Zur Qualitätsverbesserung von β
‑Gipsen

1 Einleitung

Das Bindemittel Gips, bestehend aus den Phasen Halbhydrat = CaSO₄ · ½ H₂O, Anhydrit III und II = CaSO₄, rein oder in unterschiedlichen Mischungen, wird durch thermische Dehydratation aus Rohgips, z.B. Natur-, REA-, Phosphorgips = Dihydrat CaSO₄ · 2H₂O inklusive Verunreinigungen, hergestellt. Der wesentliche Bestandteil ist i.a. das Halbhydrat. Dieses und der aus ihm gebildete Anhydrit kommen, je nach gewählten Herstellungsbedingungen, jeweils in einer α- oder β-Modifikation vor. Beide Halbhydrate unterscheiden sich bei gleicher Kristallstruktur in ihrer Morphologie und damit auch in ihren anwendungstechnischen Eigenschaften. α-Halbhydrat wird technisch in einem „nassen“ Verfahren mit hohen Wasserdampfpartialdrücken und ggf. erhöhtem Gesamtdruck bei Temperaturen im Bereich von ca. (80-150)°C, z.B. in Autoklaven, hergestellt, während β-Halbhydrat das Ergebnis eines „trockenen“ atmosphärischen Prozesses mit geringem Wasserdampfanteil in der Gasphase und Arbeitstemperaturen zwischen ca. (120-180)°C ist. Das α-Halbhydrat besteht aus kompakten, gut ausgebildeten und relativ großen Primärkristallen, die β-Form hingegen aus flockigen, zerklüfteten, schuppigen Sekundärteilchen, die sich wiederum aus feinkörnigen Einzelkristallen aufbauen. Für die Erzeugung hochwertiger Gipsbindemittel, z.B. von Formgipsen, wird i.a. α-Halbhydrat, für Massenprodukte, z.B. von Gipskarton- und Gipswandbauplatten, das β‑Halbhydrat eingesetzt. Nachfolgend werden Möglichkeiten aufgezeigt, wie ein konventionell produzierter b-Gips nachträglich in seinen anwendungstechnischen Eigenschaften verbessert werden kann.

2 Das Bindemittel b-Stuckgips

Die technische Dehydratation des Rohgipses zu Stuckgips erfolgt aus wirtschaftlichen Gründen in Kalzinierprozessen mit relativ hohen Brenntemperaturen, d.h. großen Temperaturgradienten Wärmeträger-Brenngut, und einem geringen Wasserdampfpartialdruck in der Gasphase. Hieraus resultieren extrem hohe Aufheiz- und Dehydratationsgeschwindigkeiten, die z.B. eine REA-Dihydratpartikel von D_P = 100 μm in einem T_F = 160 °C heißen Gasstrom in ca. ∆t @ 90 ms aufheizen und bei sofortiger Wasserdampfabfuhr zu b-Halbhydrat umwandeln könnten. Es gilt: ∆t ~ D_P². Da das Volumen des erzeugten ­Wasserdampfs um Zehnerpotenzen größer als dasjenige der Partikeln ist, baut sich in diesen ein Dampfüberdruck auf, der zur Riß- und Porenbildung und/oder zur Fragmentierung der Teilchen führt. Das Ergebnis ist eine signifikant vergrößerte, stark zerklüftete freie Oberfläche. Ähnlich wie bei einem Mahlprozeß kommt es zur energetischen Aktivierung der beanspruchten Oberflächenbereiche.

Breite Korngrößenverteilungen des Aufgabeguts führen zur Ausbildung mehrphasiger Gipse: Die feinkörnigen Dihydratpartikeln heizen sich nach ihrer Umwandlung zu Halbhydrat weiter auf und bilden Anhydrit III, dann ggf. Anhydrit II. Die­se Aufheizvorgänge verzögern/verschieben sich bei den grob­körnigeren Ausgangspartikeln immer mehr in Richtung ­Reaktoraustritt und finden ab einer spezifischen Korngröße nicht mehr statt. In grobkörnigem/stückigem Rohgips können sich auf Grund des inneren Temperaturgradienten zusätzlich ­radiale Phasenprofile ausbilden.

