEIDEGRAD

Durch Einsetzen der normierten Staubbeladungen für die ein¬

zelnen Durchmesserbereiche (gemäss den Stufen des Andersen-

Samplers; siehe Kap.5.3) in die Gleichung für den Abscheide¬

grad (Gleichung 8.16) ergibt sich der Fraktionsabscheidegrad.

Dabei kann zu jeder Fraktion (= Stufe des Andersen-Sampler)

ein mittlerer Korndurchmesser definiert werden. Dieser mittlere

Korndurchmesser wird durch das arithmetische Mittel aus dem

"50 %-cut-off" Durchmesser der vorangehenden und aus dem

"50 %-cut-off" Durchmesser der betrachteten Stufe dargestellt.

Durch einsetzen dieser fraktionellen Beladungen der beiden Mess¬

stellen in die Gleichung 8.16 lässt sich der Fraktionsabscheide¬

grad ermitteln. Er wird wie der Gesamtabscheidegrad aus einer

gemittelten Anfangsbeladung berechnet. Auch hier werden die bei¬

den Betriebsarten (mit und ohne Dampf) getrennt behandelt.

Abb.8.13 zeigt die gemessenen Anfangsbeladungen bei Dampfbetrieb.

Die mittleren Beladungen und die Geradengleichungen lauten in

diesem Fall für die Messstelle 1 (Tabelle 6):

Tabelle 6

Stufen CNac'Na

Nr.r/Nm mg/Nm

F (dp = 0,22ym) 41.2 + 4.3 0.071 • T, + 37.56

7 (dp- 0,54ym) 50.5 + 5.1 -0.068 • T'

+54.06

6 (d =

P0,88ym) 68.9 + 5.7 0.194 • T, + 58.9

6

5 (d =

Pl,60ym) 38.5 + 5.1 0.198 • Tr + 28.1

6

Die Geradengleichungen zur Bestimmung von C'

für jede Stufe

hat man nur aus Messwerten bis und mit T. = 60 C ermittelt6

(siehe Kap. 8.3). Sie werden zur Berechnung des Abscheidegrades

beigezogen. Bei Mischtemperatur T > 60 C sind wie beim Gesamt-

-76 -

abscheidegrad (Tab. 4a und 4b) zwei Abscheidegrade vorhanden

(Tab. 8a und 8b). Da die Messungen bei T. = 60°C eine wesentlich6

grössere Streuung aufweisen (max. + 33%) als die Messungen der

Gesamtanfangsbeladung (siehe Abb. 8.5 und Abb. 8.7) wird bereits

bei dieser Mischtemperatur die abgeschiedene Staubmenge über die

berechnete Anfangsbeladung ermittelt.

Abb.8.14 zeigt die gemessenen Anfangsbeladungen für den Betrieb

ohne Dampf.

Die mittleren Beladungen und die Geradengleichungen lauten für

die Messstelle 1 (Tabelle 7):

Tabelle 7

Stufen

Nr.

CNa (m9/N^ Ctfa (m9/N^)

F (d = 0,22ym)

7 (d = 0,54ym)

6 (d = 0,88ym)

5 (d = l,60ym)LT

41.8 + 3.4

52.0 + 3.6

72.3 + 6.7

42.1 + 5.4

0.081 • T_ + 37.56

- 0.060 • Tr + 55.36

0.262 • T, + 58.36

0.220 • Tc + 30.36

Sämtliche Daten, welche zur Berechnung des Fraktionsabscheide-

grades notwendig sind, können aus den Tabellen 8a, 8b, und 9

herausgelesen werden. Die darin auftretenden Kolonnen ent¬

sprechen dem mittleren Durchmesser d der jeweiligen Fraktion,

wobei folgende Zuordnung gilt:

Stufe F = 0,22ym

Stufe 7 = 0,54ym

Stufe 6 = 0,88ym

Stufe 5 = l,60ym

-77-

'Na

55

mg

LNm

25

65

35

Stuf« F (d. 0,22 yum )

_L|i!ît

80

'Na [3]

45

'Na

20 30 40

Stufe 7 (d- 0,54 yum )

60 60

r6 M70

^^^^^iK-JU f ••

< »o

••

•

20 30 40 50 60 - -70

Stufe 6 (d- 0,88 /um)

llJ•

(

:: • •

•

t20 30 40 50 60

r,70

\ [°c]

Stufe 5 ( d- 1,60 /um)

60 70

T6 M

Abb.8.13: Fraktionelle Anfangsbeladung bei Normalbedingungen

(Betrieb der Anlage mit Dampf) der Stufen F, 7, 6, 5.

-70-

'NOCmg

uNm j

'NOCmg

Nm3J

mg

N* Nm»J

'N<*

mc

Nm

20

Stuf» F (?-0.22yO

Stufe 7 (d *= 0.54um)

I l i.i.i 1- 4—• til %

20 30 40 50 60

Stufe 6 (d - 0.88 pm )

t. M70

( >

It:

< II—'

—T t

^*^^<r-l : >

•

20 30 40 50 60, r,70

T6 M

Stufe5 (d - 1 ,60 um)

>

; v »__

(

r^1>•

• t#

30 40 50 «>tN'0

Abb.8.14 ; Fraktionelle Anfangsbeladung bei Normalbedingungen

(Betrieb der Anlage ohne Dampf) der Stufen F, 7, 6, 5.

-79 -

Tabelle 8a: Fraktionsabscheidegrad (berechnete Anfangsbeladung); Betrieb mit Dampf

