Verbrennungsanlage für die Ablauge eines Zellstoffkochers mit einer Regeleinrichtung für die Tröpfchengrösse der zerstäubten Ablauge

Beschreibung

[0001] Die Erfindung betrifft ein Betriebsverfahren zur Verbrennung von Ablaugen, die bei nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochern anfallen, wobei die Ablauge mit vorgebbarer Tröpfchengröße in Abhängigkeit von der Aschequalität zerstäubt wird, und eine zur Durchführung des Verfahrens geeignete Verbrennungsanlage.

[0002] Beim Betrieb von Zellstoffkochern wird pro Charge eine große Menge an sogenannter "Kochflüssigkeit", d. h. an Aufschlußchemikalien, benötigt. Diese fallen nach Abschluß der Kochung als Ablauge an und müssen entsorgt werden. Speziell wenn der Zellstoffkocher nach dem Bisulfit-Verfahren betrieben wird, enthält die Flüssigkeit eine saure und eine basische Komponente. Als saure Komponente dient schwefelige Säure H₂SO₃ in dissoziierter Form, also H⁺ und SO₃^-- - Ionen, und gelöstes SO₂. Die basische Komponente liegt in Form eines Kations vor, z.B. als Ca⁺⁺, Mg⁺⁺, Na⁺ oder NH₄⁺ - Kation, welches zum Puffern der während der Kochung entstehenden starken Säuren dient. Nach Ablauf der Kochung einer Charge im Zellstoffkocher stellt die anfallende Ablauge eine Suspension aus Wasser, den Aufschlußchemikalien bzw. hieraus entstandenen Reaktionsprodukten und festen bzw. gelösten Holzbestandteilen dar. Diese Ablauge soll auf energetisch vorteilhafte und umweltschonende Weise entsorgt werden.

[0003] Die Ablauge eines Zellstoffkochers weist insbesondere auf Grund ihres Gehaltes an festen und gelösten Holzbestandteilen einen nennenswerten Heizwert auf. Es hat sich daher als vorteilhaft erwiesen, die Ablaugen von Zellstoffkochern bevorzugt in Verbrennnungsanlagen thermisch zu entsorgen. Die hierdurch freigesetzte Abwärme kann z.B. in Form von Prozeßdampf rückgeführt und beim weiteren Betrieb des Zellstoffkochers genutzt werden.

[0004] Schließt sich desweiteren eine sogenannte Rückgewinnungsanlage an, so können aus den Verbrennungsprodukten am Ausgang der Ablaugenverbrennungsanlage, d.h. aus dem Rauchgas und der Asche, die wesentlichen Komponenten der Aufschlußchemikalien zurückgewonnen werden. Durch Lösung dieser gas- bzw. ascheförmigen Komponenten in Wasser können große Mengen an Aufschlußchemikalien wieder aufbereitet und dem Prozeß, d.h. dem Zellstoffkocher, für die Bearbeitung weiterer Chargen erneut zugeführt werden.

[0005] Aus der FR-A-2 506 898 ist bereits ein Betriebsverfahren für die Verbrennung von chemischen Flüssigkeiten, insbesondere auch von Ablaugen bei der Zellstoffkochung, bekannt, bei der als wesentliche Regelgröße die Viskosität der Flüssigkeit herangezogen wird und davon abhängig eine Düse zum Zerstäuben der Flüssigkeit eingestellt wird. Dabei ist die visuell über die Aschefarbe erfaßte Aschequalität wesentlicher Einstellparameter. Daneben wird in der US-A-4 683 841 ein Betriebsverfahren zur Verbrennung und Reduktion von Ablaugen bei der Zellstoffkochung beschrieben, bei dem die Ablauge auf eine Unterlage aufgestäubt wird und bei dem die Dicke der sich dabei auf der Unterlage ausbildenden Schicht als Regelgröße herangezogen wird. Im einzelnen wird dazu der Zusammenhang zwischen Schichtdicke, Viskosität, Dichte und der Flußrate der Ablauge untersucht. Für diese Faktoren ergeben sich vergleichsweise komplexe Zusammenhänge, da die Schichtdicke immer nur eine Sekundärgröße ist. Der Massenstrom geht als inverse Wurzelfunktion in den Regelalgorithmus ein.

[0006] Der Erfindung liegt demgegenüber die Aufgabe zugrunde, ein automatisierbares Betriebsverfahren zur Verbrennung von Ablauge eines Zellstoffkochers anzugeben und eine dafür geeignete Verbrennungsanlage zu schaffen.

[0007] Die Aufgabe ist erfindungsgemäß durch die im Patentanspruch 1 angegebenen Verfahrensmerkmale und den im zugehörigen Vorrichtungsanspruch 2 angegebenen Sachmerkmale gelöst. Vorteilhafte Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Vorrichtung sind in den abhängigen Ansprüchen enthalten.

[0008] Die Erfindung wird desweiteren unter Zuhilfenahme der in den nachfolgend kurz angeführten Figuren dargestellten bevorzugten Ausführungsbeispielen näher erläutert. Dabei zeigt

FIG 1:

das Blockschaltbild eines Prozeßkreislaufes für die Aufschlußchemikalien, mit einem Zellstoffkocher, einer Ablaugenverbrennungsanlage und einer den Prozeßkreislauf schließenden Rückgewinnungsanlage,

FIG 2:

erste, bevorzugte Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung,

FIG 3:

das Blockschaltbild einer Ablaugenverbrennungsanlage mit weiteren Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung, welche eine Regeleinrichtung aus einer Zerstäubungs- und Viskositätsregelung und einen Ascheanalysator enthalten,

FIG 4:

eine vorteilhalfte Ausführungsform einer Zerstäubungsregelung in der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung, und

FIG 5:

eine vorteilhafte Ausführungsform einer Viskositätsregelung in der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung.

[0009] In FIG 1 ist ein geschlossener Prozeßkreislauf für die Aufschlußchemikalien eines Zellstoffkochers dargestellt. Zentrales Element ist dabei eine Ablaugenverbrennungsanlage LVA, welcher die Ablauge vom Zellstoffkocher ZK insbesondere in eingedickter und vorgewärmter Form zugeführt wird. Der Prozeßkreislauf zwischen dem Ausgang der Verbrennungsanlage LVA und dem Eingang des Kochers ZK wird durch Mittel zur Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien aus den gas- und ascheförmigen Verbrennungsprodukten der Verbrennungsanlage LVA geschlossen.

[0010] Im Detail enthält die Anlage von FIG 1 am Anfang des Prozeßkreislaufes eine sogenannte Kochsäurebereitung KB. Dieser werden über eine Zuführung 3 Frischwasser und über die Zuführung 1, 2 die wesentlichen Komponenten zur Aufbereitung der Kochsäure für den Zellstoffkocher zugeführt. Im Beispiel der FIG 1 handelt es sich um einen nach dem sogenannten Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkocher. So werden über die Leitungen 1, 2 Magnesiumoxid MgO als basische Komponente und Schwefeldioxid SO₂ als saure Komponente zugeführt. Nach deren Auflösung in dem über die Leitung 3 zugeführten Frischwasser entsteht die Kochsäure. Zur Zellstoffkochung wird der Kocher über eine Zuführung 6 mit Hackschnitzeln und anschließend über die Zuführung 4 mit Kochsäure aus der Kochsäurebereitung KB angefüllt. Ferner ist häufig eine separate Prozeßdampfzuführung 5 vorgesehen.

[0011] Nach Ablauf der Kochung der jeweils im Zellstoffkocher ZK befindlichen Charge an Hackschnitzeln wird zunächst die konzentrierte Kocherablauge SLK über eine Abführung 8 abgelassen. Desweiteren wird der fertiggekochte Zellstoff über eine Abführung 7 einem sogenannten Blastank BL zugeführt. Dieser dient zur Spülung des Zellstoffes. Hierzu wird dem Tank Spülwasser über eine Leitung 9 zugeführt. Nach Ablauf des Spülvorganges wird die herausgespülte, nun verdünnte Kocherablauge SLV über eine Abführung 10 abgelassen. Ferner kann der fertige, gespülte Zellstoff über eine Abführung 11 aus dem Blastank BL entnommen werden.

[0012] Zur Entsorgung werden die konzentierte, über die Abführung 8 direkt aus dem Zellstoffkocher ZK entnommene Kocherablauge SLK und die verdünnte, über die Abführung 10 aus dem Blastank BL entnommene Kocherablauge SLV einem Eindampfer ED zugeführt. Dieser erzeugt mittels Heizdampf, welcher über eine Leitung 12 zugeführt wird, verdickte Ablauge SLD. Diese wird über eine Abführung 13 der Ablaugenverbrennungsanlage LVA zugeführt. Die bei dieser thermischen Verbrennung auftretende Abwärme kann über eine Prozeßdampfabführung 14 entnommen und in den Prozeßkreislauf rückgeführt werden. Bevorzugt wird sie dem Zellstoffkocher ZK für die Kochung einer folgenden Charge von Hackschnitzeln zugeführt.

