Full text of DOI:10.1002/1522-2640(200006)72:6<601::AID-CITE601>3.0.CO;2-V

Chemie Ingenieur Technik (72) 6 I 2000
S. 601 ± 605 ã WILEY-VCH Verlag GmbH, D-69469 Weinheim, 2000
E n e r g e t i s c h e O p t i m i e r u n g 601
0009-286X/2000/0606-0601 $17.50 +.50/0
Das zweckmaÈûigste Verfahren, um SalpetersaÈure uÈ ber den
azeotropen Punkt hinaus auf mehr als 98 Gew.-% HNO3
zu konzentrieren, ist die Extraktivrektifikation. Als Extrak-
tionsmittel werden konzentrierte SchwefelsaÈure oder waÈss-
rige Magnesium-Nitrat-LoÈsungen verwendet, wobei uÈ ber-
wiegend SchwefelsaÈure eingesetzt wird.
Formelzeichen
b
[m]
Spaltbreite
d
[m]
Partikeldurchmesser
HoÈhe
h
[m]
[m s-1]
u, v, w
radiale, azimutale, axiale
Geschwindigkeit
[m3 s-1] Volumenstrom
Das klassische Verfahren wird in Kolonnen
_
V
durchgefuÈ hrt, in die am Kopf konzentrierte SchwefelsaÈure
und etwas darunter die verduÈ nnte SalpetersaÈure eingespeist
wird. Um den Energiebedarf des Verfahrens zu decken, wird
am Fuû der Kolonne Direktdampf eingeblasen. Neben sei-
ner Funktion als WaÈrmetraÈger sorgt dieser dafuÈ r, dass Sal-
petersaÈure aus der ablaufenden SchwefelsaÈure praktisch
restlos ausgestrippt wird. Eine Gesamtanlage zur Herstel-
lung von hochkonzentrierter SalpetersaÈure besteht aus
der SalpetersaÈure-Rektifikation, der SchwefelsaÈure-RuÈ ck-
konzentrierung, dem Bleichen der SalpetersaÈure sowie
einer NOx-Absorption. Alle Anlagenteile muÈ ssen optimal
aufeinander abgestimmt sein, um die geforderte Spezifika-
tion bezuÈ glich ProduktqualitaÈt und Abwasserreinheit bei
minimalem Verbrauch an Betriebsmitteln zu erfuÈ llen.
Im Rahmen dieser Arbeit wird dargelegt, mit wel-
r
[m]
[m]
Radius
x, y, z
Koordinaten
g r i e c h i s c h e B u c h s t a b e n
a
[8]
Neigungswinkel der Teller
Úffnungswinkel der Teller
Winkelgeschwindigkeit
b
[8]
[s-1]
x
q
[kg m-3] Dichte
l
[Pa s]
dynamische ViskositaÈt
I n d i c e s
a
Auûenradius
Einlass
e
f
FluÈ ssigkeit
Innenradius
Kritisch
i
chen Maûnahmen es gelingt, den zur Konzentrierung von
SalpetersaÈure mit SchwefelsaÈure erforderlichen Heiz-
dampfbedarf zu minimieren und damit die Betriebskosten
dieses Verfahrens zu senken.
krit
m
p
r
Ringraum, innen
Partikel
Ringraum, auûen
2 Grundlagen
Literatur
Das Stoffsystem HNO3/H2O weist fuÈ r 1,013 bar bei ca.
68,2 Gew.-% HNO3 ein Maximumazeotrop mit einer Siede-
temperatur von 120 8C auf [1]. Daher ist es nicht moÈglich,
uÈ berschuÈ ssiges Wasser aus einer verduÈ nnten SalpetersaÈure
durch einfaches Rektifizieren zu entfernen und so die Sal-
petersaÈure uÈ ber den azeotropen Punkt hinaus zu konzen-
trieren. Zum Herstellen hochkonzentrierter SalpetersaÈure
ist der Einsatz eines geeigneten Sonderverfahrens erforder-
lich.