T6

°C

CNa mg/ 3

Nm Nu ^'NmAC

N mg/Nm* n %

0.43 0.65 1.10 2.10 3.30 0.43 0.65 1.10 2.10 0.43 0.65 1.10 0.43 0.65 1.10

ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym

68 42.3 49.4 72.1 41.8 — 11.6 4.8 — -- 30.7 44.6 72.1 72.6 90.3 100.0

68 42.3 49.4 72.1 41.8 — 11.5 4.1 — — 30.8 45.3 72.1 72.8 91.7 100.0

68 42.3 49.4 72.1 41.8 — 13.6 5.0 1.5 — 28.7 44.4 70.6 67.8 89.9 97.9

65 42.1 49.6 71.5 41.8 — 16.5 5.4 0.4 — 25.6 36.7 71.1 60.8 87.2 99.4

65 42.1 49.6 71.5 41.8 — 15.8 6.7 2.6 — 26.3 35.4 68.9 62.5 84.1 96.4

60 41.8 49.9 70.5 40.2 — 16.1 7.6 1.7 -- 25.7 34.2 68.8 61.5 81.8 97.6

160 41.8 49.9 70.5 40.2 — 15.8 8.0 1.4 — 26.0 33.8 69.1 62.2 80.9 98.0

60 41.8 49.9 70.5 40.2 — 17.1 7.1 1.5 — 24.7 34.7 69.0 59.1 83.0 97.9

! 60 41.8 49.9 70.5 40.2 — 16.7 9.3 4.5 — 25.1 32.5 66.0 60.0 77.8 93.6

58 41.6 50.1 70.2 39.8 — 15.2 8.4 3.3 -- 26.6 43.1 69.3 63.9 86.0 98.7

58 41.6 50.1 70.2 39.8 — 15.3 8.6 5.4 — 31.7 39.7 66.3 76.2 79.2 94.4

57 41.5 50.1 70.0 39.6 — 8.1 5.1 3.1 — 33.5 40.1 65.9 80.7 80.0 94.1

56 41.5 50.2 69.8 39.4 — 8.2 5.3 3.0 — 36.6 40.1 65.3 88.2 79.9 93.6

55 41.4 50.3 69.6 39.2 — 7.7 4.2 1.8 — 33.0 44.3 63.5 79.7 88.1 91.2

55 41.4 50.3 69.6 39.2 — 8.7 5.1 3.0 — 28.3 35.7 68.4 68.4 71.0 98.3

50 41.1 50.6 68.6 38.2 — 13.7 7.7 2.8 — 23.6 47.4 62.7 57.4 93.7 91.4

50 41.1 50.6 68.6 38.2 — 14.0 9.4 5.9 — 27.1 36.3 65.3 65.9 71.7 95.2

40 40.3 51.3 66.7 36.2 — 20.5 16.1 5.2 — 19.0 42.0 59.4 47.1 81.9 89.1

40 40.3 51.3 66.7 36.2 — 20.8 15.5 4.7 — 23.4 39.7 59.3 58.1 77.4 88.9

30 39.6 52.0 64.7 34.2 — 29.3 24.6 12.1 — 11.5 26.1 56.9 29.0 50.2 87.9

Tabelle 8b: Fraktionsabscheidegrad (gemessene Anfangsbeladung); Betrieb mit Dampf

T6

°C

C„ mg/, j

Na^ Nm

C.T mg/., 3

Nio ^'Nm ACN mg/Nm3 n %

0.43 0.65 1.10 2.10 3.30 0.43 0.65 1.10 2.10 0.43 0.65 1.10 0.43 0.65 1.10

ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym ym

68 36.4 47.4 50.5 26.9 — 11.6 4.8 — — 24.8 42.6 50.5 68.1 89.9 100.0

68 44.0 46.3 46.0 23.3 — 11.5 4.1 — — 32.5 42.2 46.0 73.9 91.1 100.0

68 46.9 40.3 61.9 30.9 -- 13.6 5.0 1.5 — 33.3 35.3 60.4 71.0 87.6 97.6

65 46.9 48.0 63.5 31.0 — 16.5 5.4 0.4 — 30.4 42.6 63.1 64.8 88.8 99.4

65 48.7 42.6 69.3 38.4 — 15.8 6.7 2.6 — 32.9 35.9 66.7 67.6 84.3 96.2

-80-

Tabelle 9: Fraktionsabscheidegrad; Betrieb ohne Dampf

T6

°C

C„, mg/., 3Na .>Jm N&> Nm ACN m^Nm3 n %

o.43

ym

0.65

ym

L.1C

ym

2.10

ym

3.30

ym

0.43

ym

0.65

ym

1.10

ym

2.10

ym

0.43

ym

0.65

ym

1.10

ym

2.10

ym

0.43

ym

0.65

ym

1.10

ym

2.10

ym

68

65

60

60

60

58

58

55

55

55

50

50

40

40

30

43.0

42.8

42.4

42.4

42.4

42.2

42.2

42.0

42.0

42.0

41.6

41.6

40.7

40.7

39.9

51.2

51.4

51.7

51.7

51.7

51.8

51.8

52.0

52.0

52.0

52.3

52.3

52.9

52.9

53.5

76.1

75.3

74.0

74.0

74.0

73.5

73.5

72.7

72.7

72.7

71.4

714.

68.8

68.8

66.2

45.3

44.6

43.5

43.5

43.5

43.1

43.1

43.4

42.4

42.4

41.3

41.3

39.1

39.1

36.9

5.4

6.8

6.1

6.0

2.3

6.0

6.4

5.9

4.6

4.1

3.8

30.9

24.1

26.9

27.3

29.7

31.2

26.6

30.4

28.4

26.1

32.1

33.2

33.3

32.0

30.2

26.2

26.6

28.1

24.3

23.?

26.6

23.5

29.3

27.9

25.1

29.3

28.3

29.5

31.8

29.2

8.9

11.6

13.3

18.3

20.2

12.8

18.8

15.2

13.8

22.5

11.8

12.4

13.5

17.0

16.4

1.7

2.9

3.8

$.2

14.5

17.6

7.8

16.4

14.2

12.2

17.1

10.8

8.7

18.2

10.4

4.8

10.0

9.6

8.5

30.2

24.9

32.6

19.1

26.1

22.0

28.9

21.9

26.5

24.2

27.7

24.8

23.6

24.2

23.2

51.9

59.2

65.7

54.4

61.0

57.8

60.9

55.8

62.9

57.8

54.0

51.0

51.2

51.3

50.0

40.2

38.4

53.0

40.8

48.3

39.7

47.0

36.4

46.3

40.7

38.3

38.0

36.1

33.7

38.6

33.7

41.4

18.4

38.7

33.5

28.9

40.5

25.7

20.7

43.3

25.0

11.5

24.6

23.6

21.3

59.0

48.4

63.1

36.9

50.5

42.5

55.8

42.1

51.0

46.5

53.0

47.4

44.6

45.7

43.4

68.2 100.0

78.6 100.0

88.8 100.0

73.5 96.0

82.4 94.3

78.6 100.0

82.9 100.0

76.8 100.0

86.5 100.0

79.5 91.5

75.6 100.0

71.4 100.0

74.4 100.0

74.6 91.3

75.5 100.0

-81 -

9. DISKUSSION DER RESULTATE

9.1. EINLEITUNG

Die durchgeführten Messungen zeigen, dass der Abscheidewirkungs¬

grad eines Venturiabscheiders durch Dampfzugäbe beeinflussbar ist.