Die angedeuteten Vorgänge treten verstärkt in Flash-Calcinatoren auf und nehmen wesentlich auf die resultierenden Produkt- und Verarbeitungseigenschaften Einfluß.

Tabelle 1 vergleicht beispielhaft Eigenschaften von b-Stuckgips mit denjenigen des qualitativ höherwertigen, aber in der Herstellung aufwendigeren und damit auch kostenintensiveren a-Halbhydratgipses. Die dort dargestellten ­Unterschiede lassen sich zwanglos auf die herstellungsbedingt verschiedenartigen Kristall-/Oberflächenmorphologien bei­der Gipsarten zurückführen. Bild 1 verdeutlicht dies an Hand entsprechender CP‑Messergebnisse: Dargestellt ist die Abhängigkeit des Wasser/Gips-Werts WGW, gemessen nach dem Einstreumengeverfahren, von den mit dem BET-Verfahren ermittelten spezifischen Oberflächen a_BET der erzeugten/behandelten Gipse. Die Kurve „FGD plaster I“ zeigt einen flashkalzinierten REA-Gips der im weiter unten beschriebenen CP-Homogenisator unterschiedlichen Nachbehandlungen unterzogen wurde. Der rechte Endpunkt der Kurve entspricht dem nicht nachbehandelten Stuckgips. Mit kleiner werdender BET-Oberfläche a_BET nimmt der WGW im Meßbereich linear ab. Die Betriebsweise des Homogenisators – kontinuierlich oder batchweise – ist ohne Einfluss. Eine lineare Abhängigkeit WGW(a_BET) zeigt auch die Kurve „FGD plaster II“. Hier wurde ein weiterer REA-Rohgips unter systematisch variierten Betriebsbedingungen in einem batchweise betriebenen, indirekt beheizten Drehtrommelreaktor kalziniert und nachbehandelt. Auf Grund der unterschiedlichen Betriebsparameter ist die Streuung der Messwerte um die Ausgleichsgerade zwangsläufig größer.

Mit dem Wasser/Gips-Wert WGW, und somit der durch die BET-Oberfläche a_BET charakterisierten Oberflächenstruktur eines Stuckgipses, korrelieren weitere Eigenschaften der resultierenden Baustoffe. Beispiele: Druckfestigkeit R_C und Biegezugfestigkeit P_F werden mit abnehmendem WGW größer, i.a. gilt (R_C, P_F) ~ 1/WGW², Versteifungsbeginn t_min und -ende t_max verändern sich mit dem WGW usw.

Für die Rehydratation von Halbhydrat HH zu Dihydrat DH sind 1½ mol Wasser notwendig. Der zugehörige minimale ­Wasser/Gips-Wert bezogen auf die Masse des Halbhydrats ­berechnet sich mit den Kristallwassergehalten w_DH = 0,2092 kg_W/kg_DH, w_HH = 0,0621 kg_W/kg_HH zu:

(M_W ) = WGW_min = w_DH – w_HH = 0,1860

M_{HH min} 1 – w_DH⇥(1)

Die Erzeugung verarbeitbarer Gipse verlangt deutlich größere WGW’s. Das jeweils überschüssige Wasser

∆M_W = WGW – 0,1860

M_HH⇥(2)

muß abgetrocknet werden und erfordert im Falle künstlicher Trocknung, wie z.B. bei der Gipskartonplattenherstellung, einen der Überschuss-Wassermenge ∆M_W proportionalen Energieeinsatz. Bild 2 zeigt auf der linken Ordinate den vom WGW abhängigen relativen Wasserüberschuss (∆M_W/M_HH) und auf der rechten Ordinate die auf den Referenzwert WGW_ref = 0,75 bezogenen Einsparungen an Trocknungsenergie bei verringertem WGW, d.h.:

∆E ~ ∆M_W(WGW_ref) – ∆M_W(WGW) = 1 – WGW – 0,1860

∆M_W(WGW_ref)⇥WGW_ref – 0,1860

⇥(3)

Beispiel: Wird der Wasser/Gips-Wert von WGW_ref = 0,75 auf WGW = 0,60 abgesenkt, reduziert sich der Energiebedarf für die Trocknung um ∆E @ 27 %. Liegt ein Putzgips mit löslichem Anhydritanteil vor, müssen die obigen Berechnungsansätze entsprechend angepasst werden. Am aufgezeigten Energiesparpotenzial ändert sich dadurch jedoch nichts.

