Optimierung von biologischen Abluftreinigungsanlagen an praktischen Beispielen

Biotechniques for Air Pollution Abatement and Odour Control Policies A J . Drag1 and J . van Ham (Editors) 0 1992 Elsevier Science Publishers B.V. All rights reserved.

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Optimierung von biologischen Abluftreinigungsanlagen an praktischen Beispielen A. Windsperger Glanzstoff Austria AG, A-3100 St. Polten, Austria

Abstract Fur eine Optimierung der Leistung von biologischen Abluftreinigungsanlagen, die die Voraussetzung fiir eine kostengiinstige Auslegung darstellt, ist die Kenntnis der Abbauvorgange und damit des Verhaltens des Systems bei unterschiedlichen Betriebsbedingungen notwendig. Um dies zu ermoglichen, wurde fiir einen biologischen Festbettreaktors ein Modell erstellt, um Versuchsdaten interpretieren und Aussagen fiir andere Betriebszustande machen zu konnen. Das Modell konnte erfolgreich auf Versuchsdaten von Biofilteranlagen sowie auf die Ergebnisse eines fiir die CSz- und H2S-Abscheidung entwickelten Tropfkorperreaktors angewendet werden. Damit 1st die Erstellung von Auslegungsdiagrammen fiir einzelne Schadstoffe moglich.

1. EINLEITUNG

Die Verfahrensweisen der biologischen Abluftreinigung konnen in Biowascher und Biofilterverfahren eingeteilt werden. Wahrend bei Biowaschern Schadstoffsorption und -abbau getrennt sind, erfolgen bei Biofiltersystemen beide Vorgange direkt im Filter. Da bei einem Tropfkorpersystem der Abbau der Schadstoffe durch im Reaktor immobilisierte Bakterien erfolgt, steht es dem Biofilter nahe, so dal3 bei Auslegung und Modellierung das System als ein biologisch aktiver Reaktor betrachtet werden mu13. Demgegeniiber erfolgt die Auslegung eines Biowaschers als Absorber mit einer nachgeschalteten Belebung zum Abbau der Schadstoffe. Wenngleich bei Tropfkorpern im Unterschied zu Biofiltern ein Fliissigkeitskreislauf vorhanden ist, konnte wegen der niedrigen Fliissigkeitsgeschwindigkeiten,fur beide Systeme ein einfaches mathematisches Modell erstellt werden. Mit diesem war eine gute Beschreibung der empirisch ermittelten Abhangigkeiten bei beiden Systemen moglich.

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2. MODELL F m DEN SCHADSTOFFABBAU IN BIOFILTER UND TFCOPFKORPER

Bei der Modellerstellung wurde vom Abbau der Schadstoffe in der fliissigen Phase an einem Bakterienfilm ausgegangen (Abb 1).Beim lhergang des Stoffes von der Gasphase zu dem Bakterienfilm konnte der Transport innerhalb der Fliissigphase als geschwindigkeitsbestimmenderSchritt ermittelt werden [ 11. Von obigen lherlegungen ausgehend konnen die Vorgange in Biofilter und Tropfkorper in Stoffiibergang und in biologische Reaktion (biologische Oxidation) aufgeteilt werden. Modellansatze dieser Art sind bereits in der Literatur beschrieben [2 - 41. I

Stoffubergang

+-+

Gasphase

biologische Reaktion

i germaterial

/

Flussigfilm C I,

CQ

':

' Biofilrn

langsamo biologische Reaktion schnelle biologische Reaktion

Abb. 1 Modellvorstellungfiir die Vorgange in Biofiltersystemen

Beim Stoffiibergang mu13 derjenige Teilvorgang beriicksichtigt werden, der den grol3ten Widerstand darstellt. Dies ist der Transport des Schadstoffes in der Fliissigphase. Die Stoffstromdichte N beider Vorgange kann durch nachfolgenden Ausdruck dargestellt werden. Der Koeffizient k stellt bei Tropfkorpersystemen den Stoffiibergangskoeffizienten, beim Biofilter den Diffusionskoeffizienten bezogen auf die Diffusionsschichtdicke dar.

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Biologische Reaktionen unterscheiden sich in ihrer Kinetik von den einfachen Grundtypen der chemischen Kinetik durch die h d e r u n g ihrer Reaktionsordnung bei steigender Konzentration des Metaboliten. Sie werden allgemein durch die MichaelisMenten-Kinetik beschrieben.