[0013] Die Verbrennungsprodukte KAG an der Abführung 15 der Ablaugenverbrennungsanlage LVA bestehen aus Rauchgasen und Asche. Ein an schließendes Elektrofilter EF dient zur Abscheidung der Asche aus dem Rauchgasstrom. Die pulverförmige Asche AS kann über eine Abführung 16 vom Elektrofilter EF in die Kochsäurebereitung KB rückgeführt werden. Bei dem im Beispiel der FIG 1 nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkocher besteht die Asche AS im wesentlichen aus pulverförmigem Magnesiumoxid MgO. Das weitgehend aschefreie Rauchgas AG wird über einer Abführung 17 vom Elektrofilter EF zu einem Wäscher W weitergeleitet. Dieser dient zur Auswaschung wasserlöslicher, gasförmiger Bestandteile. Hierzu wird Waschwasser über eine Leitung 18 zugeführt. Die sich ergebende Lösung ASL kann schließlich über eine Abführung 20 wiederum in die Kochsäurebereitung KB am Eingang des Prozeßkreislaufes rückgeführt werden. Im Falle eines beispielhaft nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochers handelt sich bei der Lösung ASL im wesentlichen um eine SO₂ - Lösung mit H⁺ und SO₃^-- -Ionen. Das verbleibende, gereinigte Rauchgas GAG wird schließlich über eine Abführung 19 und einen Kamin K in die Atmosphäre abgelassen. Mit einem derart geschlossenen Prozeßkreislauf nach FIG 1 ist es möglich, einen großen Teil der zum Aufschluß der Hackschnitzelmasse im Zellstoffkocher ZK benötigten Aufschlußchemikalien rückzuführen. Über die Zuführungen 1, 2 müssen Aufschlußchemikalien lediglich zum Ausgleich von Verlusten im Prozeßkreislauf nachdosiert werden. Im Beispiel der FIG 1 werden hierzu frisches Magnesiumoxid MgO und eine wäßrige Schwefeldioxidlösung SO₂ zudosiert.

[0014] Gemäß der Erfindung soll eine Betriebsvorrichtung derart auf die Ablaugenverbrennungsanlage LVA eingreifen, daß das gereinigte Restrauchgas GAG am Ausgang des Wäschers W möglichst nur noch aus den natürlich vorkommenden Luftbestandteilen zusammengesetzt ist, d.h. insbesondere aus N₂, CO₂ und O₂.

[0015] Hierzu weist die Betriebsvorrichtung erfindungsgemäß eine Regeleinrichtung für die Tröpfchengröße der in den Ablaugenverbrennungskessel der Ablaugenverbrennungsanlage zerstäubten Ablauge auf. Desweiteren ist ein Sollwertgeber für die Regelvorrichtung vorgesehen, welcher aus dem Istwert der Dichte, des Heizwertes und des Massenstromes der zugeführten Ablauge einen Sollwert für die Tröpfchengröße nachbildet. Die erfindungsgemäße Betriebsvorrichtung greift derart auf die Ablaugenverbrennungsanlage LVA ein, daß die Asche AS nahezu vollständig hydratisierbar ist. Im Beispiel eines nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Kochers hat dies den Vorteil, daß die Asche AS nahezu vollständigt aus aktivem, d.h. wasserlöslichem Magnesiumoxid MgO besteht. Die Erfindung und bevorzugte erste Ausführungsformen derselben werden desweiteren an Hand des Blockschaltbildes von FIG 2 näher erläutet.

[0016] Die Ablaugenverbrennungsanlage LVA im Beispiel der FIG 2 weist im wesentlichen einen Ablaugenverbrennungskessel LVK auf, dem die bevorzugt eingedickte Ablauge SLD über eine bevorzugt einstellbare Zerstäuberdüse ZD zugeführt wird. Der Zerstäubungsgrad der Düse, d.h. die aktuelle Tröpfchengröße d der in den Verbrennungskessel LVK zerstäubten Ablauge kann dabei bevorzugt mittels einer Zerstäuberdampfzuführung ZDZ beeinflußt werden. Bevorzugt ist dem Ablaugenverbrennungskessel LVK zusätzlich ein Vorwärmer VW vorgeschaltet, welcher mittels einer Heizdampfzuführung HD die Ablauge SLD vorgewärmt. Die vorgewärmte Ablauge SLDV wird über die Zerstäuberdüse ZD in den Verbrennungskessel LVK zerstäubt.

[0017] Erfindungsgemäß ist eine Regeleinrichtung RE für die Tröpfchengröße d der in den Kessel LVA zerstäubten Ablauge SLDV vorgesehen. Der Regeleinrichtung RE ist desweiteren ein Sollwertgeber TO vorgeschaltet. Dieser bildet einen Sollwert d* für die Tröpfchengröße unter Zuhilfenahme der Istwerte der Dichte D, des Heizwertes Ho und des Massenstromes ṁ der Ablauge SLD derart nach, daß das Stellsignal X der Regeleinrichtung RE so auf die Verbrennungsanlage eingreift, daß die Verbrennungsprodukte KAG am Ausgang des Kessels LVK möglichst große Mengen an hydratisierbaren Ausgangsstoffen für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien enthalten.

[0018] Gemäß einer ersten, in FIG 2 bereits dargestellten Ausführungsform ist der Sollwertgeber TO derart aufgebaut, daß der Sollwert d* für die Tröpfchengröße mittels der Beziehung

nachgebildet wird, mit

K1...K3:

Verstärkungsfaktoren

D :

Istwert Dichte Ablauge

Ho:

Istwert Heizwert Ablauge

ṁ :

Istwert Massenstrom Ablauge.

[0019] Die Verstärkungsfaktoren K1, K2, K3 sind dabei anlagenabhängig, und werden bevorzugt bei der Inbetriebnahme der Anlage experimentell ermittelt. Bevorzugt werden die Istwerte der Dichte D und des Massenstromes ṁ der Ablauge von Meßgebern bereitgestellt, welche am Eingang der Ablaugenverbrennungsanlage LVA in die Rohrleitungen eingebaut sind. Diese Istwerte sind somit On-line-Meßwerte. Bei einer weiteren Ausführungsform ist es ausreichend, wenn der Istwert des Heizwertes Ho der Ablauge nicht als On-line-Meßwert, sondern lediglich als ein Labor-Meßwert zur Verfügung steht. Da der Heizwert normalerweise nur längerfristig Veränderungen ausgesetzt ist, ist es ausreichend, in regelmäßigen Zeitabständen eine Probe der Ablauge einer Laboruntersuchung zuzuführen.

[0020] Gemäß der Erfindung ist es somit ausreichend, zur Nachbildung des Sollwertes d* für die Regeleinrichtung RE der Tröpfchengröße lediglich Kennwerte der der Ablaugenverbrennungsanlage LVA zugeführten Ablauge SLD heranzuziehen. Als Kennwerte dienen dabei die Istwerte der Dichte D, des Heizwertes Ho und des Massenstromes m der Ablauge, welche bevorzugt mittels der obigen Gleichung 1 zueinander in Beziehung gebracht werden.

[0021] Gemäß einer weiteren, in FIG 2 bereits dargestellten Ausführungsform der Erfindung können zur weiteren Verbessungen der Sollwertnachbildung im Sollwertgeber TO zusätzlich Meßgrößen herangezogen werden, welche am Ausgang der Ablaugenverbrennungsanlage insbesondere durch Analyse der anfallenden gas- und ascheförmigen Verbrennungsprodukte gebildet werden. Im Beispiel der FIG 2 sind somit zusätzlich Mittel zur Messung der Istwerte der Stickoxid- und Kohlenmonoxidgehalte NO_x, CO des Rauchgases KAG, Mittel zur Bestimmung einer Maßzahl für die sogenannte "Aschequalität" Q und ein Meßgeber für die Feuerraumtemperatur T_F vorhanden. Diese Meßwerte werden dem Sollwertgeber TO zur nachbildung des Sollwertes d* der Tröpfchengröße zusätzlich zugeführt. Dabei gibt die Maßzahl für die Aschequalität Q im wesentlichen den Gehalt an hydratisierbaren Feststoffen in der Asche AS an.