Die bisherigen Ausführungen und der Vergleich der a- und b‑Gipse in Tabelle 1 verdeutlichen, dass es sinnvoll ist, b-Gipse in ihren Produkt- und Verarbeitungseigenschaften in Richtung a-Gips zu verbessern. Dies ist im Prinzip durch modifizierte b-Herstellungsverfahren oder durch eine Nachbehandlung des konventionell produzierten b-Gipses realisierbar. Geeignete Nachbehandlungsreaktoren würden die Nachrüstung bereits bestehender Anlagen ermöglichen. Sie sollten auch in der Lage sein, die bekannte Lagerzeitabhängigkeit der Stuckgipseigenschaften ( Alterung) zu beseitigen bzw. zu verringern, d.h. langzeitstabile Produkte erzeugen.

Wie oben gezeigt, werden die Eigenschaften des Bindemittels Gips wesentlich durch seine Oberflächenstruktur, hier charakterisiert durch a_BET, bestimmt. Auf diese nehmen u.a. Herkunft und Korngrößenverteilung des Rohgipses, das spezielle Kalzinierverfahren, dessen Arbeitstemperatur sowie die Gipsverweilzeit im Reaktor Einfluss. Bedeutsam für die Qualität des resultierenden Produkts und den für seine Weiterverarbeitung notwendigen WGW-Wert sind des Weiteren die Phasenzusammensetzung, Partikelgröße und -größenverteilung, Partikelform und der Grad des Sekundärpartikelzerfalls des Stuckgipses beim Anmischen mit Wasser. Letzteres erfolgt bevor der eigentliche Lösungs- und Hydratationsvorgang merklich einsetzt und führt durch Vergrößerung der frei zugänglichen Partikeloberflächen zu einer Erhöhung des WGW-Werts.

Für einen Nachbehandlungsreaktor bieten sich im Wesentlichen zwei Möglichkeiten der Einflussnahme an:

– Künstliche Alterung des Gipses,

– Behandlung bei erhöhtem Betriebsdruck.

Künstliche Alterung: Als Alterung wird die Stabilisierung und/oder Verbesserung der Verarbeitungseigenschaften des Bindemittels Gips durch Einwirkung von Feuchtigkeit bezeichnet. Setzt man einen großflächig ausgebreiteten Stuckgips einer Wasserdampf enthaltenden Gasatmosphäre, z.B. Umgebungsluft, aus, so wird zunächst das vorhandene AIII zu HH abgebaut. Danach kommt es bei ausreichendem Feuchtigkeitsangebot (  hohe relative Gasfeuchtigkeit oder/und lange Kontaktzeit) zur Bildung von DH. Voraussetzung hierfür ist das Vorhandensein von flüssigem Wasser, das infolge Kapillarkondensation in den Poren und Rissen der Partikeln und den Zwickeln zwischen den Teilchen ausfällt sowie als Adsorptionsschicht an den freien Partikeloberflächen vorliegt. Die Auskristallisation des DH erfolgt bevorzugt an den durch die Brennprozessbeanspruchung aktivierten Partikelbereichen und führt zu einer partiellen Auffüllung bzw. zu einem Verschluss/einer Überdeckung von Rissen und Poren und somit zur Verkleinerung der BET-Oberfläche. Hiermit verbunden ist ein Abbau der Partikelaktivierung. Der WGW verringert sich, ebenso der Teilchenzerfall im Anmischwasser, eine Hydratationsbeschleunigung wird i. Allg. nicht beobachtet.