[1] JANO SKE , U.; PIESC HE , M .
Chem.-Ing.-Tech. 71 (1999) S. 249/253.
[2] JANO SKE , U.
VDI-Fortschrittbericht Reihe 3, Nr. 591 (1999).
Senkung des spezifischen Heizdampf-
bedarfes der SalpetersaÈurekonzentrie-
rung durch energetische Optimierung*
Eine seit langem in der Praxis eingesetzte Option
besteht darin, durch den Zusatz von SchwefelsaÈure die re-
lative FluÈ chtigkeit des Wassers zu reduzieren. In Abb. 1 sind
fuÈ r verschiedene H2SO4-Konzentrationen in der FluÈ ssigkeit
die entsprechenden Kurven fuÈ r das Siedegleichgewicht dar-
gestellt [2]. Ist die H2SO4-Konzentration in der FluÈ ssigkeit
groÈûer als 50 Gew.-%, so wird die Bildung eines azeotropen
Punktes unterdruÈ ckt und konzentrierte SalpetersaÈure kann
durch Rektifikation gewonnen werden. FuÈ r einen effektiven
Betrieb sind jedoch hoÈhere H2SO4-Konzentrationen in der
FluÈ ssigkeit erforderlich.
F R A N K D O R S T E W I T Z , M A N F R E D S A S S E N B E R G , G O T T F R I E D
D I C H T L U N D T H E O
P I L H O F E R * *
Herrn Professor Dr.-Ing. J O H A N N ST I C H L M A I R zum 60. Geburtstag
1 Problemstellung
SalpetersaÈure von hoÈherer Konzentration als 98 Gew.-%
HNO3 wird in vielen organischen Umsetzungen, wie zum
Beispiel in Nitrierungen, benoÈtigt. Mit uÈ blichen Herstel-
lungsverfahren werden SalpetersaÈuren mit etwa 64 bis 67
Gew.-% HNO3 erzielt. Daher ist ein zusaÈtzlicher Prozess not-
wendig, um hochkonzentrierte SalpetersaÈure zu erhalten.
Die Grundlagen fuÈ r das klassische Verfahren zum
Herstellen konzentrierter SalpetersaÈure mit Hilfe von
SchwefelsaÈure sind von PAU LING [3] erarbeitet worden. Die-
ses Verfahren wird in Kolonnen durchgefuÈ hrt, in die am
Kopf konzentrierte SchwefelsaÈure und etwas darunter die
verduÈ nnte SalpetersaÈure eingespeist wird [4]. Durch das
Vermischen der Komponenten treten in der Kolonne Mi-
schungs- und KondensationswaÈrmen auf, die jedoch nicht
den gesamten erforderlichen Energiebedarf des Prozesses
decken. Daher wird am Fuû der Kolonne Direktdampf ein-
..............................................................................................................
Vortrag anlaÈ sslich der GVC-Jahrestagung,
29. Sept./1. Okt. 1999 in Leipzig.
Dr.-Ing. F. DO RST EWI TZ , Dipl.-Ing. M. S ASS ENBERG,
Dipl.-Ing. G. D ICH TL, Dr.-Ing. habil. T H. P I L HO F ER,
*
**
QVF ENGINEERING GMBH, D-55023 Mainz.

Chemie Ingenieur Technik (72) 6 I 2000
602 W I S S E N S C H A F T L I C H E K U R Z M I T T E I L U N G E N
Abbildung 1.
SalpetersaÈure verdampft. Da die in der Kolonne herabrie-
selnde SaÈure gesammelt und gleichmaÈûig auf die Heiz-
schlangen verteilt werden muss, ergibt sich eine relativ auf-
wendige Konstruktion.
Dampf/FluÈ ssigkeits-Gleichgewicht HNO3/H2O mit unter-
schiedlichem Gehalt an H2SO4 in der FluÈ ssigkeit.
