Verfahrensentwicklung zur Kompostelution:
Experimente, Modellierung
Vom Fachbereich 13 Chemie und Chemietechnik
der Universität Paderborn
zur Erlangung des Grades eines
Doktors der Naturwissenschaften
-Dr. rer. nat.-
genehmigte Dissertation
von
Susanne Thiemt
aus Bielefeld
Paderborn, Mai 2002
Die vorliegende Arbeit wurde in der Zeit von Juli 1998 bis Mai 2002 im Fachgebiet Technische
Chemie und Chemische Verfahrenstechnik der Universität Paderborn angefertigt.
Referent: Prof. Dr. Ing. H.-J. Warnecke
Korreferent: PD Dr. rer. nat. D. Bothe
Tag der Abgabe: 28.05.2002
Tag der mündlichen Prüfung: 21.06.2002
Herrn Prof. Dr. H.-J. Warnecke möchte ich danken für die interessante Themenstellung, die stete
Diskussionsbereitschaft, sowie für sein großes Vertrauen, das mir eine weitgehend selbständige
Durchführung dieser Arbeit ermöglicht hat.
Herrn PD Dr. D. Bothe danke ich für die Übernahme des Korreferats, für die ausgiebigen fachlichen
Diskussionen und die intensive Betreuung auf dem Gebiet der mathematischen Modellierung.
Mein besonderer Dank gilt Herrn Dr. U. Höhl (SULO-Stiftung) und M. Fricke (Fa. Altvater) für die
sehr gute konstruktive und zielorientierte Zusammenarbeit und für die finanzielle Förderung dieser
Arbeit.
Weiterhin möchte ich mich bei F. Zellerhoff der Fa. Lödige bedanken, der mit sehr viel Kreativität
die technische Umsetzung des Verfahrens begleitet hat.
Prof. Dr. C. Schuster danke ich für die Unterstützung bei der Optimierung der Fällung/Flockung.
Meinen Kollegen Markus Voigt, Martin Droll und Dirk Jakobs danke ich für die jahrelange
freundschaftliche Zusammenarbeit und Diskussionsbereitschaft während der Entstehung dieser
Arbeit.
Herrn Dr. Meinolf Weidenbach danke ich für das Korrekturlesen, seine stete Diskussions-
bereitschaft, seine konstruktiven Anregungen und vor allem für die Zerstreuung.
Mein Dank gilt außerdem allen nicht namentlich genannten Mitarbeitern für das angenehme
Arbeitsklima und die kollegiale Zusammenarbeit.
Paderborn, Mai 2002
Inhaltsverzeichnis
1 EINLEITUNG UND PROBLEMSTELLUNG ................................................................ 1
2 KOMPOST................................................................................................................... 5
2.1 Fertigkompost.........................................................................................................................5
2.2 Gütesiegel für Substratkompost...........................................................................................7
2.3 Sorption/Desorption in Böden...............................................................................................7
3 THEORETISCHE GRUNDLAGEN .............................................................................. 9
3.1 Membranverfahren................................................................................................................9
3.1.1 Druckgetriebene Membranverfahren...............................................................................9
3.1.2 Stofftransport nach dem Lösungs – Diffusions-Modell.................................................11
3.1.3 Stofftransport in Nanofiltrationmembranen...................................................................16
3.1.4 Transportwiderstände in Umkehrosmosemodulen.........................................................17
3.2 Kristallisation in Lösung.....................................................................................................21
3.2.1 Keimbildung...................................................................................................................21
3.2.2 Wachstum.......................................................................................................................23
3.3 Mathematisches Modell zur Membranverblockung durch Kristallisation in der
Umkehrosmose .....................................................................................................................24
3.3.1 Mathematisches Modell bei vorgegebenem Permeatfluss.............................................27
3.3.2 Membranverblockung....................................................................................................32
4 VERFAHRENSENTWICKLUNG ............................................................................... 35
4.1 Analysen der eingesetzten Kompostchargen.....................................................................37
4.2 Salzgehalt..............................................................................................................................38
4.3 Mischen des Komposts mit Wasser....................................................................................39
4.3.1 Laborversuche im Rührkessel........................................................................................39
4.3.2 Versuche im Pflugscharmischer.....................................................................................48
4.4 Entwässerung des Komposts...............................................................................................56
4.5 Recycling des Eluats.............................................................................................................59
4.5.1 Auswahl des Elutionsmittelrecyclingverfahrens............................................................59
4.5.2 Vorbehandlung des Eluats .............................................................................................59
4.5.3 Modulanordnung/-schaltung..........................................................................................64
4.5.4 Zusammenfassung..........................................................................................................67
4.6 Verfahrensschema................................................................................................................68
Inhaltsverzeichnis
5 VERFAHRENSDURCHFÜHRUNG............................................................................ 71
5.1 Analyse der Kompostcharge...............................................................................................71
5.2 Kompostelution ....................................................................................................................72
5.2.1 Pflugscharmischer..........................................................................................................72
5.2.2 Siebbandpresse...............................................................................................................75
5.3 Recycling des Eluats.............................................................................................................82
5.3.1 Flockung/Fällung...........................................................................................................82
5.3.2 Membranverfahren.........................................................................................................84
5.4 Konditionierung des Retentats ...........................................................................................95
5.5 Qualitätsanalyse der Produkte ...........................................................................................97
5.5.1 Eigenschaften des eluierten Kompostes/Voruntersuchungen........................................97
5.5.2 Keimpflanzentest mit Chinakohl ...................................................................................98
5.5.3 Untersuchungen mit Tagetes „Sparky“..........................................................................98
5.5.4 Untersuchungen mit Elatior-Begonien „Barkos“.........................................................104
5.6 Zusammenfassung..............................................................................................................108
6 WIRTSCHAFTLICHKEIT......................................................................................... 111
6.1 Basisdaten...........................................................................................................................111
6.2 Kapitaldienst der Maschinen- und Anlagentechnik.......................................................111
6.3 Kapitaldienst der Bautechnik...........................................................................................113
6.4 Betriebskosten ...................................................................................................................114
6.5 Umsatz/Gewinn..................................................................................................................116
6.6 Zusammenfassung..............................................................................................................117
7 KRISTALLISATION UND MEMBRANVERBLOCKUNG IN DER UMKEHROSMOSE
................................................................................................................................. 119
7.1 Lösungsgleichgewicht von Calciumcarbonat ..................................................................119
7.2 Kalibrierung.......................................................................................................................120
7.3 Anlagenaufbau/Betriebsbedingungen..............................................................................121
7.4 Parameteranpassung: Kristallisationskinetik.................................................................123
7.5 Parameteranpassung: Verblockung.................................................................................128
7.6 Simulation mit dem gekoppelten Gesamtmodell.............................................................131
7.7 Sensitivität der Modell-Parameter...................................................................................134
Inhaltsverzeichnis
8 ZUSAMMENFASSUNG........................................................................................... 141
A SYMBOLVERZEICHNIS.......................................................................................... 145
B HERLEITUNG DER BILANZ FÜR DIE GELÖSTE KOMPONENTE IM FILM......... 151
C LÖSUNG DER QUASISTATIONÄREN BILANZ FÜR DIE SUSPENDIERTEN
PARTIKEL IN DER DECKSCHICHT....................................................................... 155
D ABSCHÄTZUNG DER DICKE DES HYDRODYNAMISCHEN FILMS IM
MEMBRANMODUL................................................................................................. 157
E LITERATURVERZEICHNIS..................................................................................... 159
1
1 Einleitung und Problemstellung
Die Erzeugung von Komposten aus der getrennten Sammlung von Bioabfällen hat in den
vergangenen Jahren einen rasanten Aufschwung genommen. Heute werden allein in den über 400
Kompostanlagen, die der RAL-Gütesicherung unterliegen, jährlich rund 4,5 Mio. t Kompost-
rohstoffe zu spezifischen Kompostprodukten verarbeitet.
Die Wachstumsraten der vergangenen Jahre haben in Verbindung mit den vergleichsweise
langsamer im Aufbau befindlichen Märkten zum Teil zu regionalen Produktionsüberschüssen
geführt. Die Folge war, dass Überhangmengen dort, wo dem massiven Zuzahlungsdruck der
Landwirtschaft nicht ausgewichen werden konnte, auch gegen Zuzahlung verwertet wurden (s.
Tabelle 1.1).
Absatzbereich Frischkompost Fertigkompost
Landwirtschaft [€/t]
Rekultivierung [€/t]
GaLaBau/Landschaftsbau [€/m3]
Erwerbsgartenbau/Sonderkulturen [€/m3]
Hobbygartenbau [€/m3]
-2,50 – 1,50
-4,00 – 0
k.N.
k.N.
k.N.
1,3 – 1,7
0 – 5,00
0 – 23,00
2,1 – 11,00
5,00 – 20,00
k.N. = keine Nachfrage für das betreffende Produkt
Tabelle 1.1: Erlössituation für Kompostprodukte (Quelle: Erhebung der Bundesvereinigung
Humus- und Erdenwirtschaft (BHE), 2000)
Derzeit sind ca. 50% der Haushalte an die Biotonne angeschlossen. Die relativ geringe Quote ist
regional begründet. Kompostierung gestaltet sich nur rentabel, wenn wenig Vertriebskosten
entstehen, da sonst in vielen Fällen alternative Lösungen (z.B. Deponie) günstiger sind.
Nach dem Beschluss des Bundeskabinetts vom 31.01.2001 wird die Deponierung von
unbehandelten Abfällen aus Haushalten und Gewerbe ab dem 01.06.2005 verboten [Witzenhausen-
Institut, 2001]. Behandelte Abfälle dürfen nach der Verordnung den Grenzwert für organische
Trockensubstanz (OTS) von 5 Massen % nicht überschreiten. Für Abfälle, die einer mechanisch-
biologischen Vorbehandlung unterzogen werden, gelten dabei differenzierte Zuordnungskriterien.
Diese Abfälle dürfen einen organischen Anteil (TOC) von maximal 18 Massen % aufweisen und
den oberen Heizwert von 6000 kJ/kg nicht überschreiten.