Die oben beschriebene Vorgehensweise zur „natürlichen“ Alterung eines Gipses ist in Prozessanlagen nicht praktikabel: Es dauert einige Stunden bis zu mehreren Tagen bevor sich eine Gleichgewichtsfeuchte im Gips einstellt, außerdem verändern sich die Betriebsbedingungen bei Variation der Wasserdampfbeladung der Umgebungsluft. Insbesondere bei relativen Luftfeuchtigkeiten j ≥ 0,85 kommt es, teilweise über Wochen hinweg, zu einer erheblichen Feuchtigkeitsaufnahme. Da das Innere von dickeren/dichteren Bindemittelschichten für die Luftfeuchtigkeit nicht im gleichen Maße zugänglich ist wie deren äußere Oberfläche, führt dies zu unterschiedlichen Produktqualitäten. Betriebsdruck und -temperatur sind bei der natürlichen Alterung nicht beeinflussbar.

Durch „künstliche“ Alterung, d.h. der definierten Zufuhr von Wasserdampf oder ggf. Wasser unter kontrollierten Betriebsbedingungen zum Gips in einem geeignet gestalteten Nachbehandlungsreaktor, ist es möglich, den Alterungsprozess zu beschleunigen und die angesprochenen Schwierigkeiten zu beseitigen.

Erhöhter Betriebsdruck: Die Menge des sich adsorptiv an einer Oberfläche, hier der von außen zugänglichen Oberfläche der Stuckgipspartikeln, anlagernden Wassers wächst mit zunehmendem Wasserdampfpartialdruck p_WD in der umgebenden Gasatmosphäre. Dies resultiert in einem größeren Bedeckungsgrad, in Mehrschichtadsorption und verstärkter Kapillarkondensation, u.a. durch modifizierte Porengeometrien. Durch eine Erhöhung des Betriebsdrucks p_R im Nachbehandlungsreaktor werden bei gleicher Feuchtigkeitsbeladung des Gases k = M_WD/M_G,tr und konstanter Reaktortemperatur T_R sowohl der Wasserdampfpartialdruck p_WD als auch die relative Gasfeuchtigkeit j proportional erhöht. Praktische Erfahrungen zeigen, dass es bei diesen Betriebsbedingungen, u.a. durch das größere Wasserangebot, zu einer weiteren Verkleinerung der BET-Oberfläche a_BET und gleichzeitig zu einer Beschleunigung des künstlichen Alterungsprozesses kommt. Die Messpunkte am linken Ende der Kurve „FGD plaster II“ in Bild 1 stammen aus Nachbehandlungsversuchen, die bei einem Reaktordruck von p_R @ 1,75 bar(abs) durchgeführt wurden.

Als weitere mögliche Einflussgröße bietet sich die Nachbehandlungstemperatur an. Diese muss auf den jeweils vorgeschalteten Kalzinierprozeß abgestimmt werden. Hierauf wird nicht explizit eingegangen.

Ergänzende Informationen zu den oben beschriebenen Zusammenhängen enthalten [1-4].

3 Gips-Homogenisator

Claudius Peters (CP) betreibt in seinem Technikum eine Gipskalzinieranlage technischer Größe mit einem Rohgipsdurchsatz von M˙_RG ≤ 500 kg/h. Die Anlage kann sowohl mit einer Kalziniermühle ( Vertikal-Kugelmühle) als auch mit einem Flash-Kalziniersystem betrieben werden. Der erzeugte Gips wird in einem Gewebefilter abgeschieden und von dort entweder direkt einem Lagersilo oder alternativ einem Nachbehandlungsreaktor zugeführt. Aufbau und Funktion dieses als „Homogenisator“ bezeichneten Reaktors werden nachfolgend detailliert diskutiert. Bisherige Untersuchungen wurden an einem bei Atmosphärendruck arbeitenden, kontinuierlich betriebenen Homogenisator durchgeführt [5-9]. Anfang 2011 ist dieser durch eine baugleiche, optimierte Ausführung ersetzt worden, mit der ein kontinuierlicher Betrieb bei Reaktor­überdrücken von bis zu p_R = 3,0 bar(ü) realisiert werden kann [10]: Entsprechende Versuche laufen. Die Untersuchungen am Homogenisator wurden u.a. durch  Versuche an einem Labor­homogenisator mit einem Volumen V @ 20 l sowie einem elektrisch beheizten Drehtrommelkalzinator [11, 12] begleitet. Letztere teilweise unter erhöhtem Betriebsdruck.