Die Problematik bei der genaueren Beurteilung des Abscheidegrades

liegt darin, dass die Verhältnisse in der Venturikehle bei den

verschiedenen Betriebsarten voneinander abweichen. Der Gasvolumen¬

strom V* und dadurch auch die Kehlgeschwindigkeit wT sind ab-(j LK

hängig von der Gastemperatur im Venturiabscheider und von der

Wasserdampfmenge, welche sich in der Luft befindet. Daher variieren

im Venturiabscheider Gasvolumenström und Kehlgeschwindigkeit

obschon der in die Anlage eintretende Gasvolumenstrom konstant

gehalten wird. Auch das Wasser-Luft-Verhältnis in der Venturi¬

kehle wechselt von Fall zu Fall, da sich die eingedüste Wasser¬

menge bezüglich dem Eintrittsluftvolumenstrom nicht ändert

3(L = 3.0 1/m ; siehe Kap. 7.3) und deshalb bezüglich des Gas¬

volumenstromes in der Venturikehle variiert. Die Aerosolbeladung

ändert als weitere Grösse von Versuch zu Versuch,da der Generator

immer den gleichen Aerosolstrom in die Anlage liefert, die

Beladung sich aber auf den nicht konstanten Gasvolumenström in

der Anlage bezieht. Die folgenden Abschnitte behandeln diese

Einflüsse auf den Abscheidegrad.

Ebenfalls werden Betrachtungen zur Wirtschaftlichkeit der Aero-

solabscheidung in einem Venturiabscheider mittels Dampfzugabe

angestellt und der Abscheidegrad wird durch mathematische

Formeln beschrieben.

-82 -

9.2. GEGENUEBERSTELLUNG DER MESSERGEBNISSE: BETRIEB

MIT UND BETRIEB OHNE DAMPFZUGABE

Es gibt zwei Möglichkeiten, die Abscheidegrade für verschiedene

Betriebsarten miteinander zu vergleichen. Einerseits kann der

Abscheidegrad über der Mischtemperatur Tfi aufgezeichnet werden,

wobei die Mischtemperatur eine Funktion der eingespritzten

Dampfmenge ist, andererseits lässt er sich in Funktion des

Druckverlustes im Venturiabscheider darstellen.

Im ersten Fall ist eine Beurteilung der Abscheidegradverbesserungnicht sehr aussagekräftig, da der Luftvolumenstrom, die Aerosol¬

beladung und das Wasser- Luft-Verhältnis von den Versuchsbe¬

dingungen abhängig sind. Abb.9.1 stellt den Gesamtabscheidegrad

nac bezw. nc der Venturi-Tropfenabscheider-Kombination basierendA.o Dir

auf den Aerosolmessungen mit den beiden benutzten Messgeräten in

Funktion der Mischtemperatur T, dar. Es zeigt sich deutlich, dass

der Abscheidegrad durch Dampfzugäbe verbessert werden kann. Bei

Mischtemperaturen über T = 60 C sind zwei verschiedene Abscheide¬

grade eingezeichnet. Es handelt sich dabei um den Abscheidegrad

der Venturi-Tropfenabscheider-Kombination (gemessene Beladungs¬

differenz bezogen auf die gemessene Anfangsbeladung) und um den

Abscheidegrad der BC-Oeffnung-Venturi-Tropfenabscheider-Kombination

(gerechnete Beladungsdifferenz bezogen auf die gerechnete Anfangs-

beladung). Die Abweichung der beiden Abscheidegrade wird durch

die Schleppdiffusion in der BC-Oeffnung hervorgerufen (siehe

Kap.8.3), die grundsätzlich zu einem höheren Abscheidegrad für

die "gerechnete Beladungsdifferenz" führen muss. Die Messwerte

zeigen allerdings, dass der Einfluss der Schleppdiffusion auf

den Gesamtabscheidegrad gering ist. Aus den Messungen der

fraktionellen Anfangsbeladungen (Tabellen 8a und 8b, Abb.8.13)

geht hervor, dass die Schleppdiffusion vor allem bei den grösseren

Teilchen eine Abscheidewirkung hervorruft, da sich die Abnahme

der fraktionellen Anfangsbeladung bei Mischtemperaturen über

T. = 60 C mit zunehmendem mittlerem Partikeldurchmesser verstärkt6

bemerkbar macht (siehe Abb.8.13).

-83-

100

V M

30

50 —

> i

Andersen-Sampler

20

• Betrieb mit Dampf (gemessene Differenz )

A Betrieb mit Dampf (berechnete Differenz)

O Betrieb ohne DampfI 1 I I

30 40

Tß [°C]50 60 70

lSP

100

Wp m

50

Sigrist Photometer

• Betrieb mit Dampf (gemessene Differenz)

A Betrieb mit Dampf (berechnete Differenz)

O Betrieb ohne Dampf

I 1 1 1—

20 30 40 50

TJ°C]60 70

Abb.9.1; Gesamtabscheidegrad n (n,c aus den Messungen mit dem

Andersen-Sampler; nqp aus den Messungen mit dem Sigrist-Photo-

meter) bei Betrieb der Anlage mit und ohne Dampf, in Funktion

der Mischtemperatur Tc.

Gemessene Differenz: Gesamtabscheidegrad der Venturi-Tropfen-

abscheider-Kombination.

Berechnete Differenz: Gesamtabscheidegrad der BC-Oeffnung-

Venturi-Tropfenabscheider-Kombination.

-84-

Auch über die Art der Schleppdiffusion lässt sich eine Aussage

ableiten. Die gemessene Abnahme der Aerosolbeladung vor dem

Venturiabscheider bei Mischtemperaturen über T = 60 C ist nur

bei Dampfbetrieb eindeutig mit beiden Messgeräten feststellbar

(siehe Abb.8.5 und Abb.8.7). Ohne Dampfzugäbe in die Anlage

zeigen die Messungen mit dem Andersen-Sampler bei T = 60 C eine

starke Streuung (Abb.8.9), sie nehmen aber nicht eindeutig ab.

Die Messungen mit dem Sigrist-Photometer (Abb.8.11) dagegen

zeigen keine Abnahme der Anfangsbeladung. Daraus lässt sich

schliessen, dass die auftretende Schleppdiffusion durch die

Diffusionsphorese hervorgerufen wird, die Thermophorese dagegen

keine Rolle spielt (Die Abnahme der Anfangsbeladung müsste sonst

bei beiden Betriebsarten auftreten; siehe Kap. 7.3).

Der in Abb.9.1 eingezeichnete Kurvenverlauf verbindet bei Betrieb

mit Dampf die jeweiligen Mittelwerte bei der entsprechenden Misch¬

temperatur, bei Betrieb ohne Dampf stellt die Verbindung der

Punkte eine Regressionsgerade dar.