Haushaltsmüll (ohne Trennung von Bioabfall) hat einen durchschnittlichen OTS von 30-50%, so
dass auf jeden Fall vor einer Deponierung der Bioabfall separiert werden muss. Zur weiteren OTS-
Reduktion des Bioabfalls ist die Kompostierung (ca. 50% OTS - Abreicherung) die kosten-
günstigere. Demnach wird sich bis zum Jahr 2005 das Kompostaufkommen annähernd verdoppeln.
Kapitel 1. Einleitung und Problemstellung
2
Wenn sich der Markt nicht entsprechend entwickelt bzw. die Überhangmengen auch nicht gegen
Zuzahlung abgesetzt werden können, müssen die Kompostüberschüsse entweder thermisch
verwertet oder in einer MBA (Mechanisch-biologische Abfallbehandlung) mit nachfolgender
Deponierung entsorgt werden (Kosten jeweils ca. 200 €/t Kompost) .
In den nächsten Jahren werden also zunehmend Verfahren an Bedeutung gewinnen, die entweder
den OTS von Kompost unter den Grenzwert für deponiefähigen Abfall reduzieren, oder dieses
Basismaterial so verändern, dass neue Absatzmärkte erschlossen werden können.
Die Erdenindustrie erzeugt derzeit ca. 12 Mio. m
3 Erden und Substrate. Von den eingesetzten
Rohstoffen haben die Torfe einen Anteil von 60% (s. Abbildung 1.1).
Abbildung 1.1: Zusammensetzung von Kultursubstrat
Die jährlich benötigten 7,2 Mio. m3 Torf könnten zu gewissen Teilen durch Qualitätskomposte, die
den Gütesiegelrichtlinien für Substratkomposte nach RAL-GZ-251 entsprechen, und nährstoff-
armen Basissubstraten, ersetzt werden.
Substratkomposte zeichnen sich im Vergleich zu Fertigkompost durch einen reduzierten Gehalt an
löslichen Nährstoffen und Salzen aus. Innerhalb des Gütesiegels für Substratkompost werden von
den Gehalten an Salz und löslichen Nährstoffe zwei Qualitätstypen unterschieden. Substratkompost
vom Typ 1 (max. Salzgehalt: 2,5 g/l) kann bis zu einem Anteil von 40%, und Substratkompost vom
Typ 2 (max. Salzgehalt: 5,0 g/l) bis zu einem Anteil von 20% als Mischkomponente zu nährstoff-
armen Basissubstraten eingesetzt werden (s. Abbildung 1.2).
Derzeit erfüllen nach Untersuchungen der Bundesgütegemeinschaft Kompost ca. 17% der herge-
stellten Kompostmengen die Gütebestimmungen für Substratkompost. Der erzielbare Preis liegt für
Substratkompost bei ca. 15 €/m3 ( = Referenzpreis Torf).
Bei entsprechenden Gütemerkmalen könnten jährlich 1,15 Mio. m3 Torf durch Substratkompost des
Typs 1 und 2,3 Mio. m3 Torf durch Substratkompost des Typs 2 substituiert werden.
60% Torf
30% Sonstiges*
9% Rindenmulch
1% Kompost
60% Torf
30% Sonstiges*
9% Rindenmulch
1% Kompost
Sonstiges*: Mineraldünger, Ton, Sand, Holzfaser, Reisspelzen, Kokosfasern etc.
Kapitel 1. Einleitung und Problemstellung
3
Abbildung 1.2: Gütesiegel: Richtwerte für Substratkompost
Zum einen ließen die bis 2005 durch die neue Deponieverordnung zunehmenden Mengen an
Kompost und die damit verbundenen Absatzschwierigkeiten und zum anderen das Absatz- und
Vermarktungspotential für Substratkompost die Idee entstehen, Kompost, der die Qualitätsan-
forderungen für Substratkompost nicht erfüllt, mit Wasser als Elutionsmittel zu entsalzen, um die
Qualitätsanforderungen nach dem Gütesiegel zu erreichen.
Im Rahmen dieser Arbeit soll grundsätzlich die Machbarkeit eines solchen Verfahrens eruiert
werden. Des weiteren ist im Fall eines positiven Ergebnisses ein geeignetes Verfahrenskonzept zu
entwickeln und die Realisierung dieses Verfahrens im halbtechnischen Maßstab zu überprüfen.
Randbedingungen des Verfahrens sind, einen Trockensubstanzgehalt des eluierten Komposts von
>50% zu erzielen, die eingesetzte Elutionsmittelmenge zu minimieren und einen möglichst ge-
schlossenen Wasserkreislauf zu realisieren.
Das salzbeladene Wasser muss mittels Membranverfahren aufbereitet und recycelt werden. Das
salz- und pflanzennährstoffreiche Retentat soll gegebenenfalls nach einer Konditionierung als
Flüssigdünger vermarktet werden. Die Absetzbarkeit des Retentats als Flüssigdünger ist die
entscheidende Größe zur Bestimmung der maximalen Anlagenkapazität und damit der minimal
möglichen Produktionskosten. Unter der Vorraussetzung, die Anlage entsprechend dem Bedarf
eines Erdenwerks an eluiertem Kompost vom Typ 2 zu dimensionieren und unter Berücksichtigung
der begrenzten Absetzbarkeit des Retentats als Flüssigdünger, ergibt sich die Notwendigkeit, in der
Membranstufe zum Elutionsmittelrecycling eine Permeatausbeute von > 97,5% zu fordern.
Im Rahmen von Pflanzversuchen wird das Eluat-Retentat von der Lehr- und Versuchsanstalt für
Gartenbau in Hannover auf seine Qualität als Flüssigdünger untersucht. Ebenso wird das maximal
mögliche Einmischungsverhältnis des eluierten Kompostes als Substratkompost in Pflanzversuchen
ermittelt.
Abschließend wird auf der Grundlage der ermittelten Auslegungsdaten in Zusammenarbeit mit der
SULO-Stiftung und der Fa. Altvater eine Wirtschaftlichkeitsanalyse des Verfahrens erstellt.
Der kritische Verfahrensschritt des Verfahrens ist das Recycling des salzbeladenen Eluats mittels
Membranverfahren. Bei geringer Salzbeladung des Permeats muss eine hohe Ausbeute erzielt
werden, da die nur begrenzte Absetzbarkeit des Retentats als Flüssigdünger die Anlagenkapazität
und damit die Investitionskosten, d.h. Produktionskosten bestimmt. Die Ausbeute kann sowohl
13% Kompost
(5 g KCl/L FS)
30% Sonstiges*
9% Rindenmulch
48% Torf 30% Sonstiges*
9% Rindenmulch
36% Torf
25% Kompost
(2,5 g KCl/L FS)
Sonstiges*: Mineraldünger, Ton, Sand, Holzfaser, Reisspelzen, Kokosfasern etc.
Typ 1 Typ 2
Kapitel 1. Einleitung und Problemstellung
4
durch den osmotischen Druck des Feeds als auch durch Membranfouling limitiert werden.
Besonders mineralisches Fouling, induziert durch Überschreiten des Löslichkeitsproduktes, ist
häufig die Ursache der verminderten Leistungsfähigkeit von Membranverfahren. In dieser Arbeit
soll am Beispiel einer Calciumcarbonat-Lösung die Kristallisationskinetik und die Membran-
verblockung durch Precipitation auf der Membran während einer kontinuierlichen Auf-
konzentrierung des Feeds in einer diskontinuierlich betriebenen Umkehrosmoseanlage gemessen
und durch ein mathematisches Modell simuliert werden.
5
2 Kompost
Kompost ist durch mikrobielle Vorgänge vererdete organische Substanz. Es werden verschiede
Qualitätsstufen unterschieden:
§ Frischkompost - Frischkompost ist hygienisiertes, fraktioniertes, in intensiver Rotte
befindliches oder zu intensiver Rotte fähiges Rottegut, das zur Bodenverbesserung und
Düngung eingesetzt wird.
§ Fertigkompost - Fertigkompost ist hygienisierter, biologisch stabilisierter und fraktionierter
Kompost zur Bodenverbesserung und Düngung.
§ Mulchkompost - Mulchkompost ist hygienisierter, fraktionierter Kompost ohne wesentliche
Feinanteile zur Bodenabdeckung.
§ Substratkompost - Substratkompost ist Fertigkompost mit begrenzten Gehalten an löslichen
Pflanzennährstoffen und Salzen, geeignet als Mischkomponente für Kultursubstrate. Der
Substratkompost kann durch die begrenzten Gehalten an Salzen und löslichen Pflanzen-
nährstoffen als Bodenverbesserer eingesetzt werden.
2.1 Fertigkompost
Fertigkompost ist hygienisierter, biologisch stabilisierter und fraktionierter Kompost zur
Bodenverbesserung und Düngung. Die Qualitätskriterien und Güterichtlinien nach dem Gütesiegel
für Fertigkompost sind allgemein in Tabelle 2.1.1 dargestellt.
Im Vergleich zu Torf als Bodenverbesserer ist Frischkompost stark mit Salzen (Natriumchlorid)
belastet, nährstoffreich und alkalisch.
Fertigkompost als Sekundärdünger ist im Gegensatz zu mineralischen Düngern nährstoffarm,
schwankt je nach Charge im Nährstoffgehalt und der zeitliche Verlauf der Nährstoffabgabe ist
unsicher. Weiterhin ist er teuer in der Ausbringung und nur schwer gleichmäßig zu verteilen. Aus
wirtschaftlicher Sicht ist er demnach für den Erwerbsgartenbau als Sekundärdünger nicht geeignet.