Dabei steht r f i r die Reaktionsrate, CM ~r die Metabolitkonzentration, X fiir die Zellkonzentration und KM fur einen als Michaeliskonstante benannten Konzentrationsterm. Der durch obige Gleichung beschriebene Verlauf der Geschwindigkeitskonstante k, kann in zwei Bereiche aufgeteilt werden. fur CM < < KM gilt naherungsweise r = k, * X * CM / KM fiir CM > > KM ergibt sich r=km,*X Vergleicht man diese beiden Gleichungen nun mit den Gesetzen der chemischen Kinetik 1. Ordnung: r = - k l * C 0. Ordnung: r = - ko

so ergeben sich fiir die beiden Grenzfalle die Koeffizienten kl und ko zu k l = - km, ko = - km,

* X / KM *X

[l/h] [g/(m3.h)l

Wahrend bei den meisten biologischen Produktionsprozessen die Aufrechterhaltung einer ausreichenden Zellmenge im ProzeR beachtet werden mul3, die Zellmenge sich speziell beim BatchprozeB auch bei fortschreitender Zeit andert, liegt in Biofiltern das sogenannte Nullwachstum vor. Es scheint ein Gleichgewicht zwischen den wachsenden und den absterbenden Zellen zu bestehen. Fur das Model1 bedeutet diese Konstanz und die unbekannte GroRe der Zellzahl, daI3 man den Parameter X in der Gleichung als Konstante behandeln kann und CM somit die Variable darstellt. Hiermit ist es moglich, die zwei Grenzfalle der biologischen Kinetik auf zwei Gesetzmaigkeiten der chemischen Kinetik zuriickzufiihren. Ausgehend von der Annahme, daI3 der Stoffstrom durch die Phasengrenze gleich der von den Mikroorganismen oxidierten Stoffmenge ist, kann das System als idealer Rohrreaktor bilanziert werden (fortan wird anstelle von CM nur mehr c gesetzt). Durch Einfiihrung des Verteilungskoeffizienten Keq = cgc; kann die Gleichgewichtskonzentration des Schadstoffes in der die Organismen umgebenden Flussigkeit

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(Feuchtigkeit) auf die Gasphase bezogen werden. Das ermoglicht die Einfiihrung der Rohgaskonzentration als Variable. Die Bilanzierung des Systems wurde fiir die beiden Grenzfalle der Monod-Kinetik durchgefiihrt und lieferte die folgenden Gleichungen. Reaktion erster Ordnung:

Reaktion nullter Ordnung:

3. ANWENDUNG DES MODELLS AUF VERSUCHSDATEN VON BIOFILTERN

As Versuchsdaten wurden Werte aus den Untersuchungen des Abbauverhaltens einzelner Liisungsmittelkomponenten in Biofiltern aus [5] entnommen. Zum Vergleich zwischen den berechneten und den experimentellen Daten wurde die Darstellung der spezifischen Abbaurate iiber der eingebrachten spezifischen Schadstofffracht gewahlt. Die Angabe der spezifischen Abbaurate hat gegeniiber dem Abscheidegrad den Vorteil, dal3 auch der aktuelle Belastungszustand des Biofilters beriicksichtigt ist [5]. In diesem Diagramm liegen alle Punkte mit gleich grol3en Werten des spezifischen Abbaus und der spezifischen Fracht, was vollstandiger Abscheidung entspricht, auf einer Geraden mit dem Anstieg eins. Linien niedrigerer Abscheidung ergeben sich als Strahlenbiischel zwischen dieser Linie und der x-Achse. Sowohl bei den Versuchswerten als auch bei den berechneten Werten wurde der Frachteintrag nach zwei Arten verandert.

*

h d e r u n g des Gasstromes, wodurch auch eine Erhohung der Filterflachenbelastung und der Volumsbelastung und somit eine Verringerung der Verweilzeit durch erhohte Stromungsgeschwindigkeitbewirkt wird.

*

h d e r u n g der Konzentration, wobei m a r die stromungstechnischen Parameter konstant bleiben, allerdings die Fliissigkonzentration entsprechend dem FliissigDampf-Gleichgewicht erhoht wird.

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200

spez. Abbaurate (g/(m3.h))

I

160 1 6 0 -.

Y * 1 ,*=’

.

ETHYLACETAT 2,9 gC/m3 $4 gC/m3 0

100 100.

60.