Um die Abscheidegrade der beiden Betriebsarten (mit und ohne

Dampfzugabe) miteinander zu vergleichen, ist die Darstellung des

Abscheidegrades in Funktion des spezifischen Arbeitsaufwandes

(notwendige,der Abscheideeinrichtung zuzuführende Leistung pro

Gasvolumenstrom) besser geeignet. Der spezifische Arbeitsaufwand

P setzt sich einerseits aus dem Druckabfall des Gases über den

Venturiabscheider Ap und dem Druckabfall über den Tropfenab¬

scheider Ap ,andererseits aus dem Druckabfall Ap„ des Wasch¬

wassers über die Düsen des Verteilringes zusammen. Die Berechnungs¬

formel lautet somit:

p - ^v^'^w-^w pa (9a)VG

Der Leistungsaufwand V* • Ap des Waschwasser beträgt dabei für

alle Versuche:

vw*

Apw = 19'17 w (9'2)

In Tabelle 10 sind die errechneten Werte von P für die ver¬

schiedenen Mischtemperaturen Tß zusammengestellt.

-85-

Tabelle 10: Spezifischer Arbeitsaufwand P und Gesamtabscheide-

3grad n und n bei einem Wasser-Luft-Verhältnis von L = 3.0 1/m .

mit Dampfzugäbe

T6 wD,kon L*31/nT

VS APV APTA P nAS nSP

°C kg/h3 /m /s Pa Pa Pa % %

68 5.8 1.87 0.222 5479 370 5935 88.2 93.6

65 5.8 • 1.98 0.210 5232 396 5719 87.8 93.0

60 5.4 2.14 0.195 4790 344 5232 87.5 94.9

53 5.4 2.21 0.189 4647 271 5019 88.3 94.1

57 5.2 2.23 0.187 4611 265 4979 86.8 90.3

56 5.0 2.26 0.184 4562 294 4960 88.6 90.4

55 5.0 2.30 0.181 4470 317 4893 86.3 89.5

50 4.2 2.43 0.172 4232 311 4654 87.4 88.9

40 2.7 2.64 0.158 3924 255 4300 79.8 86.9

30 1.1 2.83 0.147 3640 284 4054 69.6 76.9

ohne Dampfzugäbe

T6 \31/m

v5 APV APTA P ÏÏAS nsp

°C m3/s Pa Pa Pa % %

68 2.60 0.161 3865 226 4210 64.4 79.9

65 2.62 0.159 3806 216 4243 64.1 78.4

60 2.65 0.157 3747 221 4090 71.1 75.6

58 2.67 0.156 3782 226 4131 68.5 76.1

55 2.69 0.155 3733 225 4082 65.2 76.8

50 2.74 0.152 3689 235 4050 61.4 72.5

40 2.83 0.147 3649 235 4014 58.7 73.9

30 2.91 0.143 3629 235 3998 62.4 70.0

-86-

100

\s N

50

100

lSP

BO

Andersen - Sampler :

O mit Dampfzugabe

• ohnt Dampfzugabe

P [10? Pa]

[103 Pa]

-*-**

- *

|,—

\\<

< 1

Sigrist - Photometer :

o mit Dampfzugabt• ohne Dampfzugabe

Abb. 9.2: Gesamtabscheidegrad riJC und nOT1 in Funktion desAb oc

spezifischen Arbeitsaufwandes P.

-87-

Die Druckverluste über Venturiabscheider (Ap ) und Tropfenab¬

scheider (ApTA) sind jeweils gemittelte Werte aus den in den

Tabellen 2 und 3 aufgeführten Messwerten bei den entsprechen¬

den Mischtemperaturen T . Auch die aufgeführten Abscheide¬

grade stellen Mittelwerte der in den Tabellen 4a, 4b und 5

festgehaltenen Messwerte dar (Bei Mischtemperaturen Tf > 60 C

wurde der Abscheidegrad aus Tab.4b entnommen).

Abb.9.2 zeigt den Gesamtabscheidegrad in Funktion des spezi¬

fischen Arbeitsaufwandes. Bis zu einem Arbeitsaufwand von

3P«4,8 10 Pa nimmt der Abscheidegrad bei Dampfzugäbe stark,

aber nicht linear zu, von diesem Punkt weg verläuft er mit

zunehmendem Arbeitsaufwand praktisch linear. Gegenüber dem

Betrieb ohne Dampf ist durch Dampfzugabe eine wesentliche

Abscheidegradverbesserung möglich, welche aber durch einen

höheren spezifischen Arbeitsaufwand bezahlt wird. Diese Ver¬

knüpfung des Gesamtabscheidegrades n resp. n mit dem

spezifischen Arbeitsaufwand P führt zu einer geschlossenen

Darstellung der Messwerte.

Abb.9.3 zeigt die Fraktionsabscheidegrade in Funktion des

spezifischen Arbeitsaufwandes (aus den Tabellen 8a, 8b, 9

und 10). Die oben beschriebene lineare Zunahme des Fraktions-

abscheidegrades bei Dampfzugabe beginnt mit steigendem Partikel¬

durchmesser bei einem kleineren spezifischen Arbeitsaufwand.

Ebenfalls geht aus dieser Abbildung hervor, dass mit abnehmen¬

dem Partikeldurchmesser die Differenz zwischen Abscheidegrad

mit Dampfzugäbe und Abscheidegrad ohne Dampfzugäbe ansteigt.

Dies deutet darauf hin, dass der Wasserdampf vermehrt an den

kleineren Partikeln auskondensiert, wodurch diese stärker

wachsen als die grösseren Partikel. Die Kondensation von Wasser¬

dampf verläuft also wunschgemäss und führt so zu einer starken

Abscheidung dieser kleinen Teilchen im Vergleich zu den grösseren

Teilchen.