Kapitel 2. Kompost
6
Qualitätsmerkmal Qualitätsanforderung
Hygiene § Prüffähiger Nachweis der seuchenhygienischen
Wirksamkeit des Rotteverfahrens
§ Weitgehende Freiheit von keimfähigen Samen und
austriebfähigen Pflanzenteilen
§ Freiheit von Salmonellen
Fremdstoffe § Maximal 0,5 Gew.-% i. d. TS auslesbare, artfremde Stoffe
über 2 mm Durchmesser
Steine § Maximal 5 Gew.-% i. d. TS auslesbare Steine über 5 mm
Durchmesser
Pflanzenverträglichkeit § Pflanzenverträglichkeit im vorgesehenen
Anwendungsbereich
§ Frei von phytotoxischen Stoffen
§ Nicht Stickstoff fixierend
Rottegrad § Rottegrad 4 oder 5
Wassergehalt § Lose Ware maximal 45 Gew.-%, Sackware maximal 35
Gew.-%
§ Für Komposte mit mehr als 40% OS sind höhere
Wassergehalte gemäß Anlage 3 der Güte- und
Prüfbestimmungen zulässig
Organische Substanz § Mindestens 15 Gew.-% i. d. TS, gemessen als Glühverlust
Schwermetallgehalte Richtwerte [mg/kg TS]
§ Blei 150 § Cadmium 1,5
§ Chrom 100 § Kupfer 100
§ Nickel 50 § Quecksilber 1,0
§ Zink 400
Angaben zur Deklaration § Fertigkompost
§ Hersteller
§ Rohdichte (Volumengewicht)
§ PH-Wert
§ Salzgehalt
§ Pflanzennährstoffe gesamt (N, P2O5, K2O, MgO, CaO)
§ Organische Substanz
§ Nettogewicht und Volumen
§ Hinweise zur sachgerechten Anwendung
Tabelle 2.1.1: Qualitätskriterien und Güterichtlinien für Fertigkompost
Kapitel 2. Kompost
7
2.2 Gütesiegel für Substratkompost
Fertigkompost ist als Sekundärdünger, unabhängig von der Charge, generell für den Einsatz im
Erwerbsgartenbau nicht geeignet. Im Gegensatz dazu sind die im allgemeinen hohen Salz- und
Nährstoffgehalte, die den Einsatz als Bodenverbesserer verbieten, stark chargenabhängig.
Die Einführung des Gütesiegels für Substratkompost der Gütegemeinschaft e.V. limitiert im
Gegensatz zu dem Gütesiegel für Fertigkompost die Gehalte an Salz und löslichen Nährstoffen.
Nach dem Gütesiegel können etwa 17% der Fertigkomposte als Substratkomposte klassifiziert
werden. Je nach Salzgehalt können diese ohne wirtschaftliche Nachteile entweder zu 20 oder zu
40% mit nährstoffarmen Basissubstraten vermischt werden. Mit der Einführung des Gütesiegels für
Substratkompost ist somit für einen Teil des Kompostaufkommens ein neuer Absatzmarkt im
Erwerbsgartenbau erschlossen worden.
Das Gütesiegel für Substratkompost ist im Gegensatz zu dem für Frischkompost um Grenzwerte für
den Salzgehalte und die Konzentrationen an löslichen Nährstoffen erweitert worden (s. Tabelle
2.2.1).
Qualitätsmerkmal Typ 1
Beimischung zu nährstoff-
armen Basissubstraten,
Anteil bis zu 20 Vol.-%
Typ 2
Beimischung zu nährstoff-
armen Basissubstraten,
Anteil bis zu 40 Vol.-%
Salzgehalt < 2,5 g/l < 5,0 g/l
Lösliche pflanzenverfügbare Nährstoffe
Stickstoff (NO3, NH4-N)
Phosphat (P2O5)
Kalium (K2O)
Chlorid
Natrium
< 300 mg/l
< 1200 mg/l
< 2000 mg/l
< 500 mg/l
< 250 mg/l
< 600 mg/l
< 2400 mg/l
< 4000 mg/l
< 1000 mg/l
< 500 mg/l
Tabelle 2.2.1: Qualitätsmerkmale von Substratkompost
2.3 Sorption/Desorption in Böden
Kompost besitzt ähnliche chemische Eigenschaften wie Böden. Böden können als Ionentauscher
betrachtet werden, da positive und negative Partialladungen vorhanden sind, die entweder
permanent oder temporär vorliegen, und somit bei Anwesenheit von Wasser entsprechende
Gegenionen selektiv oder unselektiv sorbiert oder desorbiert werden können [Sparks, 1995].
Kapitel 2. Kompost
8
Die Bindungsfähigkeit von Böden zu organischen Komponenten, Kationen und Anionen wird
mathematisch beschrieben durch Adsorptionsisothermen nach Freundlich oder Langmuir, wobei die
Freundlich-Isotherme im allgemeinen bevorzugt wird [Maraqa, 1998; Welp, 1999, Böttcher, 1999].
Die Bindungsstärke der Adsorption ist sowohl von der Zusammensetzung des Bodens, als auch vom
Redoxpotential, dem pH-Wert und der Art der adsorbierten Komponente abhängig.
Die Betrachtung der Sorption durch Isothermen ist nur zulässig, wenn die Gleichgewichtsbedingung
erfüllt ist.
Im Rahmen von kinetischen Betrachtungen der Sorption/Desorption müssen die einzelnen
Stofftransportprozesse, die den Stoffaustausch induzieren, berücksichtigt werden.
Die einzelnen Transportprozesse einer Sorption an Boden ist in Abbildung 2.3.1 dargestellt. Es
werden sechs Transportvorgänge unterschieden:
1 Transport in der Bodenlösung,
2 Transport durch einen Flüssigkeitsfilm im Grenzbereich Fest/Flüssig,
3 Transport in Lösung-gefüllte Makroporen,
4 Diffusion des Sorbats zur Oberfläche der Festkörpers,
5 Diffusion des Sorbats in einer Mikropore und
6 Diffusion im Festkörper.
Die Prozesse 1-3 sind dabei nicht aktiviert und die Prozesse 4-6 aktiviert.
Abbildung 2.3.1: Transportvorgänge in der Fest/Flüssigphase in Böden [Sparks, 2000]
Diese Transportprozesse verlaufen je nach Bodenzusammensetzung und Art der auszutauschenden
Komponente mit unterschiedlicher Geschwindigkeit ab. In der Literatur werden verschiedene
kinetische Ansätze erschöpfend diskutiert [Sparks, 2000].
12
3
4
5
6
FeststoffFilmFlüssig-Phase
12
3
4
5
6
FeststoffFilmFlüssig-Phase
9
3 Theoretische Grundlagen
Das Recycling des salzbeladenen Eluats ist in dem Verfahrenskonzept zur Kompostelution ein
entscheidender Verfahrenschritt. Die Salzabreicherung des Eluats kann mechanisch nur durch
Membranverfahren erfolgen. Im folgenden werden die Grundlagen der Stofftrennung mittels
Membranverfahren, sowie die Anwendungsmöglichkeiten und mathematische Modelle zur
Beschreibung des Stofftransports erörtert.
3.1 Membranverfahren
Membranen sind im weitesten Sinne Filter. Wie bei jeder anderen Filtration erfolgt die Trennung
dadurch, dass mindestens eine Komponente des zu trennenden Gemisches die Membran nahezu
ungehindert passieren kann, während andere Komponenten mehr oder weniger stark zurückgehalten
werden.
Membranprozesse trennen rein physikalisch, d.h. die zu trennenden Komponenten werden weder
thermisch noch chemisch oder biologisch verändert. Im Gegensatz zu herkömmlichen Filtern
erlauben Membranen eine Trennung bis in den molekularen Bereich und stehen damit in
Konkurrenz zu klassischen Grundoperationen der Verfahrenstechnik wie Destillation, Adsorption
und Ionenaustausch.
Um einen gezielten Stofftransport durch eine Membran zu bewirken, muss eine entsprechend
gerichtete Triebkraft vorhanden sein. Dieses ist im Fall der konvektiv durchströmten Poren-
membran die transmembrane Druckdifferenz. Bei dichten Membranen in denen fast ausschließlich
diffusive Transportprozesse ablaufen, stellt eine Differenz des elektrochemischen Potentials die
treibende Kraft dar. Dieser Potentialgradient wird ebenfalls durch eine Druckdifferenz induziert.
3.1.1 Druckgetriebene Membranverfahren
Die druckgetriebenen Membranverfahren, bei denen sowohl Feed als auch Permeat flüssig sind,
werden in vier Gruppen unterteilt (s. Abbildung 3.1.1). Sie unterscheiden sich sowohl in der
Trenngrenze, d.h. der Größe der abtrennbaren Teilchen, als auch bezüglich der transmembranen
Druckdifferenz.
Die Mikrofiltration wird mit dem geringsten Transmembrandruck betrieben. Neben der Entfernung
von Schwebstoffen, bzw. der Aufkonzentrierung von Suspensionen, wird dieses Verfahren auch zur
Abtrennung von Bakterien verwendet [Thiemt, 1998; Bobert, 1999]. In Membran-Bioreaktoren
kann sogar das Nachklärbecken konventioneller Belebungsanlagen durch eine Mikrofiltration
ersetzt werden.
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
10
Abbildung 3.1.1:
Zuordnung der druckgetriebenen Membranverfahren [Rautenbach, 1996]
Da diese Reaktoren zudem mit höheren Biotrockenmassen betrieben werden, ist es möglich, sehr
kompakte Anlagen zu bauen.
Im Gegensatz zu Bakterien werden Viren aufgrund ihrer Größe von Mikrofiltrationsmembranen
nicht vollständig zurückgehalten, so dass für die Abtrennung viraler Komponenten eine Ultra-
filtration eingesetzt wird [Liebeskind, 1997; Feigenwinter, 2000]. Zudem wird die Ultrafiltration,
die üblicherweise bei Transmembrandrücken von 3 bis 10 bar betrieben wird, zur Aufkonzen-
trierung von Emulsionen und zur Abtrennung von Makromolekülen verwendet.
Die Nanofiltration kann ungeladene Moleküle ab einer molaren Masse von ca. 200 g/mol zurück-
halten. Neben diesem, auf einem durch die Porenstruktur vorgegebenen Rückhalt ungeladener
Spezies, stellen die Nanofiltrationsmembranen für mehrwertige, anorganische Ionen, die aufgrund
ihrer Größe permeieren könnten, eine hohe Barriere dar [Rautenbach, 1996].