[0022] Gemäß einer weiteren, in FIG 2 ebenfalls bereits dargestellten Ausführungsform ist der Sollwertgeber TO derart aufgebaut, daß der Sollwert d* für die Tröpfchengröße mittels der Beziehung

nachgebildet wird, mit

K4...K7:

Verstärkungsfaktoren

NO_X :

Stickoxidgehalt Rauchgas

CO :

Kohlenmonoxidgehalt Rauchgas

Q :

"Aschequalität"

T_F :

Istwert Feuerraumtemperatur.

[0023] Auch hier sind die Verstärkungsfaktoren K4...K7 stark anlagenabhängig, und werden in der Regel bei der Inbetriebnahme derselben experimentell ermittelt. Bei einer weiteren Ausführungsform werden die Istwerte der Stickoxid- und Kohlenmonoxidgehalte NO_x, CO und der Feuerraumtemperatur T_F wiederum von Meßgebern als On-line-Meßwerte zur Verfügung gestellt. Für den Istwert der Aschequalität Q ist es dagegen häufig ausreichend, wenn dieser über eine Probenentnahme in Form eines Labor-Meßwertes ermittelt wird.

[0024] Weitere Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung werden desweiteren unter Zuhilfenahme des Blockschaltbildes in FIG 3 näher erläutet.

[0025] Gemäß einer weiteren Ausführungsform der Erfindung enthält die Regeleinrichtung RE für die Tröpfchengröße d der in den Ablaugenverbrennungskessel LVK zerstäubten Ablauge SLDV eine Zerstäubungsregelung ZR. Diese erzeugt ein Stellsignal X_ZD für den einstellbaren Druck in einer Zerstäuberdampfzuführung ZDZ zu einer Zerstäuberdüse ZD für die Ablauge. Gemäß dieser Ausführungsform kann die Tröpfchengröße vorteilhaft durch Beeinflussung des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung für die Zerstäuberdüse geregelt werden. Das Stellsignal X_ZD der Zerstäubungsregelung ZR wird dabei abhängig vom nachgebildeten Sollwert d* für die Tröpfchengröße und abhängig von den Istwerten des Massenstromes ṁ der Ablauge, der Aschequalität Q und der Druckdifferenz dP zwischen der Ablaugenzuführung am Haupteingang der Zerstäuberdüse ZD und der Zerstäuberdampfzuführung ZDZ am Hilfsenergieeingang gebildet. Die Zerstäubungsregelung ZR hat im wesentlichen die Aufgabe, die tatsächliche Tröpfchengröße d entsprechend dem vom Sollwertgeber TO nachgebildeten Sollwert d* durch Vorgabe des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung für die Zerstäuberdüse ZD einzustellen, und auch beim Auftreten von Störungen konstant zu halten. Als wesentliche Störgrößen des Systems werden Schwankungen im Massenstrom ṁ der Ablauge und in der Qualität Q der Asche AS als eines der Verbrennungsprodukte des Kessels LVK berücksichtigt.

[0026] Bei einer weiteren, in FIG 3 bereits dargestellten Ausführungsform der Erfindung enthält die Regeleinrichtung RE für die Tröpfchengröße d eine zusäztliche Viskositätsregelung VR für die Ablauge. Diese erzeugt ein Stellsignal X_HD für den Druck in einer Heizdampfzuführung HD zu einem Vorwärmer VW für die Ablauge SLD am Eingang des Ablaugenverbrennungskessels LVK. Das Stellsignal X_HD wird dabei abhängig vom nachgebildeten Sollwert d* für die Tröpfchengröße und abhängig von den Istwerten des Massenstromes ṁ, der Dichte D und der Temperatur T der vorgewärmten Ablauge SLDV gebildet. Die Viskositätsregelung VR hat ebenfalls im wesentlichen die Aufgabe, den Istwert der Tröpfchengröße d dem Sollwert d* nachzuführen, und bei Auftreten von Störgrößen konstant zu halten. Als wesentliche Störgrößen des Systems werden in diesem Fall Schwankungen im Massenstrom ṁ und der Dichte D der zugeführten Ablauge SLD berücksichtigt.

[0027] Im Blockschaltbild der FIG 3 ist ebenfalls bereits ein Beispiel für einen Ascheanalysator AA zur Bestimmung einer Maßzahl für die Aschequalität Q dargestellt. Dem Ascheanalysator AA wird ein Teil der über einen Elektrofilter EF aus den Verbrennungsprodukten KAG des Ablaugenverbrennungskessels LVK ausgefilterten Asche AS zur Analyse zugeführt. Das aschefreie, gereinigte Rauchgas AG am Ausgang des Elektrofilters EF wird schließlich mittels eines Rauchgasanalysators GA auf seine Bestandteile hin untersucht. Hierbei werden die Meßwerte für die Kohlenmonoxid- und Stickoxidgehalte CO, NO_x gebildet und dem Sollwertgeber TO zugeführt.

[0028] Gemäß einer in FIG 3 bereits dargestellten Ausführungsform bildet der Ascheanalysator AA die Maßzahl der Aschequalität Q nach unter Zuhilfenahme eines Meßwertes für die Ascheweiße B und eines Labormeßwertes für den Gehalt an hydratisierbaren Ausgangsstoffen für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien in der Asche. Für die Aschequalität ist auch die Ascheweiße ein wichtiger Faktor. Ist beispielsweise deren Wert gering, so enthält die Asche einen zu großen Anteil von unverbranntem Kohlenstoff. Die dann graue Färbung der Asche deutet auf eine unvollständige Verbrennung hin. Die erfindungsgemäße Betriebsvorrichtung optimiert in diesem Fall durch Anpassung des Sollwertes d* über den Sollwertgeber TO und/oder des Istwertes d für die Tröpfchengröße über die Regeleinrichtung RE die Verbrennungsbedingungen. Ist in einem anderen Fall der Wert der Ascheweiße B sehr groß, so deutet dies ebenfall dies auf eine geringe Aschequalität hin. In diesem Fall enthält die Asche einen zu großen Anteil an "totgebrannten" Ausgangsstoffen, welche nur schwer hydratisierbar und somit für die Rückgewinnung von Aufschlußchemikalien ansich unbrauchbar sind. Im Beispiel eines nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochers tritt in diesem Fall totgebranntes, nicht aktives Magnesiumoxid MgO auf, welches sich nicht mehr in Wasser zur basischen Komponente für die Kochflüssigkeit auflösen läßt. Bei dieser Ausführungsform wird somit die Maßzahl der Aschequalität Q unter Zuhilfenahme eines Meßwertes für die Ascheweiße B und eines Labormeßwertes für den Gehalt an hydratisierbarem MgOa ("Aktiv-Magnesiumoxid") nachgebildet.

[0029] Bei einer weiteren Ausführungsform der Erfindung enthält der Ascheanalysator AA einen Funktionsgeber F, der die Maßzahl der Aschequalität Q mittels der Beziehung

nachgebildet, mit

K8, K9:

Verstärkungsfaktoren

B :

Istwert Ascheweiße

MgOa :

Gehalt an hydratisierbaren Ausgangsstoffen für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien.

[0030] Die Verstärkungsfakoren K8, K9 sind wiederum abhängig von der jeweiligen Gestaltung der Verbrennungsanlage LVA und des Ascheanalysators AA. Sie werden in der Regel bei Inbetriebnahme der Anlage experimentell bestimmt.

[0031] Bei einer weiteren, in FIG 3 ebenfalls bereits dargestellten Ausführungsform werden dem Ascheanalysator AA weitere Meßwerte zugeführt, um die Maßzahl für die Aschequalität Q mit einer noch größeren Genauigkeit bestimmen zu können. Als weitere Hilfsgrößen können hier neben dem Meßwert für die Ascheweiße B ein Meßwert für die Aschedichte D_A und/oder ein Meßwert für das Atommassenverhältnis u der Asche und/oder ein Meßwert für den pH-Wert der Asche berücksichtigt werden. Die Ascheweiße, das Atommassenverhältnis bzw. der pH-Wert sind unter Umständen meßtechnisch leichter zu erfassen als der Labormeßwert für den Gehalt an hydratisierbaren Ausgangsstoffen MgOa für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien. Aus diesem Grund kann der Summand K9*MgOa in Gleichung 3 unter Zuhilfenahme eines der zusätzlichen Meßwerte bzw. einer Funktion aus denselben ersetzt werden.

[0032] Die Maßzahl für die Aschequalitat Q kann somit auch mittels einer der nachfolgenden Beziehungen nachgebildet werden:







mit

K8, K10...K12:

Verstärkungsfaktoren

D_A :

Istwert Aschedichte

u :

Atommassenverhältnis Asche

pH :

pH-Wert-Asche.