Durch die Verwendung eines Mittelheizers wird
ein Teil des Direktdampfes eingespart und der SchwefelsaÈu-
rebedarf der Extraktivrektifikation sinkt. Durch die geringe-
re Menge an Kreislauf-SchwefelsaÈure wird in der RuÈ ckkon-
zentrierung weniger Heizdampf benoÈtigt. Durch die Ver-
wendung eines Mittelheizers statt ausschlieûlich Direkt-
dampf kann der spezifische Energiebedarf des Gesamtver-
fahrens von ca. 1,9 kg Heizdampf je kg produzierter HNO3
fuÈ r das klassische Verfahren zur Konzentrierung einer
67 gew.-%igen HNO3 auf 99 Gew.-% HNO3 auf etwa 1,5 kg
Heizdampf je kg produzierter HNO3 gesenkt werden.
Ein etwas geringerer spezifischer Heizdampfbe-
darf ergibt sich bei Verwendung eines Sumpfheizers, wobei
bevorzugt ein liegender Verdampfer nach QVF-Design ein-
gesetzt wird. Im unteren Teil des liegenden Verdampfers
sind quer zur LaÈngsrichtung Wehre angeordnet, die in StroÈ-
mungsrichtung der SaÈure eine Art Kammersystem bilden.
Dadurch baut sich im Inneren des Verdampfers in StroÈ-
mungsrichtung der SaÈure ein Konzentrationsprofil und da-
geblasen. Neben seiner Funktion als WaÈrmetraÈger sorgt die-
ser dafuÈ r, dass SalpetersaÈure aus der ablaufenden Schwefel-
saÈure praktisch restlos ausgestrippt wird.
Abbildung 2.
Temperaturprofil im liegenden Verdampfer.
Am Kopf der Kolonne liegen thermodynamische
Bedingungen vor, die eine thermischen Zersetzung von Sal-
petersaÈure beguÈ nstigen, wobei bevorzugt NO2 anfaÈllt [5]. Die
am Kopf der Kolonne entweichenden BruÈ den enthalten da-
her auch NO2, das im Kondensator gleichzeitig mit den
HNO3-BruÈ den zu roter, rauchender SalpetersaÈure konden-
siert wird. Um die kondensierte, hochkonzentrierte Salpe-
tersaÈure farblos austreten zu lassen, werden die in der SaÈure
enthaltenen nitrosen Gase in der nachgeschalteten
Bleichkolonne im Gegenstrom mit Luft ausgestrippt, in
eine nach geschaltete NOx-Absorption geleitet und als
etwa 50 gew.-%ige HNO3 in den Prozess zuruÈ ckgefuÈ hrt.
Um den Verbrauch an Betriebsmitteln zu mini-
mieren, muss die erforderliche Heizenergie dem Prozess
optimal zugefuÈ hrt werden. Beim klassischen Verfahren er-
folgt dies auf direktem Wege mit Strippdampf. Schon sehr
fruÈ h ist versucht worden, Direktdampf einzusparen und da-
mit den Bedarf an SchwefelsaÈure zu minimieren. Sinkt die
Menge an Kreislauf-SchwefelsaÈure, wird in der integrierten
SchwefelsaÈure-RuÈ ckkonzentrierung weniger Heizdampf
benoÈtigt.
3 Maûnahmen zur Minimierung
des Heizdampfbedarfes
3.1 Indirekte Beheizung
Seit etwa 1974 wurde von der Firma SCHOTT eine indirekte
Beheizung der Konzentrierungs-Kolonne durch den soge-
nannten Mittelheizer erfolgreich in die Praxis umgesetzt
[4]. Dabei werden Tantal-WaÈrmeuÈ bertrager verwendet, die
im oberen Teil der Kolonne von dem SaÈuregemisch berieselt
werden. Die WaÈrmeuÈ bertrager werden mit Sattdampf be-
heizt, so dass ein groûer Teil der im Gemisch enthaltenen

Chemie Ingenieur Technik (72) 6 I 2000
E n e r g e t i s c h e O p t i m i e r u n g 603
mit ein Temperaturprofil auf (s. Abb. 2). Durch dieses Tem-
peraturprofil erhoÈht sich das mittlere treibende Tempera-
turgefaÈlle gegenuÈ ber einem vergleichbaren Umlaufver-
dampfer, so dass die erforderliche HeizflaÈche geringer als
bei einem Umlaufverdampfer ist.