Dieser Effekt ist durch elektrische Wechselwirkungen der Oberflächenladung der Polymer-
membranen mit den Elektrolyten zu erklären. Die meisten kommerziellen Nanofiltrations-
membranen besitzen negativ geladene funktionelle Gruppen in der Polymermatrix.
Diese Membranen werden häufig zur Wasserenthärtung eingesetzt, da es mit ihnen möglich ist,
selektiv Sulfate und Phosphate aus dem Rohwasser abzutrennen. Im Gegensatz zur Umkehrosmose
findet keine Vollentsalzung statt, die häufig auch nicht erwünscht ist. Beispielsweise hängen die
Rückhalte für NaCl zwar stark von der verwendeten Membran ab, sind aber in allen Fällen deutlich
niedriger als bei der Umkehrosmose [Rautenbach, 1996; Osmotics/Desalination, 1996].
Weiter Anwendungsbereiche ergeben sich bei der Aufbereitung bzw. Reinigung von Säuren und
Laugen [Rosenwinkel, 2000], der Abwasserentfärbung in der Textil- und Zellstoffindustrie [Fritsch,
1993], der Entfernung organischer Inhaltsstoffe aus Trinkwasser [Watson, 1989] und der Entlastung
von Ionentauschern oder nachgeschalteten Umkehrosmose-Einheiten [Dow Chemical, 1987].
Bei der Umkehrosmose werden porenfreie Membranen eingesetzt. Die Trenneigenschaften dieser
Membranen beruhen nicht auf einem Siebeffekt, wie bei den Porenmembranen, sondern auf der
10 100
1E-3 0,01 0,1 1
1
10
100
Partikel-bzw. Molekülgröße [µm]
Umkehr-
osmose
Nanofiltration
Ultrafiltration
Mikrofiltration
Filtration
Viren
Makromoleküle
Bakterien
Hefezellen
Salze
Transmembrandruck [bar]
10 100
1E-3 0,01 0,1 1
1
10
100
10 100
1E-3 0,01 0,1 1
1
10
100
Partikel-bzw. Molekülgröße [µm]
Umkehr-
osmose
Nanofiltration
Ultrafiltration
Mikrofiltration
Filtration
Viren
Makromoleküle
Bakterien
Hefezellen
Salze
Transmembrandruck [bar]
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
11
unterschiedlichen Diffusionsgeschwindigkeit von Lösungsmittel und gelöstem Stoff. Entsprechend
dem 1965 von Londale et al. entwickelten Transportmodell [Lonsdale, 1965] werden sie auch
Lösungs-Diffusions-Membranen genannt. Der Rückhalt anorganischer Salze ist im Gegensatz zur
Nanofiltration weitgehend unselektiv und beträgt üblicherweise über 95% [Rautenbach, 1996]. Die
bekanntesten und wohl auch wirtschaftlich bedeutendsten Anwendungen der Umkehrosmose sind
die Meer- und Brackwasserentsalzung. Die dabei eingesetzten Anlagen haben Kapazitäten von bis
zu 36000 m3/d (Las Palmas, Gran Canaria). Aber auch auf anderen Gebieten wird dieses Verfahren
zunehmend eingesetzt. Bei der Reinigung von hochbelasteten Industrieabwässern oder
Deponiesickerwasser wird aufgrund der hohen Salzfrachten mit transmembranen Druckdifferenzen
von bis zu 200 bar gearbeitet [Fa. Pall Rochem, 2000 ]. So können bei mehrstufiger Bauweise der
Anlagen Permeatausbeuten von über 90% des eingesetzten Feedvolumens erreicht werden [Peters,
1998].
3.1.2 Stofftransport nach dem Lösungs – Diffusions-Modell
Der Stofftransport durch porenfreie Polymermembranen kann in vielen Fällen in guter
Übereinstimmung mit experimentellen Ergebnissen auf der Basis des Lösungs-Diffusions-Modells
(LDM) beschrieben werden [Rautenbach, 1996]. Das Lösungs-Diffusions-Modell betrachtet die
Polymermembran wie eine Flüssigkeit, in der sich die Permeanden lösen und diffusiv entlang des
Gradienten ihrer treibenden Kraft transportiert werden. Dem Lösungs-Diffusions-Modell liegen
folgende Annahmen zugrunde:
o die Membran wird als Kontinuum aufgefasst,
o an den Phasengrenzen zwischen Membranoberfläche und angrenzenden Feed- bzw.
Permeatphasen herrscht bezüglich der einzelnen Komponenten chemisches Gleichgewicht,
o die Kopplung zwischen Permeatflüssen der Permeanden wird vernachlässigt.
Unter der Bedingung, dass der Stofftransport durch die Membran rein diffusiv erfolgt, lautet die
allgemeine Form der Transportgleichung nach dem LDM:
TriebkrafteitBeweglichkionKonzentratFluss
⋅
⋅
=
x
bcnM,i
M,iM,ii ∂
µ∂
−=
′&. (3.1.1)
Der Permeatfluss einer Komponente i durch die Membran ist demnach das Produkt aus der
Konzentration dieser Komponente in der Membranphase M,i
c, der Beweglichkeit M,i
b und der
Triebkraft für den molekularen Transport x
M,i∂µ∂. Die Mobilität ist ein Maß für die Bewegungs-
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
12
freiheit eines Permeandenmoleküls innerhalb der Membranphase und primär von den Membran-
eigenschaften abhängig.
Die Konzentration des Permeanden in der Membranphase ist ebenso abhängig von den
Membraneigenschaften wie von den thermodynamischen Randbedingungen. Die Triebkraft ist eine
Funktion der thermodynamischen Größen Temperatur, Druck und Konzentration in den beiden
äußeren Phasen und damit eine reine Prozessvariable.
Bei Abwesenheit äußerer Kräfte ist der Gradient des chemischen Potentials innerhalb der
Membranphase x
M,i∂µ∂ die treibende Kraft des Stofftransports, wobei nach dem zweiten Haupt-
satz der Thermodynamik ein Fluss nur in Richtung abnehmenden Potentials stattfindet.
Die Triebkraft für eine permeierende Komponente i ist demnach die Potentialdifferenz i
µ∆ zu
beiden Seiten der Membran:
(
)
(
)
P,iPP,iF,iFF,ii x,p,Tx,p,Tµ−µ=µ∆ (3.1.2)
Mit dem chemischen Potential gelöster Komponenten in Flüssigkeiten,
(
)
(
)
(
)
(
)
0
ii
0
i
0
0
iii ppVx,p,TalnTRp,Tx,p,T−++µ=µ (3.1.3)
folgt aus Gleichung 3.1.2:
(
)
(
)
P,iF,iPFii alnalnTRppV−+−=µ∆ (3.1.4)
Durch Einsetzen der Definitionsgleichung für den osmotischen Druck
i
i
ialn
V
TR
−=π (3.1.5)
in Gleichung 3.1.4 folgt für den Transport der Komponente i bei der Umkehrosmose:
(
)
(
)
[
]
[
]
iiP,iF,iPFii pVppVπ∆−∆=π−π−−=µ∆ (3.1.6)
Nach dieser Gleichung ist die Triebkraft für die Komponente i die Nettodruckdifferenz i
pπ∆−∆.
Die Triebkraft wird zu Null, wenn die osmotische Druckdifferenz die Transmembrandruckdifferenz
kompensiert.
Die Nernst-Einstein-Gleichung liefert eine Beziehung zwischen der Beweglichkeit i
b und dem
thermodynamischen Diffusionskoeffizienten 0,i
D:
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
13
i0,ibTRD=. (3.1.7)
Löst man Gleichung 3.1.7 nach i
b auf und setzt in Gleichung 3.1.1 ein, so erhält man die
erweiterte Diffusionsgleichung:
xTR
D
cnM,i0,M,i
M,ii ∂
µ∂
−=
′& (3.1.8)
Unter Berücksichtigung des Gradienten des chemischen Potentials folgt mit Gleichung 3.1.8 die
Ausgangsgleichung des Lösungs-Diffusions-Modells:
∂
∂
+
∂
∂
−=
′x
p
TR
V
x
aln
DcnM,i
i
M,i
0,M,iM,ii
& (3.1.9)
Wasserfluss
Unter Berücksichtigung der Randbedingungen, dass keine Konzentrations- und Druckgradienten in
der Membran auftreten, die Aktivitäten in der Membran unter der Annahme chemischen
Gleichgewichts an den Phasengrenzen mit den freien Außenphasen verknüpft sind und die
Konzentrationsabhängigkeit des thermodynamischen Diffusionskoeffizienten vernachlässigbar ist,
folgt nach Integration von Gleichung 3.1.9 die Beziehungen für den Wasserfluss durch die
Membran nach dem Lösungs-Diffusions-Modell:
[ ]
W
M
WW0,M,WM,W
WWW p
TR
MVDc
Mnmπ∆−∆
δ
=
′
=
′&&
[
]
[
]
WWW
*
WpApAmπ∆−∆ρ=π∆−∆=
′&
[
]
WW pAV π∆−∆=
′
&
(3.1.10)
Der flächenspezifische Wasserfluss W
V′
& ist demnach direkt proportional dem Produkt aus effektiver
Druckdifferenz W
pπ∆−∆ und der Membrankonstanten für den Wasserfluss A, die den reziproken
Membranwiderstand angibt.
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
14
Salzfluss
Bei verdünnten Salzlösungen wird die Triebkraft für den Salzfluss, d.h. die chemische
Potentialdifferenz der Salzkomponente zu beiden Seiten der Membran, selbst bei hohen
Druckdifferenzen hauptsächlich durch den Aktivitätsterm verursacht. Im Falle des Salztransports
hat der Druckterm nur einen sehr geringen Anteil an der gesamten Triebkraft, da das partielle
molare Volumen sehr gering ist und die Membran einen hohen Salzrückhalt zeigt. Im Gegensatz
dazu sorgt der Druckterm im Falle des Wassertransports erst für eine positive Potentialdifferenz.