[0033] Auch in diesem Fall sind die Verstärkungsfaktoren K8, K10...K12 anlagenabhängig, und werden in der Regel bei deren Inbetriebnahme experimentell ermittelt. Im Beispiel der FIG 3 ist im Ascheanalysator AA zur Bestimmung des pH-Wertes der Asche AS ein Mischer M vorgesehen, welcher einen Teil der vom Elektrofilter EF bereitgestellten Asche AS mit Wasser vermischt. Die Meßgeber zur Bestimmung des Atommassenverhältnisses u, der Aschedichte D_A, der Ascheweiße B und des pH-Wertes sind im Blockschaltbild der FIG 3 vor und nach dem Mischer M symbolisch dargestellt.

[0034] Das Atommassenverhältnis u der Asche wird in der Regel durch eine radioaktive Messung der Atomabsorptionskoeffizienten bestimmt. Im Beispiel eines nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochers gibt der Wert u den auf den Kohlenstoff- bzw. Sauerstoffgehalt bezogenen Wert des Magnesiumgehaltes in der Asche an. Es gelten somit die Beziehungen

bzw.

[0035] Mit Hilfe der Figuren 4 und 5 werden schließlich weitere vorteilhafte Ausführungsformen für die Zerstäubungs- und Viskositätsregelungen in der erfindungsgemäße Betriebsvorrichtung näher erläutet.

[0036] FIG 4 zeigt eine vorteilhafte Ausführungsform einer Zerstäubungsregelung ZR in der Regeleinrichtung RE der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung. Diese enthält einen Differenzdruckregler RP, dem der Differenzdruck dP zwischen der Zuführung der bevorzugt eingedickten und vorgewärmten Ablauge SLDV und des Zerstäuberdampfes ZDZ zur Zerstäuberdüse ZD als Istwert bereitgestellt wird. Der Zerstäuberdampf wird dabei als Hilfsmedium zur Zerstäubung der Ablauge zugeführt. Durch Regelung des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung ZDZ kann der Zerstäubungsgrad und damit die Tröpfchengröße d der zerstäubten Ablauge beeinflußt werden. Hierzu gibt der Differenzdruckregler RP ein Stellsignal X_ZD zur Einstellung des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung ZDZ für die Zerstäuberdüse ZD ab. Im Beispiel des FIG 4 wird das Stellsignal X_ZD in der Prozeßebene PZ einem Stellventil ST2 in der Zuführung für den Zerstäuberdampf ZDZ zugeführt.

[0037] Die Zerstäubungsregelung ZR weist zusätzlich einen Differenzdrucksollwertbildner SP auf, der den Sollwert dP* für den Differenzdruckregler RP mittels einer positiv-linearen Kennlinie aus dem Istwert des Massenstromes ṁ der Ablauge nachbildet. Dabei nimmt zum einen die Steigung der Kennlinie bei einer Zunahme des Istwertes der Aschequalität Q ab. Zum anderen wird die Kennlinie bei einer Zunahme des Sollwertes d* der Tröpfchengröße parallel nach unten verschoben. Auch hier dient die Berücksichtigung des Sollwertes d* der Tröpfchengröße und des Istwertes der Aschequalität Q zum Ausgleich von Störungen. Im Beispiel der FIG 4 sind der Differenzdrucksollwertbildner SP und der Differenzdruckregler RP in einer sogenannten Prozeßleitebene PL angeordnet. Sie können entweder in Form von diskreten Bauelementen bzw. Bausteinen ausgeführt sein, bzw. im programmtechnischer Form in einem rechnergestützten Prozeßleitsystems realisiert sein. Die Signale X_ZD und dP werden bevorzugt über Ein- und Ausgabeschnittstellen EAS zwischen der Prozeßebene PZ und der Prozeßleitebene PL ausgetauscht.

[0038] In FIG 5 ist schließlich eine vorteilhafte Ausführungsform für eine Viskositätsregelung VR in der Regeleinrichtung RE der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung dargestellt. Diese enthält einen überlagerten Viskositätsregler RV, dem die Viskosität n der bevorzugt eingedickten und vorgewärmten Ablauge SLDV nach Durchlaufen des Vorwärmes VW als Istwert zugeführt wird. Der Viskositätsregler RV gibt einen Sollwert T* für die Temperatur T der vorzuwärmenden Ablauge ab. An den überlagerten Viskositätsregler RV schließt sich ein unterlagerter Ablaugentemperaturregler RT an. Diesem wird der Sollwert T* für die Temperatur T der vorgewärmten Ablauge SLDV vom Viskositätsregler RV und die Temperatur T der Ablauge nach Durchlaufen des Vorwärmes VW als Istwert zugeführt. Der Ablaugentemperaturregler RT bildet schließlich das Stellsignal X_HD für den Druck in der Heizdampfzuführung HD zum Vorwärmer VW. Im Beispiel der FIG 5 wird das Stellsignal X_HD in der Prozeßebene PZ einem Stellventil ST1 in der Heizdampfzuführung HD zugeführt.

[0039] Die Viskositätsregelung VR enthält zudem einen Viskositätssollwertbildner SV, der den Sollwert n* für den überlagerten Viskositätsregler RV mittels einer negativ-linearen Kennlinie aus dem Istwert des Massenstromes ṁ der Ablauge SLD nachbildet. Der Sollwertgeber ist dabei so ausgelegt, daß die Steigung der Kennlinie bei einer Zunahme des Istwertes der Dichte D der Ablauge abnimmt, und die Kennlinie bei einer Zunahme des Sollwertes d* der Tröpfchengröße parallel nach oben verschoben wird. Auch hier dient wiederum die Berücksichtung des Sollwertes d* für die Tröpfchengröße und des Istwertes der Dichte D der Ablauge zur Kompensation von Störungen.

[0040] Der Istwert der Viskosität n der dem Vorwärmer VW zugeführten Ablauge SLD kann zum einen meßtechnisch erfaßt werden. Bei einer anderen, in FIG 5 bereits dargestellten Ausführungsform kann der Viskositätswert n auch unter Zuhilfenahme der bereits vorhandenen Meßgrößen nachgebildet werden. Hierzu ist ein Viskositätsistwertbildner IV vorgesehen, der den Istwert n der Viskosität der Ablauge SLDV nach Durchlaufen des Vorwärmers VW mittels einer negativ-linearen Kennlinie aus dem Istwert der Temperatur T der vorgewärmten Ablauge SLDV nachbildet. Der Istwertbildner ist dabei so ausgelegt, daß bei einer Zunahme des Istwertes der Dichte D der Ablauge SLD vor dem Vorwärmer VW die Steigung der Kennlinie abnimmt und diese gleichzeitig parallel nach oben verschoben wird.

[0041] Auch im Beispiel der FIG 5 sind der Sollwertgeber SV, der Viskositätsregler RV, der Temperaturregler RT und der Istwertbildner IV in einer Prozeßleitebene PL angeordnet. Sie können entweder in Form von diskreten Bauelementen bzw. Bausteine ausgeführt, bzw. in programmierter Form in einem rechnergestützten Prozeßleitsystem realisiert sein.

Bezugszeichenliste

[0042] 