Bild 3 zeigt schematisch den konstruktiven Aufbau des Homogenisators in der für einen Druckbetrieb geeigneten Ausführung. Der zu behandelnde Gips wird dem Reaktor quasikontinuierlich über Lock hopper-Systeme zugeführt und entnommen. Bei atmosphärischem Betrieb entfallen diese Komponenten bzw. werden auf Durchlauf gestellt. Mittels eines geregelten Druckhalteventils wird der Druck im Reaktoroberraum auf den gewählten Betriebswert p_R eingestellt und gehalten. Der eigentliche Homogenisator ist als Wirbelbettreaktor mit internem Zwangsumlauf ausgeführt. Dieser erfolgt über ein zentrales Umwälzrohr mit eigener Gasversorgung. Der maximal zulässige Füllstand des fluidisierten (expandierten) Schüttguts im Reaktoraußenraum liegt ca. 300 mm unterhalb des oberen Zentralrohraustritts. Zur Einstellung unterschiedlicher mittlerer Schüttgutverweilzeiten

t{ = ∆M_G

M˙_G⇥(4)

mit: ∆M_G – aktuelle Gipsmasse im Homogenisator,
M˙_G – Gipsmassenstrom durch den Homogenisator,

kann die Wirbelbetthöhe (~ Gipsmasse ∆M_G im Reaktor) mittels eines höhenverstellbaren Füllstandsmessers auf geringere Werte einreguliert werden. Der Austrag des Schüttguts aus dem Homogenisator erfolgt über ein Tauchrohr, dessen Einlaufhöhe über dem Verteilerboden ebenfalls variabel einstellbar ist.

Übliche b-Stuckgipse lassen sich im Geldart-Diagramm [13] als Gruppe A bis A/C-Schüttgüter klassifizieren, d.h. sie sind relativ einfach zu fluidisieren und expandieren oberhalb der Lockerungsgeschwindigkeit u_F,L über einen begrenzten Gasgeschwindigkeitsbereich zunächst homogen bevor Blasenbildung einsetzt. Die entstehenden Blasen sind zwar in ihrer Größe begrenzt ( sie zerfallen in kleinere Einheiten bei Überschreitung eines kritischen Durchmessers), unterstützen aber trotzdem die Vermischung des Schüttguts im Homogenisator. Im Reaktoraußenraum werden deshalb Fluidisiergasgeschwindigkei­ten oberhalb der jeweiligen Blasenbildungsgeschwindigkeit u_F,B gewählt. Diese kann berechnet werden [14]. Typische Leerrohr-Gasgeschwindigkeiten für Gipse liegen in der Größenordnung von u_F,R @ 2 m/min und sind unabhängig vom Reaktordruck p_R. Für die Umförderung durch das Zentralrohr werden Gasgeschwindigkeiten u_F,C ≥ (2,5 · u_F,R) gewählt.

Die Zuführung des für die Nachbehandlung erforderlichen Wasserdampfs/Wassers kann auf unterschiedliche Weise erfolgen:

1. Nutzung eines Teilstroms der mit Wasserdampf angereicherten Abgase des vorgeschalteten Kalzinierprozesses oder einer anderen verfügbaren Quelle als Fluidisier- und Umwälzgas. Vorteil: Gleichmäßige Wasserdampfverteilung über den Bettquerschnitt; kein zusätzlicher Energiebedarf für Wasserverdampfung. Nachteil: Wasserdampfanteil im Gas häufig nicht ausreichend für eine optimale Gipsnachbehandlung.

2. Eingabe von Wasserdampf über eine im zentralen Umwälzrohr angeordnete, in Förderrichtung nach oben ausblasende spezielle Dampfdüse (Bild 3). Vorteil: Dampfmenge kann den Erfordernissen flexibel angepasst werden. Nachteil: Wasserdampf muss separat erzeugt werden.

Die Zuführvarianten 1. und 2. können vorteilhaft miteinander kombiniert werden.

3. Wie 2., allerdings Eingabe von flüssigem Wasser anstelle von Wasserdampf über eine geeignete Sprüh-/Nebeldüse. Vorteil: Keine Wasserdampferzeugung. Nachteil: Wasserverteilung im Schüttgut extrem problematisch; Gipsanbackungen an Steigrohrwand usw.