Unter Vernachlässigung des Druckterms folgt nach Integration von Gleichung 3.1.9 über die
Membrandicke und unter der Vorraussetzung chemischen Gleichgewichts an den Phasengrenz-
flächen:
]ww[
MDc
mP,SF,S
M,SM
WP,F,S0,M,SM.,ges
S−
γδ
γ
=
′&
][B]ww[BmP,SF,SP,SF,S
*
Sρ−ρ=−=
′
&
(3.1.11)
Entsprechend Gleichung 3.1.11 ist der flächenspezifische Salzfluss S
m
′
& direkt proportional dem
Produkt aus der Membrankonstanten für den Salzfluss B, die den reziproken Membranwiderstand
für den Salzfluss beschreibt, und der Dichtedifferenz zwischen Feed und Permeat P,SF,Sρ−ρ als
treibende Kraft.
Organisch/Wässrige Lösungen
Im Fall von organisch/wässrigen Lösungen ist die Vereinfachung wie bei der Betrachtung des
Salzflusses nicht mehr gerechtfertigt.
Analog zum Fluss der Wassers folgt für den Fluss der organischen Komponente:
( )
i
M
ii0,iM,i
ip
TR
MVDc
mπ∆−∆
δ
=
′& (3.1.12)
Setzt man weiterhin voraus, dass die Gesamtkonzentration in der Membran näherungsweise
konstant ist (isotrope Quellung):
.constccc M,WM,iM.,ges =+= , (3.1.13)
so ergibt sich für den Partialfluss des Wassers:
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
15
( )
W
M.,ges
M,i
*
Wp
c
c
1Amπ∆−∆
−=
′
& (3.1.14)
und für den Partialfluss der organischen Komponente:
( )
i
M.,ges
M,i
*
ip
c
c
Bmπ∆−∆=
′& (3.1.15)
Dabei sind in den Modellparametern
δ
=TR
DVMc
A0,WWWM.,ges
* δ
=TR
DVMc
B0,iiiM.,ges
* (3.1.16)
nur noch Größen zusammengefasst, die im relevanten Arbeitsbereich näherungsweise als konstant
angesehen werden können.
Das Verhältnis der Konzentration an organischer Komponente zur Gesamtkonzentration an
permeierenden Komponenten in der Membran gibt im wesentlichen das Sorptionsverhalten der
Membran wieder (Sorptionsisotherme). Verwendet man die Beziehung von Langmuir:
F,i
F,i
M.,ges
M,i
wk1
wk
c
c
+
= (3.1.17)
ergeben sich zur Beschreibung des Membrantrennverhaltens in Abhängigkeit der Betriebsparameter
folgende Modellgleichungen:
[ ]
W
F,i
*
Wp
wk1
1
Amπ∆−∆
+
=
′
&
( )
i
F,i
F,i
*
ip
wk1
wk
Bmπ∆−∆
+
=
′&
(3.1.18)
Während der Modellparameter A* den Reinwasserfluss wiedergibt, beschreiben die Parameter k, die
Sorptionskonstante nach Langmuir und B* das Sorptionsverhalten der Membran.
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
16
3.1.3 Stofftransport in Nanofiltrationmembranen
Organisch/Wässrige Lösungen
Im Fall wässriger Lösungen von elektrisch neutralen organischen Komponenten können Fluss und
Selektivität bzw. die Partialflüsse mit den gleichen Beziehungen beschrieben werden, wie sie für
die Umkehrosmose aus dem Lösungs-Diffusions-Modell abgeleitet worden sind (s. Gleichung
3.1.18).
Salzlösungen
Im Gegensatz zur Umkehrosmose treten bei der Aufarbeitung ionogener Lösungen mit NF-
Membranen elektrische Effekte auf, die durch die meist negativen Festladungen bedingt sind.
Insbesondere ist das Rückhaltevermögen gegenüber ein- bzw. zweiwertigen Anionen stark unter-
schiedlich. Diesen Effekt kann das Lösungs-Diffusions-Modell nicht wiedergeben. Hier erweist sich
das Modell der mikroporösen Membran als leistungsfähiger, das eine Überlagerung von
konvektivem und diffusivem Transport des Salzes durch die erweiterte Nernst-Planck-Gleichung
[Schögle, 1964] beschreibt:
dx
d
TR
Fz
Dc
dx
lnd
dx
dc
c
1
DcvcnM
i
M
j
M
j
M
j
M
j
M
j
M
j
M
j
M
jj ϕ
−
γ
+−=
′&
dx
dp
V
M
M
VcM
W
W
j
j
M
j
−− .
(3.1.19)
Unter Vernachlässigung der Druckdiffusion und der Ortsabhängigkeit des Diffusionskoeffizienten
reduziert sich Gleichung 3.1.19 zu:
dx
d
TR
Fz
Dc
dx
dc
DvcnM
i
M
j
M
j
M
j
M
j
M
jj ϕ
−−=
′& (3.1.20)
Die einzelnen Ionenflüsse sind dabei als Folge der Elektroneutralitätsbedingung über
0nzj
jj=
′
∑& (3.1.21)
gekoppelt, so dass eine Berechnung des Ionenflusses für ein System mit mehreren Ionen die Lösung
eines Systems gekoppelter Differentialgleichungen erfordert, wobei zahlreiche Stoffwerte
unbekannt sind und zusätzliche Annahmen über das Gleichgewicht zwischen Porenflüssigkeit und
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
17
Außenlösung sowie über das elektrische Feld in der Pore erforderlich sind. Die Verwendung dieser
Modelle ist dadurch mit einem hohen Aufwand verbunden.
Bei niedrigen Drücken wird der konvektive Ionentransport diffusiv verstärkt, da sich die ent-
sprechenden Terme in Gleichung 3.1.20 aufaddieren. Der Salzfluss wird gegenüber dem
konvektiven Wasserfluss verstärkt. Resultierend ist der Salzgehalt im Permeat hoch und der Rück-
halt niedrig.
Mit zunehmender transmembraner Druckdifferenz und damit zunehmendem Fluss wird in
Gleichung 3.1.20 der diffusive Transportterm klein gegenüber dem konvektiven Term. Der Wasser-
fluss nimmt gegenüber dem Salzfluss zu, d.h. die Permeatkonzentration sinkt und der Rückhalt
steigt.
3.1.4 Transportwiderstände in Umkehrosmosemodulen
Das Lösungs-Diffusions-Modell beschreibt lediglich den Stofftransport der Komponenten durch
eine dichte Membran. Zur Einschätzung der Leistungsfähigkeit von UO-Anlagen müssen aber auch
Transportwiderstände der Stützschichten, Triebkraftverluste durch Druckverluste im Feed- und
Permeatraum und andere leistungsbegrenzende oder leistungsmindernde Faktoren berücksichtigt
werden.
3.1.4.1 Membranschädigung
Begrenzende Faktoren sind die Membranbeständigkeit gegenüber kritischen Wasserinhaltsstoffe
(z.B. Säuren, Laugen, freies Chlor, organische Inhaltsstoffe, Desinfektionsmittel, Bakterien) und die
Membranstabilität unter hohen Drücken. Durch das Verhalten von Polymeren, unter hoher
Druckbelastung zu kriechen/fließen, ist der maximale Arbeitsdruck limitiert. Die Neigung einer
Membran zur Kompression bzw. Kompaktierung ist materialabhängig und kann reversibel oder
irreversibel verlaufen [Staude, 1992].
3.1.4.2 Konzentrationspolarisation
Die im Querstrom betriebenen Membranverfahren bewirken eine Aufspaltung des Feedstroms in
zwei unterschiedlich zusammengesetzte Stoffströme. Die von der Membran zurückgehaltenen
Substanzen akkumulieren sich im tangential zur Membran abgeführten Retentat. Das Permeat
dagegen enthält weniger von diesen Stoffen. Da die Feedkomponenten die Membran unter-
schiedlich gut durchdringen können, reichern sich an der Membranoberfläche die zurückgehaltenen
Stoffe an. In Abbildung 3.1.1 ist dieser Zusammenhang schematisch dargestellt.
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
18
Die wesentlichen Konsequenzen der Konzentrationspolarisation lassen sich folgendermaßen
zusammenfassen [Mulder, 1997]:
Der Rückhalt kann niedriger sein. Der messbare Rückhalt R = 1 – ciP / ciF ist niedriger als der
theoretische Membranrückhalt, da die für den Membranrückhalt entscheidende Oberflächen-
konzentration 0,i
c höher ist als die Feedkonzentration.
Der Permeatfluss kann geringer sein. Der Fluss ist proportional zur induzierten Triebkraft. Wie in
Gleichung 3.1.10 angegeben, ist der Wasserfluss verdünnter Salzlösungen nach dem Lösungs-
Diffusionsmodell proportional zu der um den osmotischen Druck verminderten transmembranen
Druckdifferenz. Durch die Konzentrationspolarisation steigt der osmotische Druck der Feedlösung
an der Membranoberfläche stark an, wodurch die effektive Druckdifferenz sinkt.
Eine Abschätzung der Konzentrationspolarisation kann durch die Peclet-Zahl erfolgen [Rautenbach,
1996].
Abbildung 3.1.1: Stoffströme in der feedseitigen Konzentrationsgrenzschicht
Diese beträgt z.B für ein UO-Kissenmodul bei dem System H2O/NaCl und einem Permeatvolumen-
strom von 20 )mh/(l2 ca. 8. Das entspricht einer Konzentrationsüberhöhung von weniger als 15%.
3.1.4.3 Fouling
Fouling bezeichnet allgemein eine Belagsbildung auf der Membran, die zur Reduzierung des
Permeatflusses führt. Die sich oftmals adsorptiv bildenden Beläge können aus feindispersen Partikel
bestehen (Ton, Huminstoffe), organischen Ursprungs haben (Öle, Fette), durch das Anheften und
dFMembran
Hydrodynamische Grenzschicht
BulkströmungBulkströmung
ci,P
ci,0
Zulauf
ci,F
.Konv,i
n′
&
.Diff,i
n′
&
P
V
&
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
19
Wachsen von Mikroorganismen entstehen (Biofouling) oder mineralischer Natur sein (Kristalle).
Auch chemische Reaktionen der Feedinhaltsstoffe mit dem Membranmaterial können als Fouling
betrachtet werden.