FIG 1	Blockschaltbild Rückgewinnungsanlage
KB	Kochsäurebereitung
MgO,1	Magnesiumoxid, Zudosierung (Frisch-MgO)
SO2,2	Schwefeldioxid, Zudosierung (wäßrige Lösung)
H2O,3	Frischwasser, Zuführung
4	Abführung fertige Kochsäure
ZK	Zellstoffkocher
5	Prozeßdampfzuführung
6	Hackschnitzelzuführung
7	Abführung Zellstoff
SLK,8	Kocherablauge konzentriert, Abführung
BL	Blastank
H2O,9	Spülwasserzuführung
SLV,10	Kocherablauge verdünnt, Abführung
ZS,11	fertiger Zellstoff, Abführung
ED	Eindampfer
12	Heizdampzuführung
SLD,13	Kocherablauge verdickt, Abführung
LVA	Ablaugenverbrennungsanlage
14	Prozeßdampfabführung
KAG,15	Kesselverbrennungsprodukte (Rauchgas+Asche), Abführung
EF	Elektrofilter zur Ascheabscheidung
AS(MgO),16	Asche (Magnesiumoxid), Abführung
AG,17	aschefreies Rauchgas, Abführung
W	Wäscher zur Auswaschung wasserlöslicher Bestandteile des Abgases
H2O,18	Waschwasser, Zuführung
GAG,19	gereinigtes Restabgas, Abführung
K	Kamin
ASL,20	wässrige SO2-MgO-Lösung, Abführung
FIG 2 / FIG 3
SLD	eingedickte Ablauge
d	Istwert Tröpfengröße (nicht meßbar)
TO	Sollwertbildner für Tröpfchengröße
Meßgrößen vom Eingang Ablaugenverbrennungskessel
ṁ	Massenstrom Ablauge
D	Dichte Ablauge
Ho	Heizwert Ablauge (Labormeßwert)
Meßgrößen vom Ausgang Ablaugenverbrennungskessel
TF	Feuerraumtemperatur
Q	Aschequalitätsmaßzahl
CO	Kohlenmonoxidgehalt
NOx	Stickoxidgehalt
Ausgangsgröße
d*	Sollwert für (optimale) Tröpfchengröße
RE	Regeleinrichtung für Tröpfchengröße
X	Stellsignal (allgem.) am Ausgang (FIG 2)
VR	Viskositätsregelung
VW	Ablaugenvorwärmer
T	Istwert Temperatur vorgewärmte, eingedickte Ablauge
XHD	Stellsignal für Heizdampfzuführung Ablaugenvorwärmer
SLDV	vorgewärmte, eingedickte Ablauge
ZR	Zerstäubungsregelung
ZD	einstellbar Zerstäuberdüse
LVK	Ablaugenverbrennungskessel
ZDZ	Zersträuberdampfzuführung
dP	Differenzdruck Zerstäuberdampf/Ablauge
XZD	Stellsignal für Zerstäuberdampfzuführung Zerstäuberdüse
EF	Elektrofilter
KAG	Kesselabgas (Gas+Asche)
AG	aschefreies Abgas
AS	Asche
GA	Abgasanalysator
AA	Ascheanalysator
F	Funktionsgeber
u	Atommassenverhältnis
DA	Aschedichte
B	Ascheweiße
pH	Asche-pH-Wert
MgOa	Gehalt an hydratisierbarem MgO (Aktiv-MgO)
Q	Aschequalitätsmaßzahl
M	Mischer
FIG 4	Viskositätsregelung VR
SV	Viskositätssollwertbildner
n,n*	Ist- und Sollwert Viskosität Ablauge
RV	überlagerter Viskositätsregler
IV	Viskositätsistwertbildner
T,T*	Ist- und Sollwer Temperatur Ablauge
RT	unterlagerter Ablaugentemperaturregler
ST1	Stellventil für Heizdampf Ablaugenvorwärmer
HD	Heizdampfzuführung
PL	Prozeßleitebene
PZ	Prozeßebene
EAS	Ein- und Ausgabeschnittstellen
FIG 5	Zerstäubungsregelung ZR
dP,dP*	Ist- und Sollwert Differenzdruck
SP	Differenzdrucksollwertbildner
RP	Differenzdruckregler
ZD	Zerstäuberdampfzuführung
ST2	Stellventil für Zerstäuberdampf Zerstäuberdüse

Ansprüche

1. Betriebsverfahren zur Verbrennung von Ablaugen, die bei nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochern anfallen, wobei die Ablauge in Abhängigkeit von der Aschequalität mit vorgebbarer Tröpfchengröße zerstäubt wird, wozu durch Veränderung des Differenzdruckes (dP) zwischen dem Druck in der Ablauge und dem Druck im zerstäubenden Dampf ein Sollwert (d*) für die Tröpfchengröße einstellbar ist, gekennzeichnet durch folgende Maßnahmen:

- Die Ablaugeverbrennung erfolgt im Rahmen der Rückgewinnung von Aufschlußchemikalien (SO₂, MgOa), insbesondere von aktivem Magnesiumoxid (MgOa),

- Dichte (D), Heizwert (H_o) und Massenstrom (ṁ) der Ablauge (SLD, SLDV) werden als Istwerte gemessen,

- beim Zerstäuben der Ablauge wird die Tröpfchengröße der zerstäubten Ablauge geregelt,

- aus den Istwerten der Dichte (D), des Heizwertes (H_o) und des Massenstromes (ṁ) der Ablauge wird der Sollwert (d*) für die Tröpfchengröße entsprechend der Beziehung

nachgebildet, mit

K1...K3:   Verstärkungsfaktoren

D :   Istwert Dichte Ablauge

H_o :   Istwert Heizwert Ablauge und

ṁ :   Istwert Massenstrom Ablauge,

- wodurch die Verbrennungsprodukte (KAG) der verbrannten Ablauge (SLDV) möglichst große Mengen an hydratisierbaren Ausgangsstoffen (SO₂, MgOa) für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien enthalten.

2. Verbrennungsanlage (LVA) für die Ablauge (SLK, SLV, SLD) eines nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochers (ZK) zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1, wobei

a1) eine Rückgewinnungsanlage für die Aufschlußchemikalien (1,MgO; 2,SO₂) des Zellstoffkochers (ZK) und

a2) ein Ablaugenverbrennungskessel (ZD, LVK) für die bevorzugt eingedickte Ablauge (SLD, SLDV) des Zellstoffkochers (ZK) vorhanden sind,

denen eine Betriebsvorrichtung mit

b1) einer Regeleinrichtung (RE) für die Tröpfchengröße (d) der in den Ablaugenverbrennungskessel (LVK) zerstäubten Ablauge (SLD, SLDV),

b2) Mitteln zur Messung der Istwerte der Dichte (D), des Heizwertes (H_o) und des Massenstromes (ṁ) der Ablauge (SLD, SLDV) am Eingang der Ablaugenverbrennungsanlage (LVA), und mit

b3) einem Sollwertgeber (T0) für die Regeleinrichtung (RE), welcher aus den Istwerten der Dichte (D), des Heizwertes (H_o) und des Massenstromes (ṁ) einen Sollwert (d*) für die Tröpfchengröße derart nachbildet, daß die Verbrennungsprodukte (KAG) der verbrannten Ablauge (SLDV) am Ausgang des Ablaugenverbrennungskessels (LVK) möglichst große Mengen an hydratisierbaren Ausgangsstoffen (SO₂, MgOA) für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien enthalten,

zugeordnet ist, wobei die Beziehung

gilt, mit

K1...K3 :   Verstärkungsfaktoren

D :   Istwert Dichte Ablauge

H_o :   Istwert Heizwert Ablauge und

ṁ :   Istwert Massenstrom Ablauge.

3. Verbrennungsanlage nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Istwerte der Dichte (D) und des Massenstromes (ṁ) der Ablauge Online-Meßwerte sind, und der Istwert des Heizwertes (H_o) der Ablauge ein Labor-Meßwert ist.

4. Verbrennungsanlage nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß zusätzlich Mittel zur Messung der Istwerte der Stickoxid-(NO_x) und Kohlenmonoxidgehalte (CO) des Rauchgases (AG), der Aschequalität (Q) und der Feuerraumtemperatur (TF) am Ausgang der Ablaugenverbrennungsanlage (LVA) vorhanden sind, und die Istwerte dem Sollwertgeber (TO) zur Nachbildung des Sollwertes (D*) der Tröpfchengröße zusätzlich zugeführt werden.

5. Verbrennungsanlage nach Anspruch 2 und 4, dadurch gekennzeichnet, daß der Sollwertgeber (TO) derart aufgebaut ist, daß der Sollwert (d*) für die Tröpfchengröße mittels der Beziehung

nachgebildet wird, mit

K4...K7:   Verstärkungsfaktoren

No_x :   Stickoxidgehalt Rauchgas

CO :   Kohlenmonoxidgehalt Rauchgas

Q :   Aschequalität und

T_F :   Istwert Feuerraumtemperatur.

6. Verbrennungsanlage nach Anspruch 4 oder 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Istwerte der Stickoxid-(NO_x) und Kohlenmonoxidgehalte (CO) und der Feuerraumtemperatur (T_F) Online-Meßwerte sind, und der Istwert der Aschequalität (Q) ein Labor-Meßwert ist.

7. Verbrennungsanlage nach einem der vorangegangenen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Regeleinrichtung (RE) für die Tröpfchengröße (d) eine Zerstäubungsregelung (ZR) enthält, welche ein Stellsignal (XZD) für den Druck in einer Zerstäuberdampfzuführung (ZDZ) zu einer Zerstäuberdüse (ZD) für die Ablauge (SLDV) am Eingang des Ablaugenverbrennungskessels (LVK) bildet, wobei das Stellsignal (X_ZD) abhängig vom nachgebildeten Sollwert (d*) für die Tröpfchengröße und abhängig von den Istwerten des Massenstromes (ṁ) der Ablauge, der Aschequalität (Q) und dem Differenzdruck (dP) zwischen der Zuführung der Ablauge (SLDV) und der Zerstäuberdampfzuführung (ZDZ) gebildet wird.