Die Zuführungsarten 1. und 2. wurden in Technikumsversuchen erfolgreich erprobt. Variante 1. ist bereits in zwei Betriebsanlagen realisiert; Variante 3. befindet sich in der Erprobung.

Bei der Realisierung der Zuführvariante 2. muss gesichert sein, dass jede Gipspartikel während ihrer Verweilzeit im Reaktor mindestens einmal, besser natürlich mehrfach, die Dampfdüse im Umwälzrohr passiert, d.h. bedampft worden ist. Analoges gilt für Variante 3. Hierzu wird die Umwälzzahl

U = M˙_G,C

M˙_G⇥(5)

definiert. Diese legt den für eine U-fache Umwälzung des Reaktorinhalts während der Schüttgutverweilzeit t{ erforderlichen Umwälzmassenstrom M˙_G,C fest. U wird einer Auslegung vorgegeben. Andererseits kann M˙_G,C explizit als Funktion der Randbedingungen der Förderung dargestellt werden. Die verfügbare Druckdifferenz ∆p_C für die zentrale Umwälzung ist durch den Gasdruckverlust ∆p_R des Wirbelbettes im Reaktoraußenraum festgelegt, da beide Räume unten und oben verbunden sind; somit: ∆p_C = ∆p_R = H_R · r_b,R · g. Wird als Förderdruckverlust ∆p_C nur der, i.a. dominierende, Verlust durch Feststoffhub angesetzt, folgt

M˙_G,C = C · H_R · r_b,R · M˙_F,C

H_C r_F,C⇥(6)

mit: g – (= 9,81 m/s²), Erdbeschleunigung,

C – Geschwindigkeitsverhältnis Feststoff/Gas im Umwälzrohr,

H_R, H_C – Höhe Wirbelbett, Höhe Umwälzrohr, gemessen ab Verteilerboden,

r_b,R, r_F,C – mittlere (fluidisierte) Dichte des Wirbelbetts, mittlere Gasdichte im Umwälzrohr,

M˙_F,C – Fördergas-Massenstrom durch Umwälzrohr.

Die genaue Lösung enthält u.a. zusätzlich die Beschleunigungs- und Reibungsanteile von Schüttgut und Fördergas.

Aus Gl. (6) oder der genauen Lösung kann der für den benötigten Gips-Umwälzmassenstrom M˙_G,C erforderliche Fördergasstrom M˙_F,C und mittels der gewählten Gasgeschwindigkeit u_F,C der Durchmesser D_C des Umwälzrohrs berechnet werden. Die Umwälzzahl U wird mit U ≥ 2 festgelegt. Eine durch die Wasserdampfzugabe ausgelöste Belagbildung im Umwälzrohr wurde bisher nicht beobachtet. Sie wird durch das strömende 2-Phasengemisch verhindert/abgetragen.

Zur Reaktorauslegung werden Kenngrößen und ihre Abhängigkeit vom jeweiligen Betriebszustand benötigt, z.B. von r_b,F(u_F,R). Die hierzu im Schrifttum vorgeschlagenen Berechnungsansätze/-modelle sind von begrenzter Genauigkeit, sie werden deshalb bei Auslegungen durch Laborversuche experimentell überprüft. Insgesamt ist das Betriebsverhalten des Reaktors einer Vorausberechnung und einem sicheren Scale-up zugänglich. Ein neu entwickeltes Auslegungsprogramm erlaubt detaillierte Analysen [15].

Der Homogenisator kann mit sogenannten Wirblern ausgerüstet werden, die bei extrem schlecht fluidisierbaren kohäsiven Gipsen die Ausbildung eines Wirbelbetts mechanisch unterstützen. Erforderlich werden kann dies z.B. bei Produkten aus dem linken Bereich der Geldart-Gruppe C. Alternativ ist hier auch eine pulsierende Aktiv-/Inaktiv-Bodenbelüftung einsetzbar. Bei einigen Gipsen verbessern sich die Handhabungs- und Produkteigenschaften durch eine intensive mechanische Beanspruchung/Aktivierung. Diese wird von den Wirbler geleistet. Beispiele für ein derartiges Verhalten finden sich insbesondere bei Phosphorgipsen.