I

0

I

I

1

I

I

1

I

I

I

I

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 200 300

spez. Fracht (gl(m3.h))

Abb. 2 Abbauverhalten b e i k o n s t a n t e n Rohgaskonzentrationen a) Ethylacetat b ) Schwefelkohlenstoff

X,

150 -

,

/’

,xi

100 -

,y/---

-,do

4 P4, 0

4

___---

--0.3 g/m3

-I ~

112

Um eine Anpassung des Modells an experimentelle Daten vornehmen zu konnen, miissen die fur die Berechnung notwendigen Parameter abgeschatzt werden. Stoffdaten, wie die Verteilungskoeffizienten K wurden Handbiichern entnommen, der Wert der eq, wurde mit 3000 m2/m 3 angenommen [5]. spezifischen Oberflache des Filtermaterials Die unbekannten Werte von k und k l wurden aus den Versuchswerten abgeschatzt. Der Koeffizient kg wurde nicht benotigt, da kein, der Reaktion nullter Ordnung entsprechender Verlauf auftrat. Er ware aus den Diagrammen direkt als maximale spezifische Abbaurate unabhhgig von der Rohgaskonzentration in [g/(m3.h)] ablesbar. 3.1. Ergebnisse der Modellrechnungen

Die Ergebnisse der Modellrechnungen sind in den ersten beiden Abbildungen fiir die beiden Stoffe zusammengefdt. In den Abbildungen 2a und 2b sind die Zustande mit jeweils gleicher Rohgaskonzentration gekennzeichnet, in den Abbildungen 3a und 3b jeweils die Zustande gleicher Gasbelastung. Die durchgezogenen Linien stellen die errechneten Verlaufe dar, die Einzelpunkte gemessene Werte. Bei Vergleich der beiden Arten der Frachtsteigerung fallt auf, da0 eine Erhohung der Belastung bei gleicher Rohgaskonzentration zu Plateaus unterschiedlicher Hohe fuhrt (Abb. 2). Ab Erreichen des Plateaus bleibt die Abbaurate auch bei weiterer Belastungssteigerung konstant, dementsprechend sinkt der Abscheidegrad. Die maximal erzielbaren Abbauraten steigen proportional mit der Rohgaskonzentration. Beide Substanzen zeigen ahnliche Verlaufe des Abbauverhaltens. ZahlenmiiI3ig liegen die Kurvenverlaufe bei Schwefelkohlenstoff etwas niedriger als jene von Ethylacetat. Mit jeweils den gleichen Einstellungen bei den einzelnen Komponenten wurden auch die Serien n i t konstanter Filterbelastung gerechnet. (Abb. 3). Die Steigerung der Fracht durch Konzentrationserhohung bei konstanter Gasbelastung fiihrt bei der Modellrechnung zu Geraden mit unterschiedlichem Anstieg. Je hoher der Wert der Filterbelastung Bv, desto flacher verlauft der Anstieg. Abgesehen von der Streuung der Versuchsdaten zeigen die Verlaufe zufriedenstellende ijbereinstimmung mit den Versuchswerten. Allerdings scheint bei Ethylacetat im oberen Frachtbereich bereits ein Abflachen des Anstieges vorzuliegen. Da diese Serien, wie eingangs erwahnt, den Verlauf der Monod-Kinetik widerspiegeln, kann man daraus schliefien, daI3 man sich bei diesen Gaskonzentrationen bereits im Ubergangsbereich der Michaelis-Menten-Kinetik zwischen nullter und erster Ordnung befindet. Diese Erklarung stimmt auch mit der bei Ethylacetat deutlich hoheren Liislichkeit iiberein. Eine weitere Steigerung der Rohgaskonzentration wird dementsprechend bei dieser Komponente relativ bald zur maximalen Abbaurate, entsprechend einer Reaktion nullter Ordnung fiihren. Beim schwerloslichen Schwefelkohlenstoff ist kein Abflachen zu sehen, man wiirde bei hohen Gaskonzentrationen noch mit wesentlich hoherer Abbauleistung rechnen konnen.

113

spez. Abbaurate (gl(m3.h))

200

.

160

ET HY LACETAT 160 m3/(m3.h)

60

n ”

o

20

40

00

ao

100 120 140 160 100 200 220 240 260 200 300

spez. Fracht (g/(m3.h))

Abb. 3 Abbauverhalten b e i k o n s t a n t e n Gasbelastungen a) Ethylacetat

b) Schwefelkohlenstoff

spez. Abbaurate (g/m3/h) 300 250

200 150

7 ~

1

1

~

_

_

cs2

-~

1-

’/

. /-/’

, / ;

’

./ , , ,/’ , / ” ”

,/

,__ ’/ ’ ,.”,,

,, ,

, I

,

_I’

I

0

20 4 0 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300

spez. Fracht (g/m3/h)