Es wird vermutet, dass der Abscheidegrad bei Dampfbetrieb von

der Dampfmenge abhängig ist, welche an den Aerosolpartikeln

auskondensiert und daher soll im folgenden dieser Zusammenhang

weiter untersucht werden. Die in die Anlage eingespritzte Dampf-

-M-

90

n W

50

10

<Stufe F

•

•

•

•

•

/ O 3^ - 0,22 /um :

Po • mit Dampfzugabe

6O ohne Dampfzugäbe

c0

100

n M

50

100

n [•'•]

70

P [l03Pa]

dp - 0,88 /um :

• mit Dampfzugabe

o ohne Dampfzugab«

P [l03 ft]

Abb.9.3: Fraktionsabscheidegrad in Funktion des spezifischen

Arbeitsaufwandes (gemessen mit dem Andersen-Sampler) für die

Stufen F (d = 0,22ym), 7 (d = 0,54ym) und 6 (d = 0,88ym).ET ÎT IT

-89 -

menge muss einerseits so gross sein, dass das Aerosol-Luft-

Gemisch bei der Mischtemperatur Tfi mit Wasserdampf gesättigt

ist. Andererseits heizt der Wärmestrom Q*rTT.... ,

der dabei durchWD,sat

den etwas überhitzten Dampf (2 atü-Sattdampf entspannt sich auf

den örtlichen Druck in der Anlage) abgegeben wird, das Aerosol-

Luft-Gemisch auf. Da dieser Wärmestrom Q*rTr,...

aber nichtWD,sat

genügt, um die gewünschte Mischtemperatur Tc zu erreichen, mussb

man das Aerosol-Luft-Gemisch mit Wasserdampf übersättigen. Sind

genügend Kondensationskeime vorhanden, kondensiert der überschüssige

Wasserdampf an diesen Keimen aus, gibt seine Verdampfungswärme an

die Umgebung ab und die gewünschte Mischtemperatur T stellt sich

ein. Die Sättigungsdampfmenge und der kondensierende Dampfanteil

lassen sich folgendermassen für jede Mischtemperatur berechnen:

Notwendiger Wärmestrom Q*, um den feuchten Eintrittsluft-

LOt

massenstrom (m* + m* ) von der Eintrittstemperatur T auf

die gewünschte Mischtemperatur Tr zu erwärmen:b

Q* = (m* • cT

+ m* • c ._) • (T, - T ) (9.3)La L p,L WDa p,WD 6 a

Diese Wärmebilanz vernachlässigt das Aerosol, welches der

Dampf ebenfalls auf die Mischtemperatur erwärmen muss. Da

3die Aerosolbeladung C,. = 210 mg/Nm beträgt, verhält sich

die Aerosolmasse zur Luftmasse wie 1 : 5800 und da die

spezifische Wärme c des Aerosols zwischen 1,6 und 2,2

kJ/kg • X liegt, d.h. die Grössenordnung der spezifischen

Wärme von Luft aufweist, darf der Einfluss des Aerosols auf

die Wärmebilanz vernachlässigt werden.

Notwendiger Dampfmassenstrom m*.

um die Luft bei der ge¬

wünschten Mischtemperatur T, zu sättigen:

m*...

= m*-(x...

- x ) (9.4)WD,sat L sat a

-90-

Wärmestrom Q* ,der dieser Dampfmassenstrom m*

„

(nach Gig. 9.4) abgeben kann, wenn er von der Einspritz¬

temperatur T auf die Mischtemperatur Tfi abgekühlt wird:

QWD,sät= mWD,sät*(hWDa~hWD,Tc) =

"Wsät* ^hWD,sät (9.5)1 b

Die Differenz zwischen Q* und Q*...

führt zu demjenigenLa WD,sat

Wärmestrom, welcher durch zusätzlichen, kondensierenden Wasser¬

dampf aufgebracht werden muss. Der kondensierende Dampfmassen¬

strom m*,

ist somit durch folgende Gleichung gegeben:

Q* - Q* ..

A _

La vWD,sat

""wD^on cTm

. (TTm -T. ) + r_ + c„

• (T. -T.) (9.6)p,WD WDa kon D p,W kon 6

Theoretisch ist damit folgender Dampfmassenstrom m* nötig, um

eine vorgegebene Mischtemperatjur Tfi zu erreichen:

mWD=

"WD^ät+ 'Won (9'7)

Durch Einsetzen der Gleichungen (9.3) bis (9.6) in Gleichung

(9.7) findet man somit:

m*-c _+m* • c __) (T-T ) -m*.(x..

-x )'AhTTT,...

... .,

L p,L WDa p,WD 6 a L sat a WD,satm* =m* • (x ..

-x )+^

—

^— —

WD L sat a c T_.(TT_, -T, ) + r^+c T7«(T, -T...p,WD WDa kon D p,W kon 6)

(9.8)

In Abb.9.4 ist der theoretisch notwendige Dampfmassenstrom

m*, ,

der an den Aerosolpartikeln auskondensieren muss um

die jeweilige Mischtemperatur T^ zu erreichen (nach Gleichungb

9.4), als Funktion der Mischtemperatur Tr dargestellt. Danebenb

zeigt Abb. 9.4 denjenigen Dampfmassenstrom mj*!_ff,

der effek¬

tiv auskondensieren kann. Dieser Dampfmassenstrom m*,

ff

ergibt sich aus der Differenz zwischen dem effektiv in die

Anlage gespritzten Dampfmassenstrom m* (Tabelle 4) und dem

Dampfmassenstrom m*. , welcher theoretisch notwendig ist,

um das Aerosol-Luft-Gemisch bei der entsprechenden Mischtemperatur

Tc zu sättigen (nach Gleichung 9.4). Abb.9.5 zeigt die gleichenb

-91-

30

m

WD

20

[Julh

10

o Theoretisch notwendiger Dampfmas-

senstrom m*,

tier an den Aerosol- -

WD,konm

T

Partikeln auskondensiert. 1

• Effektiv auskondensierender Dampf- 1* f

massenstrom m..,-. ,.

f

WD.kon.eff 1

1 •

° /

•

l<

XjgfÀo

1

<

1

»

20 30 40 50 60 70

h M

Abb.9.4; Dampfmassenströme, die in der Anlage auskondensieren

(theoretisch und effektiv) in Funktion der Mischtemperatur Tg,

-92-

30

20

*mWD [ffl

10

5P («»Pa]

§

Abb.9.5; Dampfmassenströme, die in der Anlage auskondensieren

(theoretisch und effektiv) in Funktion des spezifischen Arbeits¬

aufwandes P.

-93-

Dampfmassenströme in Funktion des spezifischen Arbeitsaufwandes P.

Abb. 9. 4 und Abb.9. 5 lassen folgende SchlussfoLgerungen zu:

1. Bis zu einer Mischtemperatur von T. = 58°C resp. P=5«10 Pa6

nimmt der Dampfmassenstrom m*, ,

welcher an den Aerosol¬

partikeln auskondensieren muss, um die entsprechende Misch¬

temperatur zu erhalten, stark zu. Ab dieser Mischtemperatur

steigt er nur noch schwach an, bleibt also praktisch konstant.

2. Der effektiv auskondensierte Dampfmassenstrom m*,

WD,kon,eff

weist eine starke Streuung auf. Er entspricht bis zu einer

Mischtemperatur T = 58°C resp. P=5*10 Pa ungefähr dem

theoretisch berechneten Dampfmassenstrom m*, .