Wesentliche technische Daten des CP-Versuchshomogenisators: Wirbelbett-Durchmesser D_R = 1,0 m; maximale Wirbelbett­höhe H_R,max @ 1,3 m; gesamte Reaktorhöhe H_ges @ 2,6 m; Umwälzrohr-Innendurchmesser D_C = 212,7 mm; zulässiger Reaktorüberdruck p_R = 3,5 bar(ü); Gipsdurchsatz M˙_G ≤ 500 kg/h; Reaktor komplett wärmeisoliert mit elektrischer Beheizung unterhalb der Isolation; Fluidisier- und Umwälzgasaufheizung durch elektrisches Heizregister im Zuführkanal; elektrisch beheizter Wasserdampferzeuger; inklusive der Druckhalte-, Ein- und Ausschleussysteme; komplett instrumentiert mit Steuerung und Intergration in die übergeordnete Kalzinieranlage.

Bisher in Betriebsanlagen eingesetzte Homogenisatoren sind mit Wirbelbett-Durchmessern von D_R = 2,2 m und 3,6 m ausgeführt.

Beispielhaft werden Messergebnisse vorgestellt, die mit dem bereits in Bild 1 dargestellten, bei ca. T @ 160 °C flashkalzinierten REA-Gips (FGD plaster I) ermittelt wurden. Der Druck p_R im Reaktoroberraum war bei diesen Versuchen identisch mit dem Umgebungsdruck. Es wurde geregelt Wasserdampf über die Dampfdüse im Umwälzrohr zugeführt. Bild 4 zeigt die Abhängigkeit des Wasser/Gips-Werts WGW ( linke Ordinate) von der zugeführten spezifischen Wasserdampfmenge

X_WD = ∆M_WD

∆M_G⇥(7)

Der WGW-Wert nimmt, ausgehend von WGW(X_WD = 0) @ 0,61, monoton mit anwachsendem X_WD ab und pendelt sich oberhalb X_WD @ 60 g_WD/kg_G auf einen im Rahmen der Messgenauigkeit konstanten Wert WGW @ 0,55 ein. Dies entspricht einer Verringerung des Wasser/Gips-Werts um zirka 10 %.

Ebenfalls im Bild 4 aufgetragen ist die Veränderung des Gips-Restkristallwassergehalts RKW ( rechte Ordinate) durch Zugabe von Wasserdampf X_WD. Der Gips aus der vorgeschalteten Kalzinieranlage weist einen RKW(X_WD = 0) @ 5,20 M.-% auf. Mit der gemessenen Reinheit des Rohgipses von 97,34 M.‑% und unter Annahme einer reinen Halbhydratphase ergibt sich ein theoretischer RKW(HH) = 6,04 M.-%. Die Kurve RKW(X_WD) in Bild 4 verdeutlicht, dass sich zunächst das offensichtlich vorhandene Anhydrit III in Halbhydrat umwandelt und es danach zur Bildung von Dihydrat kommt, da der Restkristallwassergehalt über den Wert RKW(HH) = 6,04 M.-%. hinaus bis auf ca. RKW @ 6,50 M.-% ansteigt. Die gemessenen BET-Oberflächen in Bild 1, Kurve FGD Plaster I, bestätigen, dass die durch die (ausreichende) Bedampfung des Gipses im Homogenisator ausgelöste Dihydratneubildung zu einer „Ausheilung“ der durch den vorgeschalteten Kalzinierprozess aufgerissenen/zerklüfteten Oberflächenstruktur führt. Dies findet bevorzugt an den aktivierten Oberflächenregionen der Partikeln statt. Gemessene Korngrößenverteilungen von Gipsproben, die vor und nach dem Reaktor entnommen wurden, bestätigen das: Sie weisen keine Unterschiede bzw. Veränderungen durch die Nachbehandlung auf.