In den meisten Fällen ist die Ursache für Fouling nicht eindeutig bestimmbar, da häufig
Kombinationen mehrerer Prozesse auftreten.
Eine erste Charakterisierung des Fouling-Potentials eines Feeds kann auf der Grundlage des
Kolloid-Index getroffen werden [Staude, 1992].
Die Deckschichtbildung kann durch zwei Ansätze mathematisch modelliert werden:
o ausgehend von der Filmtheorie und
o ausgehend von der Filtrationstheorie.
Beide Ansätze basieren auf der Annahme, dass der Vorgang der Deckschichtbildung rein
mechanischer Natur ist, d.h. sowohl Aufbau als auch Abtragung werden nur durch die Hydro-
dynamik kontrolliert.
In der Praxis kann aber der ursprüngliche Permeatfluss durch die Erzeugung hoher Wandschub-
spannungen, d.h. hoher Membranüberströmgeschwindigkeiten, nicht erreicht werden [McNulty,
1977]. Die Ursache liegt in den Wechselwirkungen zwischen Deckschichtbildner und Membran.
Diese Wechselwirkungen können auf Adsorption, Wasserstoffbrückenbindung oder auf elektro-
statischen Effekten beruhen.
3.1.4.4 Scaling
Ein Spezialfall des Foulings ist die Ablagerung von Kristallen auf der Oberfläche von Membranen.
Dieser Prozess, induziert durch die Überschreitung der Löslichkeitsgrenze dieser Stoffe, wird
Scaling genannt. Insbesondere beim Einsatz von Entsalzungsanlagen stellt das Scaling schwer
löslicher Wasserinhaltsstoffe auf der Membran eine physikalische Grenze der wirtschaftlichen
Anwendbarkeit dar.
Teilweise liegen beim Auftreten von Scaling die Konzentrationen dieser Salze im Feed aufgrund
der Konzentrationspolarisation noch deutlich unter dem Löslichkeitsprodukt.
Das Ausmaß des Scalings kann durch das Membranmaterial beeinflusst werden. Besonders
Membranen mit geladenen Oberflächen (Nanofiltrationsmembranen) bewirken eine Entmischung
von Anionen und Kationen direkt an der Membranoberfläche, so dass Scaling inhibiert wird.
In der Literatur [Pervov, 1991; Foutoukidis, 1989; Foutoukidis, 1990; Borden, 1987; Gilron, 1986]
beschäftigen sich einige Arbeiten mit dem Zusammenspiel zwischen Membranfiltration und
Kristallisation. Bisher ist allerdings nicht exakt bekannt, wie und wo Scaling initiiert wird und
inwiefern es auf die Membran wirkt.
In mehreren Arbeiten wird davon ausgegangen, dass Scaling durch die Bildung eines Kristallkeims
auf der Oberfläche ausgelöst wird, wobei der gebildete Keim – im Gegensatz zur Deckschicht-
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
20
bildung – nur in tangentialer Richtung wächst und auf diese Weise die Membran verblockt
[Brusilovsky, 1992; Borden, 1987; Gilron, 1986]. Unter der Annahme, dass die Kristalle eine
einheitliche Größe besitzen, gilt dann
0AAm)µ(1A−= . (3.1.22)
Dabei ist A0 die Membrankonstante für den Wasserfluss ohne Precipitation, A
µ eine Verblockungs-
konstante, m die ausgefallenen Kristallmasse und A die durch Auftreten von Precipitation
reduzierte Membrankonstante für den Wasserfluss.
In einer weiteren Arbeit wird aufgrund von experimentellen Beobachtungen die Theorie der
homogenen Kristallisation in der Lösung mit anschließender Ablagerung auf der Membran
vertreten [Pervov, 1991].
Die Beziehung zur Bestimmung des Permeatvolumenstroms ergibt sich aus der klassischen
Filtrationstheorie [Perry, 1984]. Bei der Filterkuchenfiltration bildet sich auf dem Filter eine
Schicht von Partikeln, die wiederum als Filtermedium wirken. Bei der Filtration von Suspensionen
werden auf dem Filter kontinuierlich Feststoffe abgelagert, so dass die Filterkuchenhöhe mit der
Zeit wächst, während das Filtrat den Filter passiert. Der Filterkuchen besteht aus Partikeln
verschiedener Größe und ist von feinen gradlinigen Kanälen durchzogen. Diese Kanäle sind parallel
angeordnet, so dass die Geschwindigkeit in Anlehnung an das Poiseuille´sche Gesetz beschrieben
werden kann.
Der Gesamtwiderstand der Membran ist die Summe des reinen Membranwiderstands RM und des
spezifischen Widerstands der Scalingschicht S
r, der direkt proportional der Scalingschichthöhe
δ
ist:
MSges RrR
A
1+δ== bzw. 1rA
A
A
S0
0
+δ
= (3.1.23)
Die Schichthöhe
δ
wird über die abgelagerte Masse m, die Dichte D
ρ und die Porosität des
Precipitats
ε
, sowie der Membranfläche F nach
F)1(
m
Dε−ρ
=δ (3.1.24)
berechnet.
Scaling kann durch den Einsatz eines externen Kristallisators nach der Seeding-Technik [Hoffmann,
1997] oder durch Zusatz von Komplexbildnern verhindert werden. Durch die genaue Kenntnis der
Kinetik des Scalings ist es möglich, durch verfahrenstechnische Maßnahmen die Folgen des
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
21
Scalings zu vermindern und den Einsatz von o.g. Einbauten oder chemischen Zusatzstoffen zu
reduzieren.
Wird in einem Membranmodul eine Salzlösung kontinuierlich aufkonzentriert, so ist der
Konzentrationserhöhung nach Überschreiten der Sättigungskonzentration eine Konzentrations-
reduktion durch den Ausfall von Salz durch Kristallisation überlagert. Zur Beschreibung der
Verblockungskinetik der Membran durch Precipitation ist somit die Bestimmung der
Kristallisationskinetik notwendig. Je nach Grad der Übersättigung, bzw. Geschwindigkeit der Auf-
konzentration und denr Betriebsbedingungen kann der gesamte Kristallisationsprozess durch
verschiedene Kristallisationsmechanismen unterschiedlich stark dominiert werden. Im folgenden
Kapitel werden die Grundlagen der Kristallisation, die Rahmenbedingungen für die einzelnen
Mechanismen und mathematische Ansätze zu ihrer Beschreibung dargestellt.
3.2 Kristallisation in Lösung
3.2.1 Keimbildung
Kristallisationsprozesse werden durch die Bildung von Keimen initiiert. Bei der Keimbildung
können drei grundsätzliche Typen unterschieden werden (s. Abbildung 3.2.1).
Unter homogener Keimbildung wird das spontane, schauerartige Ausfallen von Keimen aus einer
homogen ideal reinen Lösung bei Überschreiten einer Mindestübersättigung, die jenseits der Grenze
des metastabilen Bereichs liegt, verstanden. Die primäre homogene Keimbildung wird auch in
hochreinen Lösungen nicht zu realisieren sein, da immer eine geringe Anzahl von Feststoffpartikeln
vorhanden ist.
Bei der heterogenen Keimbildung erfolgt die Entstehung von Keimen schon bei geringerer
Übersättigung, induziert durch artfremde Feststoffteilchen oder auch durch Rauhigkeiten und Risse
an Gefäßwänden (s. Abbildung 3.2.2).
Abbildung 3.2.1: Keimbildungsmechanismen [Gnielinsky, 1993]
Keimbildung
Primäre Keimbildung Sekundäre Keimbildung
(bei Anwesenheit arteigener Kristalle)
Homogene Keimbildung Heterogene Keimbildung
(bei Anwesenheit artfremder Feststoffe)
Keimbildung
Primäre Keimbildung Sekundäre Keimbildung
(bei Anwesenheit arteigener Kristalle)
Homogene Keimbildung Heterogene Keimbildung
(bei Anwesenheit artfremder Feststoffe)
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
22
Als sekundäre Keime werden schließlich diejenigen bezeichnet, die durch mechanische Einwirkung
auf die in der Lösung vorhandenen Kristalle erzeugt werden.
Für diese aktivierten Keimbildungsprozesse und das anschließende Wachstum ist eine treibende
thermodynamische Kraft erforderlich. Diese wird bei Kristallisationsprozessen in Form der
Übersättigung *
c/cS= bzw. 1S
−
=
σ
angegeben, wobei c für die aktuell im System vorhandene
Konzentration und c
* für die Gleichgewichtskonzentration steht. Zur Berücksichtigung von
Nichtlinearitäten sind anstelle der Konzentrationen Aktivitäten zu verwenden.
Zwischen dem Erzeugen der Übersättigung und dem Beginn der Kristallkeimbildung kann
innerhalb der metastabilen Zone eine vom Stoffsystem und der Übersättigung abhängende
Zeitspanne, die Induktionszeit gemessen werden.
Abbildung 3.2.2:
Beeinflussung der metastabile Phase auf den Keimbildungsmechanismus
Die obere Grenze der metastabilen Zone ist dahingehend definiert, dass an dieser Grenze die
Induktionszeit für den jeweiligen Keimbildungsmechanismus gegen Null strebt. Innerhalb der
metastabilen Zone ist die Kristallisation kontrollierbar, im labilen Bereich setzt die Kristallisation
innerhalb kürzester Zeit so intensiv ein, dass der Kristallisationsprozess unkontrollierbar wird
[Kind, 1989].
Die Geschwindigkeiten der primären homogenen und heterogenen sowie der sekundären
Keimbildung können nach der klassischen Keimbildungstheorie beschrieben werden [Mersmann,
2000].
Praktisch wird häufig ein empirischer Ansatz gewählt. Für die primäre Keimbildungs-
geschwindigkeit prim
B)]sm/(1[3 gilt:
b
bprim SkB=. (3.2.1)
labiler Bereich
stabiler Bereich
Metastabiler Bereich für
•sekundäre
•primäre heterogene
•primäre homogene
Keimbildung
TemperaturTemperatur
Konzentration
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
23
Die Konstanten b
k und b sind experimentell zu ermittelnde Anpassungsparameter.