gew.-%igen HNO3, fuÈ r das Zielprodukt P, der 99 gew.-
%igen HNO3, fuÈ r das Extraktionsmittel E, der 88 ± 89 gew.-
%igen H2SO4, sowie fuÈ r die mit etwa 75 ± 76 Gew.-% H2SO4
ablaufende verduÈ nnte SchwefelsaÈure S.
Beim klassischen Verfahren muss der konzen-
Durch das Kammersystem entsteht eine Kaskade
trierten SchwefelsaÈure E durch internen oder externen
RuÈ cklauf auf dem obersten Boden soviel HNO3 zugemischt
werden, bis der im Gleichgewicht stehende Dampf im Punkt
K1 die geforderte HNO3-Konzentration von mehr als
99 Gew.-% aufweist. Die auftretenden Kondensations- und
MischungswaÈrmen koÈnnen auf dem obersten Boden nicht
ausgenutzt werden. Diese Energie wird dadurch abgefuÈ hrt,
dass die SchwefelsaÈure vor Eintritt in die Kolonne abgekuÈ hlt
wird.
von einzelnen Destillationsblasen, wodurch sich eine ge-
wisse Trennwirkung des liegenden Verdampfers ergibt.
Diese Trennwirkung wird dadurch verbessert, dass eine ge-
ringe Menge Dampf am Ende des liegenden Verdampfers di-
rekt eingeblasen werden kann. Durch die konstruktive An-
ordnung der Heizerrohre aus Tantal im unteren Teil des
EmailgehaÈuses herrscht in diesem Bereich eine hohe StroÈ-
mungsgeschwindigkeit des Dampfes. Belegungen der Hei-
zerrohre werden so sicher vermieden und ein hoher WaÈrme-
durchgangskoeffizient sichergestellt. Der WaÈrmedurch-
gangskoeffizient nimmt dabei mit steigender SchwefelsaÈu-
re-Konzentration ab, mit steigender mittlerer Temperatur-
differenz zu und steigt ebenfalls fuÈ r den Betrieb bei gerin-
geren SystemdruÈ cken (Vakuum) [6].
Ein anderer Weg der Gleichgewichtseinstellung
besteht darin, bereits vor der Einspeisung der SchwefelsaÈu-
re eine bestimmte Menge an FeedsaÈure F bis zum Mi-
schungspunkt M2zuzugeben. Somit verringert sich zunaÈchst
entlang der Mischungsgeraden der Abstand zur Gleichge-
wichtslinie. Aufgrund der HebelverhaÈltnisse nimmt fuÈ r
den Mischungspunkt M2 auch die Menge an HNO3 ab, die
auf dem obersten Boden aus den BruÈ den in die FluÈ ssigkeit
kondensiert werden muss, um den Punkt K2 zu erreichen.
Dadurch ist es im Gegensatz zum klassischem Verfahren
nicht mehr notwendig, die SchwefelsaÈure so stark abzukuÈ h-
len. ZusaÈtzlich wird es dann moÈglich, die Enthalpie der
SchwefelsaÈure nahezu vollstaÈndig im Prozess zu behalten
und so den Bedarf an Heizdampf fuÈ r die Kolonne zu senken.