8. Verbrennungsanlage nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Zerstaubungsregelung (ZR) enthält

a) einen Differenzdruckregler (RP), dem der Differenzdruck (dP) zwischen der Zuführung der Ablauge (SLDV) zur Zerstäuberdüse (ZD) und der Zerstäuberdampfzuführung (ZDZ) als Istwert zugeführt wird, und der das Stellsignal (XZD) für den Druck in der Zerstäuberdampfzuführung (ZDZ) zur Zerstäuberdüse (ZD) abgibt, und

b) einen Differenzdrucksollwertbildner (SP), der den Differenzdrucksollwert (dP*) für den Differenzdruckregler (RP) mittels einer positiv-linearen Kennlinie aus dem Istwert des Massenstromes (ṁ) der Ablauge (SLDV) nachbildet, wobei die Steigung der Kennlinie bei Zunahme des Istwertes der Aschequalität (Q) abnimmt, und die Kennlinie bei Zunahme des Sollwertes (d*) der Tröpfchengröße parallel nach unten verschoben wird.

9. Verbrennungsanlage nach einem der vorangegangenen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Regeleinrichtung (RE) für die Tröpfchengröße (d) eine Viskositätsregelung (VR) enthält, welche ein Stellsignal (XHD) für den Druck in einer Heizdampfzuführung (HD) zu einem Vorwärmer (VW) für die Ablauge (SLD) am Eingang des Ablaugenverbrennungskessels (LVK) bildet, wobei das Stellsignal (XHD) abhängig vom Sollwert (d*) für die Tröpfchengröße und abhängig von den Istwerten des Massenstromes (ṁ), der Dichte (D) und der Temperatur (T) der vorgewärmten Ablauge (SLDV) abgebildet wird.

10. Verbrennungsanlage nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Viskositätsregelung (VR) enthält

a) einen überlagerten Viskositätsregler (RV), dem die Viskosität (n) der Ablauge (SLDV) nach Durchlaufen des Vorwärmers (VW) als Istwert zugeführt wird, und er einen Sollwert (T*) für die Temperatur (T) der vorgewärmten Ablauge (SLDV) abgibt,

b) einen unterlagerten Ablaugentemperaturregler (RT), dem der Sollwert (T*) für die Temperatur (T) der vorgewärmten Ablauge (SLDV) vom überlagerten Viskositätsregler (RV) und der Istwert der Temperatur (T) der Ablauge (SLDV) nach Durchlaufen des Vorwärmers (VW) zugeführt werden, und der das Stellsignal (XHD) für den Druck in der Heizdampfzuführung (HD) zum Vorwärmer (VW) für die Ablauge bildet, und

c) einen Viskositätssollwertbildner (SV), der den Viskositätssollwert (n*) für den überlagerten Viskositätsregler (RV) mittels einer negativ-linearen Kennlinie aus dem Istwert des Massenstromes (ṁ) der Ablauge (SLD, SLDV) nachbildet, wobei die Steigung der Kennlinie bei Zunahme des Istwertes der Dichte (D) der Ablauge abnimmt, und die Kennlinie bei Zunahme des Sollwertes (d*) der Tröpfchengröße parallel nach oben verschoben wird.

11. Verbrennungsanlage nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, daß ein Viskositätsistwertbildner (IV) vorgesehen ist, der den Istwert (n) der Viskosität der Ablauge (SLDV) nach Durchlaufen des Vorwärmers (VW) mittels einer negativ-linearen Kennlinie aus dem Istwert der Temperatur (T) der vorgewärmten Ablauge (SLDV) nachbildet, wobei bei Zunahme des Istwertes der Dichte (D) der Ablauge (SLD) vor dem Vorwärmer (VW) die Steigung der Kennlinie abnimmt und diese gleichzeitig parallel nach oben verschoben wird.

12. Verbrennungsanlage nach einem der Ansprüche 5 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß ein Ascheanalysator (AA) die Maßzahl der Aschequalität (Q) aus einem Meßwert für die Ascheweiße (B) und einem Labormeßwert für den Gehalt an hydratisierbaren Ausgangsstoffen (MgOa) in der Asche nachbildet.

13. Vorrichtung nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß der Ascheanalysator (AA) einen Funktionsgeber (F) enthält, der die Maßzahl der Aschequalität (Q) mittels der Beziehung

nachbildet, mit

K8, K9 :   Verstärkungsfaktoren

B :   Istwert Ascheweiße.

14. Verbrennungsanlage nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß der Ascheanalysator (AA) die Maßzahl der Aschequalität (Q) aus einem Meßwert für die Ascheweiße (B), und einem Meßwert für die Aschedichte (DA) und/oder einem Meßwert für das Atommassenverhältnis (u) der Asche und/oder einem Meßwert für den pH-Wert (pH) der Asche nachbildet.

15. Verbrennungsanlage nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, daß der Ascheanalysator (AA) einen Funktionsgeber (F) enthält, der die Maßzahl der Aschequalität (Q) mittels einer der Beziehungen







nachbildet, mit

K10...K12 :   Verstärkungsfaktoren

DA :   Istwert Aschedichte

u :   Atommassenverhältnis Asche und

pH :   pH-Wert Asche.

Claims

1. Operating method for the combustion of waste liquors which accumulate in pulp digesters operated according to the bisulphite method, with the waste liquor being atomised with a specifiable droplet size as a function of the ash quality, for which purpose, by altering the differential pressure (dP) between the pressure in the waste liquor and the pressure in the atomising steam, a desired value (d*) for the droplet size can be adjusted, characterised by the following measures:

- the waste liquor combustion takes place within the context of the recovery of digestion chemicals (SO₂, MgOa), in particular of active magnesium oxide (MgOa),

- density (D), calorific value (H_o) and mass flow (ṁ) of the waste liquor (SLD, SLDV) are measured as actual values,

- during the atomisation of the waste liquor, the droplet size of the atomised waste liquor is regulated,

- the desired value (d*) for the droplet size is simulated from the actual values of the density (D), the calorific value (H_o) and the mass flow (ṁ) of the waste liquor, in accordance with the relation

with

K1 ... K3 :   amplification factors

D :   actual value waste liquor density

H_o :   actual value waste liquor calorific value and

ṁ :   actual value waste liquor mass flow,

- as a result of which the combustion products (KAG) of the combusted waste liquor (SLDV) contain amounts of hydratable original substances (SO₂, MgOa) for the recovery of the digestion chemicals, which amounts are as large as possible.

2. Combustion plant (LVA) for the waste liquor (SLK, SLV, SLD) of a pulp digester (ZK) operated according to the bisulphite method, for carrying out the method according to claim 1, in which there are

a1) a recovery plant for the digestion chemicals (1,MgO; 2,SO₂) of the pulp digester (ZK) and

a2) a waste-liquor combustion boiler (ZD, LVK) for the preferably concentrated waste liquor (SLD, SLDV) of the pulp digester (ZK),

to which there is allocated an operating device having

b1) a control device (RE) for the droplet size (d) of the waste liquor (SLD, SLDV) atomised in the waste-liquor combustion boiler (LVK),

b2) means for measuring the actual values of the density (D), the calorific value (H_o) and the mass flow (ṁ) of the waste liquor (SLD, SLDV) at the entrance to the waste-liquor combustion plant (LVA), and having

b3) a desired-value generator (TO) for the control device (RE), which desired-value generator simulates a desired value (d*) for the droplet size from the actual values of the density (D), the calorific value (H_o) and the mass flow (ṁ), in such a way that the combustion products (KAG) of the combusted waste liquor (SLDV) at the exit of the waste-liquor combustion boiler (LVK) contain amounts of hydratable original substances (SO₂, MgOa) for the recovery of the digestion chemicals, which amounts are as large as possible, in which case the relation

applies, with

K1 ... K3 :   amplification factors

D :   actual value waste liquor density

H_o :   actual value waste liquor calorific value and

ṁ :   actual value waste liquor mass flow.

3. Combustion plant according to claim 2, characterised in that the actual values of the density (D) and the mass flow (ṁ) of the waste liquor are on-line measured values, and the actual value of the calorific value (H_o) of the waste liquor is a laboratory measured value.

4. Combustion plant according to claim 2, characterised in that at the exit of the waste-liquor combustion plant (LVA), there are additionally means for measuring the actual values of the nitrogen oxide content (NO_x) and carbon monoxide content (CO) of the flue gas (AG), the ash quality (Q) and the combustion chamber temperature (TF), and the actual values are additionally supplied to the desired-value generator (TO) for the simulation of the desired value (D*) of the droplet size.