Ab Tfi = 60 C

resp. P=5,2 10 Pa steigt der effektive Wert m£ ,_ ge¬

genüber dem berechneten Wert ntf.,

stark an.

3. Diese Beobachtungen lassen darauf schliessen, dass sich der

überschüssige Dampf (Differenz zwischen dem effektiv aus¬

kondensierenden Dampfmassenstrom m*,

ffund dem theoretisch

notwendigen Dampfmasßenstrom m£_ ,) an den Wänden der Anlage

niederschlagen muss. Das Aerosol-Luft-Gemisch kann nur den¬

jenigen Wärmestrom aufnehmen, der der Verdampfungswärme von

m*, entspricht. Es bietet sich hier eine weitere Bestätigung

für die Schleppdiffusion an. Die Schleppdiffusion wurde vor

allem bei Mischtemperaturen T — 60 C beobachtet. Abb.9.4 weist

nun darauf hin, dass im gleichen Temperaturbereich der Dampf-

massenstrom, welcher gegen die Wände diffundiert um dort auszu-

kondensieren, nachweisbar ist.

4. Der Kurvenverlauf des Gesamtabscheidegrades n basierend auf

den Messungen der beiden Messgeräte (Abb.9.2) weist die

gleiche Charakteristik wie der Kurvenverlauf des theoretisch

auskondensierbaren Dampfmassenstromes m*,

(Abb.9.5) auf.

Die Abscheidegradverbesserung erfolgt somit mehrheitlich

durch die Dampfkondensation an den Aerosolpartikeln, welche

unmittelbar nach der Dampfzugabe im eintretenden Dampfstrom

erfolgt (siehe Kap.3.3). Die durch das kalte Wasser, welches

in der Venturikehle in den Luftstrom gelangt, hervorgerufene

-9A-

Dampfkondensation wickelt sich dagegen nur noch an der Ober¬

fläche der kalten Wassertropfen ab, ohne dabei die Aerosol-

abscheidung merkbar zu beeinflussen.

9.3. WIRTSCHAFTLICHKEIT

Aus den Abb.9.2 und 9.3 lässt sich keine eindeutige Aussage

über die Wirtschaftlichkeit der Dampfzugabe bei der Staub¬

abscheidung in einem Venturiabscheider ableiten. Der Abschei¬

degrad steigt zwar gegenüber dem Betrieb ohne Dampfzugabe

wesentlich an, der spezifische Arbeitsaufwand nimmt dabei

aber auch zu. Zudem sind die Dampf- und die Waschwasserkosten

in beiden Fällen nicht berücksichtigt.

Durchgeführte Messungen mit einer auf die Hälfte reduzierten

Wasserbeladung im Venturiabscheider lassen aber doch einige

Schlüsse über die Wirtschaftlichkeit zu. Die Ergebnisse dieser

Messungen sind in Tabelle 11 aufgeführt. Das Wasser-Luft-Ver¬

hältnis beträgt bezüglich dem Eintrittsluftvolumenström3

(siehe Kap.9.1) L=l,5 1/m . Abb.9.6 zeigt den Gesamtabscheide-

grad in Funktion des spezifischen Arbeitsaufwandes mit dem

Wasser-Luft-Verhältnis L als Parameter. Verglichen werden die

3Messungen bei einem höheren Wasser-Luft-Verhältnis (L=3,0 1/m >

ohne Dampfzugabe mit den Messungen bei einem tieferen Wasser-3

Luft-Verhältnis (L=l,5.1/m ) bei Dampfzugäbe. Aus Abb.9.6 geht

hervor, dass durch Dampfzugäbe bei einem kleineren spezifischen

Arbeitsaufwand und bei einem halbierten Wasser-Luft-Verhältnis

der gleiche Abscheidegrad erreichbar ist, wie bei einem Betrieb

ohne Dampfzugäbe.

Durch Dampfzugabe kann man daher Wasser einsparen und zusätzlich

ist ein kleinerer spezifischer Arbeitsaufwand notwendig, um

einen bestimmten Abscheidegrad zu erreichen. Ein weiterer Vorteil

ist dabei, dass durch Dampfzugäbe die Aerosolfraktionen mit

kleinerem Korndurchmesser stärker abgeschieden werden (siehe Kap.

9.2) als jene mit grösserem Korndurchmesser.

-95-

100

\s W

50

100

Andersen - Sampler =

• ohne Dampf zugäbe ,L =* 3,0 /m3

o mit Dampfzugabe, L - v >ft

O

^SP W

50

P [103 Pa]

Sigrist — Photometer:

• ohne Dampfzugabe ,L » 3,0

O mit Dampfzu gäbe ,L - 1,5 ^3

V«?

P [lu3 Pa]

Abb.9.6; Gesamtabscheidegrad, gemessen mit dem Andersen-Sampler

und dem Sigrist-Photometer, in Funktion des spezifischen Arbeits¬

aufwandes, zur Darstellung des Einflusses von Dampfzugäbe und

vom Wasser-Luft-Verhältnis.

-96-

Tabelle 11: spezifischer Arbeitsaufwand und Gesamtabscheide-

grad (L=1.5 1/m3)

mit Dampfzugäbe

T6

°C

wD,kon

kg/hL*31/m

vam /s

P

Pa

nAS%

71SP

%

70

60

50

6.1

5.8

5.0

0.90

1.07

1.21

0.231

0.194

0.172

4097

2546

2237

72.3

57.7

61.8

82.3

70.6

70.3

ohne Dampfzugabe

T6

°C

L*31/ni m /s,

i

P

Pa

nAS%

nsp%

69 1.29 0.161 2019 36.8 58.8

60 1.33 0.157 2069 33.4 59.1

50 1.37 0.152 1999 32.7 56.5

-97-

9.4. ANALYTISCHE ERFASSUNG DES ABSCHEIDEGRADES

Es gibt verschiedene Möglichkeiten, den Abscheidegrad eines

Nassabscheiders durch eine mathematische Funktion zu erfassen

(siehe Kap.2.3). Da der Venturiabscheider mit einem hohen

spezifischen Arbeitsaufwand betrieben wird, versucht man einen

Zusammenhang zwischen spezifischem Arbeitsaufwand und Abschei¬

degrad herzustellen. Die zu diesem Zweck zusätzlich durchge¬

führten Messungen bei verändertem Luftvolumenstrom sind in

Tabelle 12 aufgeführt. Abb.9.7 zeigt den Gesamtabscheidegrad

(ß.us den Messungen beider Messgeräte) in Funktion des spezifischen

Arbeitsaufwandes. Es sind sämtliche durchgeführten Messungen

für den Betrieb mit Dampfzugabe und für den Betrieb ohne Dampf¬

zugabe eingetragen. Die Daten stammen aus den Tabellen 10, 11

und 12.