Durch die Lage der Gleichgewichtslinie und
Bei Verwendung eines Sumpfheizers kann Di-
rektdampf nahezu vollstaÈndig eingespart werden. FuÈ r An-
fahr- und RegelvorgaÈnge sollte jedoch auf das Einblasen
einer sehr geringen Menge Direktdampfes nicht verzichtet
werden. Bei Verwendung eines Sumpfheizers statt Direkt-
dampf kann der spezifische Heizdampfbedarf fuÈ r das Ge-
samtverfahren zur Konzentrierung einer 67 gew.-%igen
HNO3 auf 99 Gew.-% HNO3 auf ca. 1,4 kg Heizdampf je kg
produzierter HNO3 gesenkt werden. Als Sumpfheizer wird
wegen der angefuÈ hrten Vorteile bevorzugt ein liegender Ver-
dampfer gewaÈhlt.
durch die sich ergebenden HebelverhaÈltnisse nimmt die
Menge an HNO3, die auf dem obersten Boden in die Schwe-
felsaÈure kondensiert werden muss, nach Durchschreiten
eines optimalen Mischungspunktes entlang der Mischungs-
geraden wieder zu. FuÈ r eine optimal gewaÈhlte Abmischung
kann die Menge an HNO3, die am Kolonnenkopf in die
SchwefelsaÈure kondensiert werden muss, um bis zu
ca. 15 % gesenkt werden.
3.2 Abmischen der SchwefelsaÈ ure mit
FeedsaÈ ure
In Abb. 3 ist das Siedegleichgewicht des Stoffsystems
H2SO4/HNO3/H2O dargestellt. Die eingezeichnete Kurvens-
char gibt die Zusammensetzung der mit der FluÈ ssigkeit im
Gleichgewicht stehenden Dampfphase an. Eingezeichnet
sind weiterhin die Punkte fuÈ r die FeedsaÈure F, der 67
3.3 Teilverdampfung und WaÈ rme-
integration
Abbildung 3.
Durch die Zugabe einer optimalen Menge an FeedsaÈure vor
der Einspeisung der SchwefelsaÈure wird es moÈglich, einen
groÈûeren Teil der Enthalpie der SchwefelsaÈure im Prozess
zu behalten und neben anderen Maûnahmen zum energeti-
schen Optimieren des Prozesses zu nutzen. Die weiteren
Maûnahmen sollen anhand der Abb. 4, in der das Flieûbild
des QVF-Verfahrens zur SalpetersaÈurekonzentrierung dar-
gestellt ist, naÈher erlaÈutert werden.
Abmischung von SchwefelsaÈure mit FeedsaÈure, dargestellt
im Dreiecksdiagramm fuÈ r das Siedegleichgewicht des Stoff-
systems H2SO4/HNO3/H2O bei 1013 mbar.
Neben der Menge an HNO3, die am Kopf in die
SchwefelsaÈure kondensiert werden muss, entsteht ein zu-
saÈtzlicher interner RuÈ cklauf auch dadurch, dass die als
FeedsaÈure eingesetzte verduÈ nnte SalpetersaÈure uÈ blicher-
weise unterkuÈ hlt aufgegeben wird. Diese UnterkuÈ hlung hilft
bei hoÈheren Wassergehalten der FeedsaÈure, die gewuÈ nschte
HNO3-Konzentration am Kopf zu erreichen. In dem vorlie-
genden Fall einer azeotropen FeedsaÈure ist es zweckmaÈûi-
ger, die zur VerfuÈ gung stehenden WaÈrmemengen zu nutzen

Chemie Ingenieur Technik (72) 6 I 2000
604 W I S S E N S C H A F T L I C H E K U R Z M I T T E I L U N G E N
Abbildung 4.
heizer im Sumpf des oberen Kolonnen-
teils K1.0 ist so ausgefuÈ hrt, dass eine
Flieûschema fuÈ r das QVF-Verfahren zur SalpetersaÈurekonzentrierung.
ausreichende SumpfumwaÈlzung ent-
steht. So erfolgt eine effektive Vermi-
schung der SalpetersaÈure mit der her-
abrieselnden SchwefelsaÈure. Der WaÈr-
meuÈ bertrager W2 zur teilweisen Ver-
dampfung der SalpetersaÈure wird mit
Heizdampf beheizt, der aus dem Kon-
densat des hoÈher gespannten Heiz-
dampfes gewonnen wird.