Weitere Auswirkungen der Bedampfung/künstlichen Alterung auf die Eigenschaften der behandelten Gipse zeigt Bild 5. Dargestellt sind die Versteifungszeiten t_min, Versteifungsbeginn gemessen mit dem Messer-Verfahren, und t_max, Versteifungsende gemessen mit dem Vicat-Verfahren, als Funktion von X_WD. Im Vergleich zum unbehandelten Gips verlängern sich t_min und t_max durch die Wasserdampfzugabe z. T. deutlich. Zusätzlich verbreitert sich der Arbeitsbereich (t_max - t_min) mit wachsendem X_WD.

Die in den bisherigen Untersuchungen gemessenen Druck- und Biegezugfestigkeiten R_C bzw. P_F folgen mit guter ­Übereinstimmung der bereits oben angegebenen Beziehung (R_C, P_F) ~ 1/WGW², d.h. beide werden mit abnehmendem WGW größer.

Erste Messergebnisse einer Gipsnachbehandlung bei erhöhtem Homogenisatordruck sind in Bild 6 als Abhängigkeit WGW(a_BET) dargestellt ( linke Ordinate). Behandelt wurde ein REA-Gips, FGD plaster III, bei p_R = 1,2 bar(ü) im Reaktor­oberraum. Weitere Randbedingungen: Gipszufuhr aus vorgeschalteter Flash-Kalzinierung, kontinuierlicher Anlagenbetrieb, konstante Wasserdampfzugabe von X_WD @ 62 g_WD/kg_G. Variiert wurde die mittlere Gipsverweilzeit t{. In Bild 6 verringern sich mit zunehmendem t{ die Wasser/Gips-Werte, d.h. der Ausheilprozeß braucht Zeit, die ihm zur Verfügung gestellt werden muss. Dieser Vorgang läuft, verglichen mit den ­Untersuchungsergebnissen bei atmospärischem Homogenisatorbetrieb, bei erhöhten Reaktordrücken offensichtlich schneller ab. Auf der rechten Ordinate von Bild 6 sind für die gleiche Versuchsserie die im Gaspygnometer gemessenen und durch die Bedampfung veränderten Gips-Partikeldichten r_P als Funktion von a_BET aufgetragen. Nach einem Anstieg auf Grund der Umwandlung von AIII in HH verringert sich r_P mit abnehmender spezifischer Oberfläche a_BET. Dies bestätigt, dass durch die Dihydratneubildung eine Überdeckung der von außen zugänglichen Risse und Poren der Gipspartikeln stattfindet: Bei etwa gleichbleibender Masse der Partikeln vergrößert die Abdeckung deren scheinbares Volumen, d.h. die Dichte r_P wird kleiner.

Wird ein speziell für die Nachbehandlung erzeugter Wasserdampf allein oder in Kombination mit einem wasserdampfhaltigen Abgas eingesetzt, dann zeigt eine vereinfachte Wärmebilanz, dass der Aufwand für diese Dampferzeugung nur dann einen energetischen Nutzen ergibt, z.B. durch den verringerten Energiebedarf bei der Gipsplattentrocknung, wenn die Bedingung

X^*_WD < 1

∆WGW⇥(8)

mit: X^*_WD = speziell für die Bedampfung erzeugte spezifische Wasserdampfmenge,

∆WGW = WGW(vor Homogenisator) – WGW(nach Homogenisator), durch die Nachbehandlung erreichte WGW-Reduzierung,

eingehalten wird. Dieses Kriterium basiert allein auf energetischen Betrachtungen, Vorteile durch eine verbesserte Produktqualität bleiben unberücksichtigt. Durch die Nutzung wasserdampfhaltiger Abgase zur Bedampfung wird X^*_WD verringert, ggf. eliminiert.

Bisher wurden im CP-Homogenisator diverse REA-, Phosphor- und Naturgipse mit Erfolg nachbehandelt. Die dabei gewonnenen umfangreichen Betriebserfahrungen sind ein wesentlicher Faktor bei der Auslegung von Produktionsanlagen. Die eingesetzte Hardware, hier insbesondere die Lock hopper-Systeme zur kontinuierlichen Gipsein- und -ausschleusung bei erhöhtem Reaktordruck, haben sich bewährt.