Die Messpunkte bei Betrieb der Anlage ohne Dampf sind durch

folgende Gleichungen beschreibbar (Kurven in Abb.9.7):

nAS =^1,95 • P + 1104,87' - 32,75 (9.9)

n = ^/0,88 • P + 187,50'+ 13,72 (9.10)

Der Abscheidegrad bei Dampfzugabe liegt für alle durchgeführten

Messungen über dem entsprechenden Abscheidegrad ohne Dampfzu¬

gabe. Die Abscheidegradverbesserung ist aber gemäss den Be¬

trachtungen in Kap. 9.2 von der Dampfmenge, welche an den

Aerosolpartikeln auskondensiert, abhängig. In Abb.9.8 ist

darum der Gesamtabscheidegrad bei Dampfzugabe in Funktion der

Dampfmenge, die an den Aerosolpartikeln auskondensiert, dargestellt.

Es kann ein linearer Zusammenhang zwischen dem Abscheidegrad n

und der theoretisch auskondensierten Wasserdampfmenge m*

festgestellt werden. Durch die Aenderung des Luftvolumenstromes

ist der Abscheidegrad nicht signifikant beeinflussbar. Bei

abnehmender Wasserbeladung im Venturiabscheider dagegen sinkt

der Abscheidegrad deutlich.

-98 -

100

lASL J

so

100

50

mit

Dampfohne

Dampf m3/hL

l/m3• 0 500 3.0

D 500 1.5

A A 425 3,0

X « 575 3.0

[103P^

Abb.9.7: Abscheidegrad für beide Betriebsarten in Funktion

des spezifischen Arbeitsaufwandes P.

-99-

100

V MlAS

50

10

100

Andersen-Sampler

20

lSPL J

50

20

mit

Dampf «?A

L

y*?• 500 3,0

o 500 1,5

A 425 3,0a 575 3,0

m

WD, ton BT7.0

Sigrist Photometer

mit

Dampf

*

s.

l/n?• 500 3,0

O 500 1.5

A 425 3,0

a 575 3,0

2.0 4.0 6.0

m

WD.kon »]' 7,0

Abb.9.8; Abscheidegrad bei Dampfbetrieb in Funktion der aus¬

kondensierten Dampfmenge m*,

•

-100 -

Folgende Geradengleichungen beschreiben den Abscheidegrad in

Funktion der auskondensierenden Dampfmenge m*, (Daten aus

den Tabellen 4a, 4b, 10):

^AS= 3»35 '

"Won + 69r81 O-ll)

^SP= 3>23 '

"ÎD.kon + 75'69 (9'12)

Betrachtet man im folgenden auch die Fraktionsabscheidegrade in

Funktion der auskondensierenden Dampfmenge m*, , so kann der

gleiche lineare Zusammenhang für die einzelnen Fraktionen (Stufen)

beobachtet werden (Abb.9.9). Die Beziehungen für die Abscheide¬

grade der einzelnen Fraktionen lauten in diesem Fall (Daten aus

den Tabellen 8a, 8b, 10):

Stufe F (d=0,22um) : np= 6'93#mwD,kon + 31'29 <9-13)

Stufe 7 (d=0,54um) : n = 5,13-rn^ kQn+ 56,56 (9.14)

Stufe 6 (d=0,88ym) : rig= 2'45,TnwD,kon + 83'39 (9-3-5)

Es zeigt sich, dass mit abnehmendem Partikeldurchmesser die

Steigung der Regressionsgeraden grösser wird. Dies deutet er¬

neut darauf hin, dass der Dampf vermehrt an den kleinen

Partikeln auskondensiert und dadurch hier die grösste und

damit intressante Abscheidegradveränderung hervorruft.

-101 -

90

\« MlAS

50 -

10

100

mit

Dampf l/m3

I •

• 500 3,0

O 500 1,5

A 425 3,0

o 575 3.0

)

•

Stufe F

à m 0,22 yum

o o

O

V M

50

30

100

\s W

50

2ß 6.0AP m*L fkgl 6,l

WD,kon [-fj-J

2.0 4.0 m.*

r kg 1 60

2,0 4.0 m. Ml 6.0

7,0

0

•

^"^A

•

• f

• •

0

1

Stufe 7

d m 0,54 yum

o

o

7.0

-•—D-fH• 1

o

1A

oo

Stufe 6

I» 0,88 yum

7.0WD,kon [^]

Abb.9.9: Fraktionsabscheidegrad bei Dampfbetrieb in Funktion

der auskondensierenden Dampfmenge m*,

für die Stufen F bis 6

-102 -

Tabelle 12: spezifischer Arbeitsaufwand und Gesamtabscheide-

grad (V* variiert)

mit Dampfzugabe

V*Ga

m3/h"Vro, konkg/.

K.

1/m-'VGm3/s

P

Pa

'AS 'SP

425

575

3.6

4.7

2.43

2.42

0.146

0.198

3291

6424

71.8

90.8

84.1

93.9

ohne Dampfzugäbe

V*Ga

m3/hL«31/m

vsm3/s

P

Pa

nAS%

nSP%

425

575

2.75

2.72

0.129

0.176

2735

5524

50.3

72.8

65.9

84.7

—103 —

10. ZUSAMMENFASSUNG

Der Staubabscheidegrad von nassarbeitenden Staubabscheidern

ist durch Effekte, welche eine Kondensation von Wasserdampf

an Staubpartikeln im zu reinigenden Abgas hervorruft, beein¬

flussbar. Ziel dieser Arbeit war es, den Einfluss dieser Kon¬

densationseffekte auf den Abscheidegrad eines Venturinass-

entstaubers zu untersuchen.

Zu diesem Zweck wurde eine halbtechnische Staubabscheide-

3anläge mit einem mittleren Luftdurchsatz von 500 m /h aufge¬

baut. Die Anlage besteht in den Hauptteilen aus der Luftvor-

konditionierung, der Aerosol - und Dampfzugäbe, dem Venturi -

mit nachgeschaltetem Tropfenabscheider und zwei Aerosolmess¬

stellen.

Zur Aerosolerzeugung wurde ein auf dem Zerstäuberprinzip be¬

ruhender Generator entwickelt, der es ermöglichte, ein genau

definiertes Aerosol (d = 0,84 + 0,53ym) herzustellen. Zer-P

stäubt wurde der Kunststoffweichmacher Palatinol AH der Firma

BASF (Di-2-Aethylhexylphthalat).