Die WaÈrmeintegration mit-
tels des Rekuperators W1 und des Kon-
densators W5 stellt besondere Anfor-
derungen, da beide Apparate beidseitig
mit heiûen, hochkorrosiven Medien
beaufschlagt werden. Diesen Anforde-
rungen wird man kostenguÈ nstig durch
den Einsatz moderner Werkstoffe wie
z. B. Siliciumcarbid gerecht.
und die HNO3 bereits vor der Einspeisestelle teilweise zu
Durch die WaÈrmeintegration, die indirekte Behei-
zung der SalpetersaÈurerektifikation mit Mittel- und Sumpf-
heizer, das Abmischen der SchwefelsaÈure mit FeedsaÈure
und das teilweise Vorverdampfen der SalpetersaÈure unter
Ausnutzung des hoÈher gespannten Heizdampfkondensats
wird der spezifische Heizdampfbedarf zur Herstellung einer
99 gew.-%igen SalpetersaÈure aus einer FeedsaÈure mit
67 Gew.-% HNO3 auf unter ca. 1,1 kg Heizdampf je kg produ-
zierter HNO3 minimiert.
verdampfen.
Die SalpetersaÈure-Rektifikation selbst wird in
einer geteilten Kolonne durchgefuÈ hrt, wobei die obere Ko-
lonne K1.0 der Rektifikation der aufzukonzentrierenden
SalpetersaÈure und die untere Kolonne K1.1 der Abtrennung
von HNO3 aus der SchwefelsaÈure dient. Durch die Gestal-
tung der Einspeisestelle fuÈ r eine geteilte Kolonne wird
nur noch ein kleiner, einfach zu gestaltender Mittelheizer
W8 benoÈtigt. Die Kolonne K1.1 wird indirekt mit dem liegen-
den Verdampfer W4 beheizt. Die FeedsaÈure wird im Kon-
densator W5 gegen die HNO3-BruÈ den aus der HNO3-Rekti-
fikation vorgewaÈrmt. Ein bestimmter Teilstrom der FeedsaÈu-
re wird der heiûen SchwefelsaÈure aus der RuÈ ckkonzentrie-
rung zugegeben.
In Abb. 5 ist dargestellt, welchen Einfluss die vor-
gestellten Maûnahmen auf die spezifische Heizdampfer-
sparnis gegenuÈ ber dem klassischen Verfahren mit aus-
schlieûlich direkter Beheizung besitzen. Dabei entfallen
ca. 46 % der Ersparnis auf die indirekte Beheizung und wei-
tere 21 % auf die WaÈrmeintegration. Unter den restlichen
33 % des eingesparten spezifischen Heizdampfes sind die
Abmischung der SchwefelsaÈure mit FeedsaÈure und die Teil-
verdampfung der SalpetersaÈure unter Ausnutzung des hoÈ-
her gespannten Heizdampfkondensats zusammengefasst.
Die Hauptmenge der FeedsaÈure wird im Rekupe-
rator W1 gegen die heiûe SchwefelsaÈure vorgewaÈrmt.
Schlieûlich wird ein Teil der HNO3 (W2) verdampft, ehe
die FeedsaÈure im Mittelheizer W8 der geteilten Kolonne
mit der herabrieselnden SaÈure vermischt wird. Der Mittel-
4 Fazit
Abbildung 5.
In neueren, von QVF ENGINEERING projektierten Verfahren
zur Herstellung einer 99 gew.-%igen SalpetersaÈure aus einer
FeedsaÈure mit 64 ± 67 Gew.-% HNO3 wird der spezifische
Heizdampfbedarf auf bis zu 1,1 kg Heizdampf je kg produ-
zierter HNO3 minimiert. Der Investitionsaufwand bleibt da-
bei mit dem konventioneller Anlagen zur Konzentrierung
von SalpetersaÈure vergleichbar. Die Minimierung des Heiz-
dampfbedarfes gelingt im wesentlichen durch folgende
Maûnahmen.