114

4.FOLGERUNGEN

Fm DIE AUSLEGUNG

Fur die Auslegung ist nun mdgebend bis zu welcher Schadstofffracht, bezogen auf 1 m3 Filtervolumen, die Abbauleistung groI3 genug ist, damit die Reingaskonzentration unter den geforderten Werten bleibt bzw. der Wirkungsgrad eingehalten werden kann. Dieses f i r die Auslegung wesentliche Verhalten des Filters hangt wie oben beschrieben von den Schadstoffen und von den Organismen ab. Nach der Ermittlung des Wertes dieser spezifischen Auslegungsfracht Fb kann das Volumen des Systems bestimmt werden. Schadstofffracht Auslegungsfracht Reaktorvolumen

F=cxG Fb V = F/Fb

Nimmt man an, dalj der Wirkungsgrad vorgegeben ist, so ergibt sich die Auslegungsfracht als x-Achsenwert des Schnittpunktes der Geraden mit dem entsprechenden Anstieg, z.B. 0,8 fiir 80 %, mit der Kurve der jeweiligen Rohgaskonzentration aus Abb. 2. Ein entsprechender Verlauf der Auslegungsfracht f i r verschiedene Wirkungsgrade und Rohgaskonzentration ist fiir einen beliebigen Schadstoff in Abb. 4 dargestellt. Sinkt der geforderte Abscheidegrad, so erhoht sich der mogliche spezifische Frachteintrag, somit verringert sich das benotigte Volumen. Der wesentlich haufigere Fall ist allerdings eine festgelegte Reingaskonzentration, mit welcher das Gas die Anlage verlassen darf. Dies hat zur Folge, dal3 hohere Rohgaskonzentrationen mit einem zunehmend hoheren Wirkungsgrad gereinigt werden mussen, um die selbe Reingaskonzentration zu erreichen. Abb. 5 zeigt mit welcher Auslegungsfracht bei einer bestimmten Rohgaskonzentration eine Reinigung auf die geforderte Reingaskonzentration noch moglich ist. Man erkennt eine Verringerung des positiven Effektes der hohen Rohgaskonzentration, speziell im oberen Bereich, wobei allerdings die geforderte Reingaskonzentration starken Einflulj hat. Aus diesem Diagramm kann auch die Auswirkung seiner Senkung geforderter Reingaswerte auf die Auslegung abgelesen werden. Die Erstellung derartiger Diagramme ist bei Kenntnis des Abbauverhaltens fur einzelne Komponente bzw. fiir Schadstoffgemischen wie oben beschrieben moglich.

115

r

300

/

c

250

Wirk.grad 0.6

200 150 100 50

0

0

0,4

082

Q,8

0,6

12

1

Rohgas konz(g/ m3)

1.6

1.4

Abb. 4 D i a g r a m z u r E r m i t t l u n g d e r A u s l e g u n g s f r a c h t b e i vorgegebenem Wirkungsgrad

Abb. 5 D i a g r a m z u r E r r n i t t l u n g d e r A u s l e g u n g s f r a c h t b e i vorgegebener Reingaskonzentration

I

Crein = 0.2 glm3

0.1

I

150

I

0.05

1

1

0.02

I

I

i

100,

I ~

50

i ~

I

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

Rohgas ko nz. ( g / m3 )

4

4.5

5

116 5. ZUSAMMENFASSUNG

Im wesentlichen konnte das Abbauverhalten von Biofilter und Tropfkorpersysteme durch die Anwendung eines einfachen mathematischen Modells unter Annahme einer Reaktion erster Ordnung beschrieben werden. Die vorgestellten Auslegungsdiagramme ermoglichen die Beurteilung von Optimierungsrnahahmen zur Verbesserung des Abbauverhaltens aber auch von Anderungen bei Roh- und Reingaskonzentration hinsichtlich des benotigten Volumens.

6.VERWENDETE VARIABLEN G V A Y F R BV BA

Gasstrom Reaktorvolumen Querschnittsflache Abscheidegrad (Wirkungsgrad) Fracht Abbaurate Filtervolumenbelastung Filterflachenbelastung f spezifische Fracht r spezifische Abbaurate FB Auslegungsfracht a spezifische Oberflache C, c Konzentration Gleichgewichtskoeffizient Kes k Transportkoeffizient k,, k l Reaktionskonstanten ko Reaktionskonstante X Zellkonzentration 7r Verweilzeit 1 Flussigphase g Gassphase X biologische Reaktion 0 Reaktion nullter Ordnung 1 Reaktion erster Ordnung * Phasengrerne M in out

Michaelis-Menten-Kinetik

Rohgas Reingas

(tin - cout)/ci, G * tin

F*Y G/V G/A F/V f’Y

117

7.

LITERATUR

1

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