Die Beschreibung der sekundären Keimbildung, also der Kristallisation in Gegenwart arteigener
Kristalle, mit der Konzentration S
c (normiert), wird in Anlehnung an Gleichung 3.2.1 oftmals
durch einen empirischen Ansatz der Form
2
1b
b
Sseksek SckB= (3.2.2)
beschrieben, wobei die Stoffparameter sek
k , 1
b und 2
b für jedes Stoffsystem neu bestimmt werden
müssen.
3.2.2 Wachstum
Das Wachstum eines Kristalls ist ein komplexer Prozess, bei dem eine Reihe aufeinanderfolgender
Teilschritte notwendig sind, bis eine Wachstumseinheit aus der Lösung in das Kristallgitter einge-
baut wird.
In der Praxis wird von einer mittleren Wachstumsgeschwindigkeit über die gesamte Kristall-
oberfläche ausgegangen [Matz, 1969], die z.B. als korngrößenabhängige Wachstumsgeschwindig-
keit angegeben wird:
t
x
)x(G∂
∂
= (3.2.3)
Der Wachstumsprozess kann nach einer allgemeinen Modellvorstellung in die in Abbildung 3.2.3
dargestellten, nacheinander ablaufenden Teilschritte gegliedert werden:
o Diffusion der Kristallbausteine aus der Kernlösung durch die Diffusionsgrenzschicht,
o Diffusion der Kristallbausteine durch die Adsorptionsgrenzschicht und
o Einbau der Kristallbausteine in das Kristallgitter.
Die Triebkraft für den Stofftransport ist proportional dem Konzentrationsgradienten über beide
Grenzschichten, so dass das Kristallwachstum – ähnlich wie bei der Keimbildung – durch einen
empirischen Ansatz [Garside, 1985] mit zwei anzupassenden Parametern g
k und g beschrieben
werden kann:
.SkGg
g
= (3.2.4)
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
24
Dabei ist x die charakteristische Korngröße des Kristalls, für die unter der Annahme kugelförmiger
Teichen auch oft der Durchmesser verwendet wird.
Abbildung 3.2.3: Stofftransportmechanismus beim Kristallwachstum
3.3 Mathematisches Modell zur Membranverblockung durch Kristallisation
in der Umkehrosmose
In der Literatur existieren einige Arbeiten über Kristallisation in Umkehrosmosemodulen [Borden,
1987; Brusilovsky, 1992; Foutoukidis, 1989; Foutoukidis, 1990; Gilron, 1986; Pervov, 1991]. In
diesen Arbeiten wird eine übersättigte Salzlösung als Feed eingesetzt und der Retentat- und
Permeatstrom wieder dem Feedvorrat zugeführt, so dass ausschließlich ein Abbau der Anfangsüber-
sättigung durch Kristallisation erfolgt.
In Kapitel (3.2.4.4) sind die unterschiedlichen Modellvorstellungen zur Membranverblockung
vorgestellt worden. Entsprechend verlaufen die postulierten Kristallisationsmechanismen in
Anlehnung an die Verblockungsmechanismen.
Der Abbau der Übersättigung wird zum einen als heterogene Keimbildung auf der Membran
[Borden, 1987; Brusilovsky, 1992; Foutoukidis, 1989; Foutoukidis; Gilron, 1986] und zum anderen
als homogene Keimbildung in Lösung mit anschließender Ablagerung auf der Membran [Pervov,
1991] beschrieben.
In den meisten Fällen wird durch Berechnung der Konzentrationspolarisation die Konzentration in
Lösung an der Membranoberfläche berechnet. Dabei wird zusätzlich die Beeinflussung der
Konzentrationspolarisation durch den Kristallisationsvorgang diskutiert und berechnet. Der Vor-
Kristallgitter
Adsorptions-
grenzschicht
Diffusions-
grenzschicht Kernströmung
c
c1
c*
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
25
gang des Übersättigungsabbaus wird einheitlich durch einen empirischen Ansatz in der
massenbezogenen Form
m
n
mSk
dt
dm = mit *
c
c
S= (3.3.1)
beschrieben. Dabei bezeichnet m die Kristallmasse. Für den Exponenten nm werden die Werte 1
[Brusilovsky, 1992; Foutoukidis, 1989; Foutoukidis, 1990 ] bzw. 2 [Borden, 1987; Gilron, 1986]
verwendet. Abweichend von diesem Ansatz wird in [Pervov, 1991] vorgeschlagen, die Belags-
bildung in Abhängigkeit von der Feedkonzentration, ohne Berücksichtigung der Konzentrations-
polarisation, als
( )
minFeedmcck
dt
dm −
′
= (3.3.2)
zu modellieren, wobei min
c unterhalb der Sättigungsgrenze liegt und ein von der Versuchsdurch-
führung abhängiger Parameter ist. Dieser Wert ist gleichzeitig der asymptotische Grenzwert, der
sich bei der Membranfiltration von gesättigten, bzw. übersättigten Lösungen im Feed einstellt,
wenn Permeat und Feed in die Vorlage zurückgeführt werden. Ein solcher Grenzwert unterhalb der
Sättigungskonzentration kann nur entstehen, wenn eine starke Konzentrationspolarisation an der
Membran vorliegt. Beide Ansätze berücksichtigen damit die Konzentrationspolarisation entweder
direkt durch Berechnung oder indirekt durch Messung.
In der Literatur existieren keine Arbeiten, die sich mit der Kristallisation und Verblockung in einer
Umkehrosmoseanlage beschäftigen, in der Feed kontinuierlich aufkonzentriert wird. In diesem Fall
ist dem Übersättigungsabbau durch Kristallisation eine Konzentrationserhöhung durch die
Aufkonzentrierung überlagert. Das resultierende dynamische Verhalten kann nur modelliert
werden, wenn alle physikalisch relevanten Mechanismen erfasst werden.
In der folgenden Modellentwicklung werden die in Abbildung 3.3.1 dargestellten Bilanzbereiche
unterschieden.
Modelliert wird ein Kristallisationsprozess, bei dem eine Spezies L aus dem gelösten Zustand in
den festen Zustand übergeht. Die Massenkonzentrationen dieser Spezies werden mit j
L
c und j
S
c
bezeichnet, wobei der Index j = R, F, D den jeweiligen Bilanzbereich kennzeichnet.
Konzentrationen in der Membran bzw. im Permeat brauchen nicht betrachtet werden, da die
Membran für das konkrete Stoffsystem in sehr guter Näherung nicht permeabel ist.
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
26
Abbildung 3.3.1: Bilanzbereiche (B: Bulk, R: Retentat, F: Film, D: Deckschicht, M: Membran,
P: Permeat)
Der Phasenübergang von L zu S kann durch drei unterschiedliche Prozesse erfolgen:
o homogene Keimbildung bei hom
*
Lcc > (in Lösung ohne Inhomogenitäten)
o heterogene Keimbildung bei het
*
Lcc > (an Fremdflächen)
o sekundäre Keimbildung bei sek
*
Lcc > (an arteigenen Kristallen)
Dabei gilt für die Sättigungskonzentrationen: hom
*
het
*
sek
*ccc << .
Das nachfolgend entwickelte Modell basiert auf folgenden phänomenologischen Vorstellungen. Da
die Lösung im Bulk und Retentat zu Beginn der Aufkonzentrierung keine Keime enthält, setzt als
erster Prozess die heterogene Keimbildung auf der Membranoberfläche ein. Da dies in den
experimentellen Messungen zu einem Zeitpunkt geschieht, an dem het
*
R
Lcc < gilt, muss die
Konzentrationspolarisation in einem hydrodynamischen Grenzfilm F berücksichtigt werden. Im
weiteren Verlauf erreicht die Konzentration L
c ein Maximum, bei dem homogene Keimbildung
einsetzt. Dies zieht sofort sekundäre Keimbildung nach sich, wodurch die Konzentration L
c sehr
schnell abnimmt. In den Experimenten ist dies mit einer Eintrübung der Lösung verbunden. Die
dabei entstehende Feststoffphase S wird durch den Transmembranfluss an die Oberfläche der
Membran transportiert, wo dadurch eine Deckschicht wachsender Dicke )t(
D
δ gebildet wird. Dies
bewirkt in Übereinstimmung mit den Messergebnissen eine Abnahme des Permeatflusses. Im
weiteren Prozess durchläuft L
c ein flaches Minimum und erreicht anschließend einen
asymptotischen Wert. Der Permeatfluss nimmt dabei kontinuierlich ab, während die Lösung im
Bulk wieder klar wird. Letzteres spricht dafür, dass die Konzentration von S im Bulk zurückgeht,
was durch Adsorption von S an der inneren Oberfläche der Deckschicht erklärt werden kann. Für
die Modellierung wird deshalb angenommen, dass ein gewisser Anteil
λ
von größeren Kristallen
B
F
δ−
DFδ−δ−0
P
V
&
ext
V
&
F
V
&
R
V
&
R
cL cS,
FDMP
AFADAM
cLf(t)
B
F
δ−
DFδ−δ−0
P
V
&
ext
V
&
F
V
&
R
V
&
R
cL cS,
FDMP
AFADAM
cLf(t)
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
27
zum Aufbau der Deckschicht durch Filtration beiträgt, während der restliche Anteil
λ
−
1 in die
Deckschicht eindringt und dort adsorbieren kann.
Zur Reduktion des Komplexität des Modells werden außerdem folgende vereinfachende Annahmen
getroffen:
o Bulk und Retentat werden als gemeinsamer, ideal durchmischter Bereich mit dem Volumen
RB VVV += angesehen.
o Da die heterogene Keimbildung an der Membranoberfläche nur solange der bestimmende
Teilprozess ist, wie noch keine Deckschicht vorhanden ist, wird für die Konzentrations-
polarisation nur der hydrodynamische Grenzfilm F betrachtet. Der zusätzlich erfolgende
Phasenübergang innerhalb der Deckschicht durch sekundäre Keimbildung wird nicht berück-
sichtigt.
o Eine Konzentrationspolarisation von S
c im Film tritt nicht auf. Deshalb wird der hydro-
dynamische Grenzfilm für die Spezies S nicht getrennt behandelt, sondern als Teil des Retentats
betrachtet.
o Die Flächen DFA,A und M
A
werden als gleich groß angenommen, d.h.