Spezifischer Heizdampfverbrauch des QVF-Verfahrens zur
Konzentrierung einer 67 gew.-%igen SalpetersaÈure auf
99 Gew.-% HNO3 im Vergleich zum klassischen Verfahren mit
Direktdampf.
Die SalpetersaÈure-Rektifikation wird fast aus-
schlieûlich indirekt beheizt. Dazu dienen Mittelheizer und
als Sumpfheizer der liegende Verdampfer. Der am Kopf
der Extraktivrektifikation aufgegebenen konzentrierten
SchwefelsaÈure wird bereits eine bestimmte Menge FeedsaÈu-
re zugegeben. Durch WaÈrmeintegration werden die zur Ver-
fuÈ gung stehenden WaÈrmemengen ausgenutzt und die Salpe-
tersaÈure vor Eintritt in die Kolonne bereits teilweise ver-

Chemie Ingenieur Technik (72) 6 I 2000
S. 605 ± 609 ã WILEY-VCH Verlag GmbH, D-69469 Weinheim, 2000
T r o c k n u n g 605
0009-286X/2000/0606-0605 $17.50 +.50/0
dampft. Das Kondensat des hoÈher gespannten Heizdampfes
wird ausgenutzt, um die SalpetersaÈure teilweise zu ver-
dampfen.
rein physikalischen Trocknung zu tun ohne chemische Um-
setzungen in der Beschichtungsmasse [2, 3]. Des Weiteren
ist die FluÈ chtigkeit des LoÈsemittels Wassers geringer und
die Verdunstungsenthalpie hoÈher.
Eingegangen am 21. Januar 2000 [K 2689]
Die Trocknung gerade der waÈssrigen Dispersi-
onslacke ist ein sehr energieintensiver Verfahrensschritt.
Die Optimierung des Trocknungsabschnittes von Lackieran-
lagen unter Verwendung der Konvektions- und Strahlungs-
trocknung vermindert jedoch nicht nur den Energiever-
brauch einer derartigen Lackieranlage. Sie fuÈ hrt zu einer
VerkuÈ rzung der Trocknungsstrecke, was einen geringeren
Anlagenpreis und uÈ ber die Verringerung der AufstellflaÈche
die Senkung der GebaÈudeinvestitionen zur Folge hat [4].
Literatur
[1] GM E HLI NG, J.; M E NKE , J.; KR A FC ZY K , J.; F I SCHE R , K .
Azeotropic Data, Part II, VCH Verlagsgesellschaft,
Weinheim 1994.
[2] E LLI S, S. R . M .; T HWA ITE S, J. M .
Vapour-Liquid Equilibria of Nitric Acid-Water-Sul-
furic Acid Mixtures, J. Appl. Chem. 7 (1957) April,
S. 152/160.
[3] PAU LI NG, H.
DRP 305553 (1919).
2 Versuchsanlage
[4] GE RI CK E , D.
Konzentrieren von SalpetersaÈure mit SchwefelsaÈ u-
re, Chem.-Ing.-Tech. 46 (1974) 21, S. 894/899.