5. Combustion plant according to claims 2 and 4, characterised in that the desired-value generator (TO) is constructed in such a way that the desired value (d*) for the droplet size is simulated by means of the relation

with

K4 ... K7 :   amplification factors

NO_x :   flue gas nitrogen oxide content

CO :   flue gas carbon monoxide content

Q :   ash quality, and

T_F :   actual value combustion chamber temperature.

6. Combustion plant according to claim 4 or 5, characterised in that the actual values of the nitrogen oxide content (NO_x) and carbon monoxide content (CO) and the combustion chamber temperature (T_F) are on-line measured values, and the actual value of the ash quality (Q) is a laboratory measured value.

7. Combustion plant according to one of the preceding claims, characterised in that the control device (RE) for the droplet size (d) contains an atomisation control (ZR), which forms an actuating signal (XZD) for the pressure in an atomiser steam supply (ZDZ) to an atomiser nozzle (ZD) for the waste liquor (SLDV) at the entrance of the waste-liquor combustion boiler (LVK), with the actuating signal (X_ZD) being formed as a function of the simulated desired value (d*) for the droplet size and as a function of the actual values of the mass flow (ṁ) of the waste liquor, the ash quality (Q) and the differential pressure (dP) between the supply of the waste liquor (SLDV) and the atomiser steam supply (ZDZ).

8. Combustion plant according to claim 7, characterised in that the atomisation control (ZR) contains

a) a differential pressure controller (RP), to which the differential pressure (dP) between the supply of the waste liquor (SLDV) to the atomiser nozzle (ZD) and the atomiser steam supply (ZDZ) is supplied as an actual value, and which delivers the actuating signal (XZD) for the pressure in the atomiser steam supply (ZDZ) to the atomiser nozzle (ZD), and

b) a differential pressure desired-value former (SP), which, by means of a positive-linear characteristic line, simulates the differential pressure desired value (dP*) for the differential pressure controller (RP) from the actual value of the mass flow (ṁ) of the waste liquor (SLDV), with the gradient of the characteristic line decreasing if the actual value of the ash quality (Q) increases, and the characteristic line being shifted in a parallel manner downwards if the desired value (d*) of the droplet sizes increases.

9. Combustion plant according to one of the preceding claims, characterised in that the control device (RE) for the droplet size (d) contains a viscosity control (VR), which forms an actuating signal (XHD) for the pressure in a heating steam supply (HD) to a pre-heater (VW) for the waste liquor (SLD) at the entrance of the waste-liquor combustion boiler (LVK), with the actuating signal (XHD) being formed as a function of the desired value (d*) for the droplet size and as a function of the actual values of the mass flow (ṁ), the density (D) and the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV).

10. Combustion plant according to claim 9, characterised in that the viscosity control (VR) contains

a) a higher-level viscosity controller (RV), to which the viscosity (n) of the waste liquor (SDLV) after passing through the preheater (VW) is supplied as an actual value, and which delivers a desired value (T*) for the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV),

b) a subordinate waste-liquor temperature controller (RT), to which the desired value (T*) for the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV) from the higher-level viscosity controller (RV) and the actual value of the temperature (T) of the waste liquor (SLDV) after passing through the preheater (VW) are supplied, and which forms the actuating signal (XHD) for the pressure in the heating steam supply (HD) to the preheater (VW) for the waste liquor, and

c) a viscosity desired-value former (SV), which, by means of a negative-linear characteristic line, simulates the viscosity desired value (n*) for the higher-level viscosity controller (RV) from the actual value of the mass flow (ṁ) of the waste liquor (SLD, SLDV), with the gradient of the characteristic line decreasing if the actual value of the density (D) of the waste liquor increases, and the characteristic line being shifted in a parallel manner upwards if the desired value (d*) of the droplet sizes increases.

11. Combustion plant according to claim 10, characterised in that there is provided a viscosity actual-value former (IV), which, by means of a negative-linear characteristic line, simulates the actual value (n) of the viscosity of the waste liquor (SLDV) after passing through the preheater (VW) from the actual value of the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV), with the gradient of the characteristic line decreasing if the actual value of the density (D) of the waste liquor (SLD) before the preheater (VW) increases and being simultaneously shifted in a parallel manner upwards.

12. Combustion plant according to one of the claims 5 to 12, characterised in that an ash analyser (AA) simulates the dimension of the ash quality (Q) from a measured value for the ash whiteness (B) and a laboratory measured value for the content of hydratable original substances (MgOa) in the ash.

13. Device according to claim 12, characterised in that the ash analyser (AA) contains a function generator (F), which simulates the dimension of the ash quality (Q) by means of the relation

with

K8, K9 :   amplification factors

B :   actual value ash whiteness.

14. Combustion plant according to claim 12, characterised in that the ash analyser (AA) simulates the dimension of the ash quality (Q) from a measured value for the ash whiteness (B), and a measured value for the ash density (DA), and/or a measured value for the atomic mass ratio (u) of the ash, and/or a measured value for the pH-value (pH) of the ash.

15. Combustion plant according to claim 14, characterised in that the ash analyser (AA) contains a function generator (F), which simulates the dimension of the ash quality (Q) by means of one of the relations







with

K10...K12 :   amplification factors

DA :   actual value ash density

u :   ash atomic mass ratio and

pH :   ash pH-value.

Revendications

1. Procédé pour effectuer la combustion de lessives résiduaires qui se produisent lors de la cuisson de pâte cellulosique mise en oeuvre dans le procédé au bisulfite, la lessive résiduaire étant, en fonction de la qualité de la cendre, pulvérisée à une dimension de gouttes pouvant être prescrite, une valeur (d*) de consigne de la dimension de gouttes pouvant être réglée à cet effet en modifiant la pression (dP) différentielle entre la pression dans la lessive résiduaire et la pression dans la vapeur pulvérisante, caractérisé par les mesures suivantes :

- on effectue la combustion de lessive résiduaire dans le cadre de la récupération de produits chimiques (SO2, MgOa), d'attaque, notamment d'oxyde de magnésium actif (MgOa),

- on mesure comme valeur réelle la densité (D), le pouvoir calorifique (Ho) et le débit (ṁ) massique de la lessive (SLD, SLDV) résiduaire,

- lors de la pulvérisation de la lessive résiduaire, on règle la dimension de gouttes de la lessive résiduaire pulvérisée,

- à partir des valeurs réelles de la densité (D), du pouvoir (Ho) calorifique et du débit (ṁ) massique de la lessive résiduaire, on donne la valeur (d*) de consigne de la dimension de gouttes suivant la relation

avec,

K1...K3 :   facteur de multiplication

D :   valeur réelle de la densité de la lessive résiduaire

Ho :   valeur réelle du pouvoir calorifique de la lessive résiduaire, et

ṁ :   valeur réelle du débit massique de lessive résiduaire,

- ce qui fait que les produits (KAG) de combustion de la lessive (SLDV) résiduaire contiennent des quantités aussi grandes que possible de matières (SO2, MgOa) premières hydratables pour la récupération des produits chimiques d'attaque.

2. Installation (LVA) de combustion de la lessive (SLK, SLV, SLD) résiduaire d'un cuiseur (ZK) de pâte cellulosique fonctionnant suivant le procédé au bisulfite, pour la mise en oeuvre du procédé suivant la revendication 1,
   étant présents

a1) une installation de récupération des produits chimiques (1, MgO ; 2, SO2) d'attaque du cuiseur (ZK) de pâte cellulosique, et

a2) une chaudière (ZD, LVK) de combustion de lessive résiduaire pour la lessive (SLD, SLDV) résiduaire, de préférence épaissie, du cuiseur (ZK) de pâte cellulosique,

auxquelles est associé un dispositif d'exploitation comportant

b1) un dispositif (RE) de régulation de la dimension (D) de gouttes de la lessive (SLD, SLDV) résiduaire pulvérisée dans la chaudière (LVK) de combustion de lessive résiduaire,

b2) des moyens pour mesurer les valeurs réelles de la densité (D), du pouvoir (Ho) calorifique et du débit (ṁ) massique de la lessive (SLD, SLDV) résiduaire à l'entrée de l'installation (LVA) de combustion de lessive résiduaire, et comportant

b3) un générateur (TO) de valeur de consigne pour le dispositif (RE) de régulation qui, à partir des valeurs réelles de la densité (D), du pouvoir (Ho) calorifique et du débit (ṁ) massique, donne une valeur (d*) de consigne de la dimension de gouttes de telle manière que les produits (KAG) de combustion de la lessive (SLDV) résiduaire brûlée contiennent, à la sortie de la chaudière (LVK) de combustion de lessive résiduaire des quantités aussi grandes que possible de matières (SO2, MgOa) premières hydratables pour la récupération des produits chimiques d'attaque,

la relation

étant vérifiée, avec

K1...K3 :   facteur de multiplication

D :   valeur réelle de la densité de la lessive résiduaire

Ho :   valeur réelle du pouvoir calorifique de la lessive résiduaire, et

ṁ :   valeur réelle du débit massique de la lessive résiduaire.