Die Aerosolbeladung war vor und nach dem Abscheider durch zwei

verschiedene Messgeräte messbar. Einerseits wurde ein

graphimetrischer Kaskadenimpaktor (Andersen-Sampler) verwendet

und andererseits gelangte die optische Messmethode (Sigrist-

Photometer) zur Anwendung. Die Aerosolprobenentnahme erfolgte

über eine speziell konstruierte Entnahmestelle und wurde

isokinetisch durchgeführt.

Aus den Aerosolbeladungsmessungen ist der Abscheidegrad der

Anlage (Betrieb mit und ohne Dampf) berechenbar. Die Aus¬

wertungen zeigt, dass durch Wasserdampfzugäbe der Abscheide¬

grad erhöht werden kann und der Wasserdampf hauptsächlich

an den kleineren Partikeln auskondensiert. Dies ist insofern

-104-

von Bedeutung, dass dadurch der Abscheidegrad für die Fraktion

mit dem kleinsten mittleren Partikeldurchmesser am stärksten

durch Dampfzugäbe verbessert werden kann. Dabei steigt der

spezifische Arbeitsaufwand der Anlage aber entsprechend an. Es

ist möglich, den Abscheidegrad bei Dampfzugabe in einen linearen

Zusammenhang mit der an den Aerosolpartikeln auskondensierenden

Dampfmenge zu bringen. Dabei weisen die Fraktionsabscheide-

grade ebenfalls darauf hin, dass der Dampf vermehrt an den

kleineren Partikeln auskondensiert, da die Zunahme des Fraktions-

abscheidegrades mit steigender Dampfmenge, welche an den Aerosol¬

partikeln auskondensiert, bei der kleinsten Fraktion am grössten

ist.

Durch Vergleich der Kurvenverläufe des Gesamtabscheidegrades

und der theoretisch notwendigen Dampfmenge, die auskondensieren

muss um die gewünschte Mischtemperatur zu erreichen, gelang es

zu zeigen, dass der Wasserdampf unmittelbar nach der Einspritzung

an den Aerosolpartikeln auskondensiert. Die effektiv vorhandene

Dampfübersättigung in der Anlage lässt daher den Schluss zu,

dass sich mit steigender Mischtemperatur vermehrt Dampf an den

Wänden der Anlage niederschlägt und dadurch eine Staubabscheidung

durch Diffusionsphorese zustande kommt.

Durch Verringerung der Waschwasserzugabe im Venturiabscheider

lässt sich zudem nachweisen, dass durch Dampfzugabe der ur¬

sprüngliche Abscheidegrad wiederhergestellt werden kann.

Aus Druckverlustmessungen war es möglich, eine mathematische

Gleichung herzuleiten, durch welche der Druckabfall über den

Venturiabscheider bis auf 3 % genau berechenbar ist.

- 105 -

SYMBOLVERZEICHNIS

Querschnittsfläche

gemessene Aerosolbeladung

berechnete Aerosolbeladung als

Funktion der Mischtemperatur

Aerosolbeladungsdifferenz

spez. Wärme bei konstantem Druck

Durchmesser

Basis der natürlichen Logarithmen

Widerstandskraft

Schwerkraft

Erdbeschleunigung

spez. Enthalpie

spez. Enthalpiedifferenz

el. Strom bei staubfreier Luft

el. Strom bei staubbeladener

Luft

Konstante

empirische Faktoren

Korrelationskoeffizient

Wasser-Luft-Verhältnis

Masse

Massenstrom

Molare Masse

spez. Arbeitsaufwand

Druck

Druckdifferenz

Dampfdruck an einer ebenen

Oberfläche

Wärmeström

universelle Gaskonstante

Radius

Verdampfungswärme

Stokes-Zahl (siehe Gleichung 2.2)

Temperatur

m

mg/m

mg/m

mg/m

J/kg K

m

N

N

m/s

J/kg

J/kg

A

A

2/

m /s

1/iti

kg

kg/h

kg/kmol

N/m22

N/m

N/m2

N/m

W

J/kmol

m

J/kg

°C, K

- 106 -

Mischtemperatur (siehe Abb.7.1) C

mittlere Lebensdauer der s

Kleinionen

3Volumenstrom m /s

Geschwindigkeit m/s

Relativgeschwindigkeit m/s

Sinkgeschwindigkeit m/s

Luftgeschwindigkeit in der m/sVenturikehle

absoluter Dampfgehalt3

Teilchenkonzentration T/m

GRIECHISCHE SYMBOLE

Abscheidewirkungsgrad des %

Einzeltropfens

Staubabscheidegrad %

dynamische Viskosität kg/m's

Druckverlustbeiwert

3Dichte kg/m

Oberflächenspannung N/m

Relaxationszeit s

relative Feuchtigkeit

Andersen-Sampler

Durchmesser

effektiv

Gas

Kanal, Venturikehle

Kondensierbar

Luft

Normalbedingungen (15"C; 760 Torr)

Partikel

Sonde

-O,

- 107-

SP Sigrist-Photometer

sät Sättigung

Tr Tropfen

TA Tropfenabscheider

U Umgebung

V Venturiabscheider

W Wasser

WD Wasserdampf

a Anfang, Eintritt

u Ende, Austritt

—10 8 —

LITERATURVERZEICHNIS

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LEBENSLAUF

12. März 1946 geboren in Bern

1953 - 1957 Besuch der Primarschule in

Langnau i/E

1957 - 1962 Besuch der Sekundärschule in

Langnau i/E

1962 - 1966 Besuch des Freien Gymnasiumsin Bern

Sept. 1966 Maturitätsabschluss, Typus C

bis Sept. 1967 Vorstudienpraxis (Paillard SA,

Yverdon) und Militärdienst

Okt. 1967 - Juli 1968 Studium an der Abteilung für

Maschineningenieurwesen der

Eidgenössisch Technischen

Hochschule. 1. Vordiolom.

bis Sept. 1969 Praktikum (Antech, Bern) und

Militärdienst

Okt. 1969 - Dez. 1972 Fortsetzung des Studiums.

Praktikum (Sulzer, Oberwinterthur)

Diplomabschluss

Jan. 1973 - Jan. 1974 Unterrichtsassistent am Institut

für Verfahrens- und Kältetechnik

der ETHZ

(Vorstand: Professor Dr. F. Widmer)

seit Jan. 1974 Wissenschaftlicher Mitarbeiter von

Professor Dr. F. Widmer.