In einer industriellen Lackieranlage passieren PapierboÈgen
im kontinuierlichen Durchlauf Lackierwerk und Trock-
nungsabschnitt, bevor sie im Stapel ausgelegt werden. Dem-
gegenuÈ ber wurde in der Laborversuchsanlage die Relativbe-
wegung zwischen Papierbogen und Trocknungssegment
umgedreht, s. Abb. 1: Die Trocknungshaube bewegt sich
uÈ ber den ruhenden Papierbogen hinweg. Sie befindet sich
zunaÈchst auf der dem Lackauftragswerk und der Einzugs-
richtung abgewandten Seite des Verfahrbereichs. Zu Beginn
des Versuchs wird ein Bogen Papier durch das Auftragswerk
gezogen, dabei mit einem Wasserbasislack beschichtet und
weiter bis auf die auf 25 8C temperierte Trocknungsunterla-
ge gefoÈrdert. Sobald sich der frisch lackierte Bogen hier be-
findet, beginnt die eigentliche Trocknung: Die Trocknungs-
haube faÈhrt uÈ ber das Trocknungsgut und verfaÈhrt dann
wechselseitig uÈ ber dem lackierten Papier, bis der Lack ge-
trocknet ist. Die Trocknung wurde durchgefuÈ hrt, bis der
Feuchtegehalt, den der Papierbogen vor der Lackierung
hatte, 12,5 g/m2, wieder erreicht war. [1]
[5] HOR N, E .-M .; K E ISE R , H.; SCH OEL LE R, K .
Zur thermischen Zersetzung der hochkonzentrier-
ten SalpetersaÈ ure, Monatshefte fuÈ r Chemie 118
(1987) S. 1205/1218.
[6] WE HD E, K .-H.; STI CHL M AI R, J.
WaÈ rmeuÈ bertragung bei der Konzentrierung verun-
reinigter SchwefelsaÈ uren, Chem.-Ing.-Tech. 57
(1985) 2, S. 172/173.
Konvektive DuÈnnschichttrocknung:
Trocknungsmechanismen bei der
Dispersionslackierung*
J O H A N N E S M I N T Z L A F F U N D F R A N Z
M A Y I N G E R * *
Als Versuchsmaterialien dienen PapierboÈgen mit
1 Problemstellung
den Abmessungen 900 mm  195 mm und einem FlaÈchen-
gewicht von 180 g/m2 sowie ein Wasserbasislack, der zu 42 %
aus Thermoplasten, vornehmlich Polyacrylate, teils geloÈst,
teils dispergiert, besteht.
Die Papierveredelung dient der Verbesserung der optischen,
mechanischen, physikalischen oder chemischen Eigen-
schaften von Papier und Kartonagen in bedruckter oder un-
bedruckter Form. Dies geschieht durch das Aufbringen einer
Beschichtung mittels Lackierung oder Kaschierung. Bei der
Lackierung ersetzen in letzter Zeit waÈssrige Dispersionslak-
ke die bislang vornehmlich eingesetzten Lacke auf Basis or-
ganischer LoÈsemittel.
WaÈhrend der Trocknung wird die Feuchte des
Verbundes uÈ ber ein Reflexionsphotometer und seine Ober-
flaÈchentemperatur durch ein Pyrometer gemessen. Neben
einem Konvektions- kann auch ein Strahlungssegment ein-
gebaut werden. Dieser Artikel beschraÈnkt sich auf eine Be-
handlung der konvektiven Trocknung.
WaÈssrige Dispersionslacke sind Mehrphasensy-
steme, die in erster Linie zur HaÈlfte aus Wasser und zur
HaÈlfte aus thermoplastischen Polymeren bestehen. Der
Kunststoff liegt teils im Wasser dispergiert, teils darin geloÈst
[1] vor. Das Trocknungsverhalten unterscheidet sich von
dem der bisher eingesetzten Lacke. So hat man es mit einer
Abbildung 1.
Schema der Versuchsanlage.
..............................................................................................................
Vortrag gehalten anlaÈ sslich der GVC-Jahres-
tagung, 30. Sept./2. Okt. 1998 in Freiburg.
Dr.-Ing. J. MIN TZ LAFF, BMW AG, D-80788 MuÈ n-
chen, johannes.mintzlaff@bmw.de; Prof. em.
*
**
Dr.-Ing. Dr.-Ing. E. h. F. MAYI N GE R , Lehrstuhl A
f. Thermodynamik, TU MuÈ nchen,
D-85747 Garching, may@thermo-a.mw.tum.de