3. Installation de combustion suivant la revendication 2, caractérisée en ce que la valeur réelle de la densité (D) et du débit (ṁ) massique de la lessive résiduaire sont des valeurs de mesure en ligne et en ce que la valeur réelle du pouvoir (Ho) calorifique de la lessive résiduaire est une valeur de mesure obtenue en laboratoire.

4. Installation de combustion suivant la revendication 2, caractérisée en ce qu'il est présent des moyens supplémentaires pour mesurer les valeurs réelles des teneurs en oxyde d'azote (NOx) et en monoxyde de carbone (CO) du gaz (AG) de fumée, de la qualité (Q) de cendre et de la température (TF) de foyer à la sortie de l'installation (LVA) de combustion de lessive résiduaire et en ce que les valeurs réelles sont de plus envoyées au générateur (TO) de valeurs de consigne pour donner la valeur (d*) de consigne de la dimension de gouttes.

5. Installation de combustion suivant les revendications 2 et 4, caractérisée en ce que le générateur (TO) de valeur de consigne est constitué de telle manière que la valeur (d*) de consigne de la dimension de gouttes est reconstituée au moyen de la relation :

avec,

K1...K3 :   facteur de multiplication

NOx :   teneur en oxyde d'azote du gaz de fumée

CO :   teneur en monoxyde de carbone du gaz de fumée

Q :   qualité de cendre, et

TF :   valeur réelle de la température de foyer

6. Installation de combustion suivant la revendication 4 ou 5, caractérisée en ce que les valeurs réelles des teneurs en oxyde d'azote (NOX) et en monoxyde de carbone (CO) et la température (TF) de foyer sont des valeurs de mesure en ligne et en ce que la valeur réelle de la qualité (Q) de cendre est une valeur de mesure obtenue en laboratoire.

7. Installation de combustion suivant l'une des revendications précédentes, caractérisée en ce que le dispositif (RE) de régulation de la dimension (D) de gouttes comporte une régulation (ZR) de pulvérisation qui forme un signal (XZD) réglant la pression lors de l'envoi (ZDZ) de vapeur de pulvérisateur à un pulvérisateur (ZD) de la lessive (SLDV) résiduaire à l'entrée de la chaudière (LVK) de combustion de lessive résiduaire, le signal (XZD) réglant étant formé en fonction de la valeur (d*) de consigne reconstituée de la dimension de gouttes et en fonction des valeurs réelles du débit (ṁ) massique de la lessive résiduaire, de la qualité (Q) de cendre et de la pression (DP) différentielle entre l'envoi de la lessive (SLDV) résiduaire et l'envoi (ZDZ) de la vapeur de pulvérisateur.

8. Installation de combustion suivant la revendication 7, caractérisée en ce que la régulation (ZR) de pulvérisation comporte

a) un régulateur (RP) de pression différentielle auquel la pression (DP) différentielle entre l'envoi de la lessive (SLDV) résiduaire au pulvérisateur (ZD) et l'envoi (ZDZ) de vapeur de pulvérisateur est envoyé comme valeur réelle et qui fournit le signal (XZD) réglant la pression lors de l'envoi (ZDZ) de vapeur de pulvérisateur au pulvérisateur (ZD), et

b) un générateur (SP) de valeur de consigne de pression différentielle qui, à partir de la valeur réelle du débit (ṁ) massique de la lessive (SLDV) résiduaire, donne la valeur (dP*) de consigne de pression différentielle pour le régulateur (RP) de pression différentielle au moyen d'une courbe caractéristique positive-linéaire, la pente de la courbe caractéristique diminuant lorsque la valeur réelle de la qualité (Q) de cendre augmente, et la courbe caractéristique étant décalée parallèlement vers le bas lorsque la valeur (d*) de consigne de la dimension de gouttes augmente.

9. Installation de combustion suivant l'une des revendications précédentes, caractérisée en ce que le dispositif (RE) de régulation de la dimension (D) de gouttes comporte une régulation (VR) de viscosité qui forme un signal (XHD) réglant la pression lors d'un envoi (HD) de vapeur chaude à un préchauffeur (VW) pour la lessive (SLD) résiduaire à l'entrée de la chaudière (LVK) de combustion de lessive résiduaire, le signal (XHD) réglant étant représenté en fonction de la valeur (d*) réelle de la dimension de gouttes et en fcnction des valeurs réelles du débit (ṁ) massique, de la densité (D) et de la température (T) de la lessive (SLDV) résiduaire préchauffée.

10. Installation de combustion suivant la revendication 9, caractérisée en ce que la régulation (VR) de viscosité comporte

a) un régulateur (RV) de viscosité prioritaire, auquel est envoyée comme valeur réelle la viscosité (n) de la lessive (SLDV) résiduaire après qu'elle a passé dans le préchauffeur (VW) et qui fournit une valeur (T*) de consigne de la température (T) de la lessive (SLDV) résiduaire préchauffée,

b) un régulateur (RT) de température de lessive résiduaire subordonné auquel sont envoyées la valeur (T*) de consigne de la température (T) de la lessive (SLDV) résiduaire préchauffée par le régulateur (RV) de viscosité supérieur et la valeur réelle de la température (T) de la lessive (SLDV) résiduaire après qu'elle a passé dans le préchauffeur (VW) et qui forme le signal (XHD) réglant la pression lors de l'envoi (HD) de vapeur de chauffage au préchauffeur (VW) de la lessive résiduaire, et

c) un générateur (SV) de valeur de consigne de viscosité qui, à partir de la valeur réelle du débit (ṁ) massique de la lessive (SLD, SLDV) résiduaire, donne la valeur (n*) de consigne de viscosité pour le régulateur (RV) de viscosité prioritaire au moyen d'une courbe caractéristique négative-linéaire, la pente de la courbe caractéristique diminuant lorsque la valeur réelle de la densité (D) de la lessive résiduaire augmente, et la courbe caractéristique étant décalée parallèlement vers le haut lorsque la valeur (d*) de consigne de la dimension de gouttes augmente.

11. Installation de combustion suivant la revendication 10, caractérisée en ce qu'il est prévu un générateur (IV) de valeur réelle de viscosité qui, à partir de la valeur réelle de la température (T) de la lessive (SLDV) résiduaire préchauffée, donne au moyen d'une courbe caractéristique négative-linéaire la valeur (n) réelle de la viscosité de la lessive (SLDV) résiduaire après qu'elle a passé dans le préchauffeur (VW), la pente de la courbe caractéristique diminuant lorsque la valeur réelle de la densité (D) de lessive (SLD) résiduaire en amont du préchauffeur (VW) augmente, et cette pente étant en même temps décalée parallèlement vers le haut.

12. Installation de combustion suivant l'une des revendications 5 à 12, caractérisée en ce qu'un analyseur (AA) de cendre donne le chiffre d'indice de la qualité (Q) de cendre à partir d'une valeur de mesure de la blancheur (B) de cendre et d'une valeur de mesure obtenue en laboratoire de la teneur en matières (MgOa) premières hydratables dans la cendre.

13. Dispositif suivant la revendication 12, caractérisé en ce que l'analyseur (AA) de cendre comprend un générateur (F) de fonction qui donne le chiffre d'indice de la qualité (Q) de cendre au moyen de la relation

avec,

K8, K9 :   facteur de multiplication

B :   valeur réelle de la blancheur de cendre

14. Installation de combustion suivant la revendication 12, caractérisée en ce que l'analyseur (AA) de cendre donne le chiffre d'indice de la qualité (Q) de cendre à partir d'une valeur de mesure de la blancheur (B) de cendre et d'une valeur de mesure de la densité (DA) de cendre et/ou d'une valeur de mesure du rapport (u) de masse atomique de la cendre et/ou d'une valeur de mesure de la valeur (pH) de pH de la cendre.

15. Installation de combustion suivant la revendication 14, caractérisée en ce que l'analyseur (AA) de cendre comporte un générateur (F) de fonction qui donne le chiffre d'indice de la qualité (Q) de cendre au moyen de l'une des relations







avec,

K10 ... K12 :   facteur de multiplication

DA :   valeur réelle de la densité de cendre

u :   rapport de masse atomique de la cendre et

pH :   valeur de pH de la cendre

Zeichnung