MDF
A
A
A
A
≡
≡
≡
o Phasenübergänge treten nur in der Richtung vom gelösten zum ausgefallenen Stoff auf. Dies ist
sinnvoll, da während des gesamten Prozesses aufkonzentriert wird.
Unter diesen Annahmen ergeben sich folgende Massenbilanzen, wobei für den Bereich
Bulk/Retentat der Index für den Bilanzbereich nicht angeben wird. Zudem sind alle auftretenden
Konzentrationen auf den Anfangsfeed F
0
c normiert um Probleme mit den physikalischen
Dimensionen zu vermeiden.
3.3.1 Mathematisches Modell bei vorgegebenem Permeatfluss
Die Massenbilanzen für die jeweiligen Bilanzbereiche lauten:
Bulk/Retentat
(
)
(
)
[
]
β
+
α
+−−−−= sek
*
LSsek
hom
*
Lhom
f
LextLccckVcckV)t(c)t(V)cV(
dt
d&
DF
|x
F
L
JAδ−δ−=
−
(3.3.3)
(
)
(
)
[
]
β
+
α
+−+−+λ−= sek
*
LSsek
hom
*
LhomSPS ccckVcckVc)t(V)cV(
dt
d&
D
|x
D
L
JAδ−=
− (3.3.4)
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
28
Dabei bezeichnet F
L
J bzw. D
S
J die Massenflüsse von L im Film bzw. von S in der Deckschicht.
Die Exponenten
α
und
β
sind Modellparameter, die durch Auswertung der Experimente zu
bestimmen sind. Die Kurzschreibweise
(
)
+
−*
Lcc bedeutet den positiven Anteil von *
Lcc −, d.h.
(
)
=− +
*
Lcc
*
Lcc −
0
für *
Lcc >
für *
Lcc ≤
Die Verwendung des positiven Anteils der Triebkräfte resultiert aus der Annahme, dass
Phasenübergang nur von L zu S stattfindet.
Film
Im Film erfolgt ausschließlich Stofftransport von L durch Konvektion und Diffusion, d.h. es gilt
0JdivcF
L
F
Lt=+∂ für DDFxδ−<<δ−δ− (3.3.5)
mit dem Stoffstrom
F
Lx
F
L
F
L
F
LcDcuJ∂−= . (3.3.6)
Dabei ist F
L
D der Diffusionskoeffizient und u die Konvektionsgeschwindigkeit.
Für u gilt
A
V
uP
&
=. (3.3.7)
An der Seite zum Retentat sind die Konzentrationen stetig, also
LDF
F
Lc)(c=δ−δ− (3.3.8)
Am rechten Rand erfolgt heterogene Keimbildung auf der Membranfläche. Dies ist exakt nur
solange gültig, wie 0)t(
D=δ gilt, wird aber wie oben erwähnt für den gesamten Prozess ange-
nommen. Da die Membran für L nicht permeabel ist, wird der gesamte Stoffstrom durch
Keimbildung verbraucht, d.h.
(
)
+
−δ−=δ−het
*
D
F
LhetD
F
Lc)(ck)(J. (3.3.9)
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
29
Deckschicht
In der Deckschicht erfolgt konvektiver und diffusiver Transport der Größe D
S
c, sowie Adsorption.
Wird letztere durch eine Kinetik erster Ordnung modelliert, so ergibt sich
D
Sad
D
S
D
StckJdivc−=+∂ für 0x
D<<δ− (3.3.10)
mit dem Stoffstrom
D
Sx
D
S
D
S
D
ScDcuJ∂−= . (3.3.11)
An der Grenze zum Retentat springt die Konzentration, da nur der Anteil
λ
−
1 kleiner Kristalle in
die Deckschicht eindringen kann. Also gilt dort die Randbedingung
SD
D
Sc)1()(cλ−=δ−. (3.3.12)
Da die Membran für S nicht permeabel ist, gilt am rechten Rand
0)0(JD
S=. (3.3.13)
Das Wachstum der Deckschicht erfolgt durch Filtration des Anteils S
cλ der größeren Kristalle. Der
Antransport erfolgt konvektiv mit dem Volumenstrom P
V
&, d.h. die Rate der Massenänderung der
Deckschicht beträgt
F
0SPDcc)t(V)t(m&
&λ= . (3.3.14)
Dabei tritt der zusätzliche Faktor F
0
c auf, da die Konzentration S
c auf F
0
c normiert wurde.
Ist
ρ
die Dichte des Deckschichtmaterials und
ε
die Porosität, so gilt andererseits
)t(A)1()t(mDD δε−ρ= . (3.3.15)
Damit folgt für )t(
D
δ die Differentialgleichung
F
0SPDcc)t(V
)1(
)t(A&
&
ε−ρ
λ
=δ. (3.3.16)
Bezieht man die Volumenströme auf das Volumen V, so erhält man mit den Abkürzungen
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
30
V
V
)t(jext
V
&
=,
V
)t(V
)t(jP
P
&
= und
V
A
a=
das mathematische Modell
(
)
(
)
[
]
DF
|x
F
L
sek
*
LSsek
hom
*
Lhom
f
LVLJaccckcck)t(c)t(jcδ−δ−=
β
+
α
+−−−−−= &
&
(3.3.17)
(
)
(
)
[
]
D
|x
P
S
sek
*
LSsek
hom
*
LhomSPS Jaccckcckc)t(jcδ−=
β
+
α−−+−+λ−=
& (3.3.18)
F
0SPDcc)t(j
)1(
aε−ρ
λ
=δ
& (3.3.19)
0JdivcF
L
F
Lt=+∂
(
)
DDFxδ−<<δ−δ− (3.3.20)
D
Sad
D
S
D
StckdivJc=+∂
(
)
0x
D<<δ− (3.3.21)
mit den Randbedingungen
LDFLc)(c=δ−δ− (3.3.22)
(
)
+
−δ−=δ−het
*
DLhetD
F
Lc)(ck)(J (3.3.23)
SDSc)1()(cλ−=δ− (3.3.24)
0)0(JD
S= (3.3.25)
Quasistationäres Modell
Da die Änderungen in Film und Deckschicht auf einer wesentlich schnelleren Zeitskala als der
Kristallisationsprozess ablaufen, stellt ein quasistationäres Modell mit stationären Bilanzen in Film
und Deckschicht eine sehr gute Näherung dar. Dies ermöglicht die Berechnung der Stoffströme in
den Bereichen F und D, wodurch das Modell auf ein System gewöhnlicher Differentialgleichungen
reduziert wird. Aus der Lösung der stationären Filmbilanzen erhält man (s. Anhang B und C):
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
31
+
δ
δ
+
δ
−
δ
+
=
−+
−
=het
*
D
u
L
F
L
het
het
D
u
het
het
*
D
u
Lhet
F
Lcec
D
k1
k
1eku
cecku
JF
F
L
F
F
L
F
F
L
& (3.3.26)
und
)t(
D
k
)t(
D
u
1)t(
D
k
JD
D
S
ad
D
D
S
D
D
S
ad
D
Sδ=
δ+δ=&
&, (3.3.27)
wobei die Näherungen erster Ordnung sinnvoll sind, da nach Abschätzung auf der Grundlage der
Experimente 1
D
u<<
δ
gilt. Einsetzen dieser Terme in die Bilanzen für Bulk/Retentat liefert als
vereinfachtes quasistationäres Modell:
(
)
(
)
[
]
β
+
α
+−−−−= sek
*
LSsek
hom
*
Lhom
f
LVLccckcck)t(cjc
&
(
)
+
γ−
′
−het
*
)t(j
Lhet ceckaV (3.3.28)
(
)
(
)
[
]
β
+
α
+−+−+λ−= sek
*
LSsek
hom
*
LhomSPS ccckcckc)t(jc
&SDad c)t(ak)1(δ
′
λ−− (3.3.29)
F
0SPDcc)t(j
)1(
aε−ρ
λ
=δ
& (3.3.30)
mit den Abkürzungen
F
L
het
het
het
D
k1
k
kδ
+
=
′, aDF
L
δ
=γ, D
S
ad
ad D
k
k=
′.
Die für das Experiment relevanten Anfangsbedingungen lauten
1)0(cL=, 0)0(cS=, 0)0(
D=δ.
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
32
3.3.2 Membranverblockung
Der Permeatfluss ist nach dem Lösungs-Diffusions-Modell direkt proportional dem reziproken
Transportwiderstand R, der Membranfläche A und der effektiven Druckdifferenz
π
∆
−
∆
p:
))t(p(
)t(R
1
)t(A)t(VPπ∆−∆=
& (3.3.31)
Wirkt einzig der Membranwiderstand, so gilt: == M
R)t(R konstant.
Als effektive Druckdifferenz wirkt der angelegte Transmembrandruck p
∆
abzüglich der
osmotischen Druckdifferenz
π
∆
.
Die osmotische Druckdifferenz kann, unter der Vorraussetzung vollständigen Salzrückhaltes an der
Membran und der Annahme, dass die Aktivitäten den Konzentrationen entsprechen, nach Van´t
Hoff über die Stoffmenge gelöster Ionen im Bulk berechnet werden:
TR
M
)t(c
)t()t(L
L=π=π∆ (3.3.32)
Das Precipitat auf der Membran führt zu einer kontinuierlichen Reduktion des Permeatflusses
während der Aufkonzentrierung des Feed. Der Prozess der Verblockung verläuft in Anlehnung an
die Konzentrationsänderungen in der Bulk-Phase nach drei unterschiedlichen Mechanismen ab:
Heterogene Keimbildung:
Nach Literaturangaben erfolgt bei der heterogenen Keimbildung die Verblockung durch flächiges
Wachstum von Keimen auf der Membran, unter der Annahme einer konstanten Schichthöhe
[Brusilovsky, 1992; Borden, 1987; Gilron, 1986]. Die nicht nutzbare Membranfläche ist somit
0het,Shethet A)t(c)t(Aµ=
′
(3.3.33)
wobei der Koeffizient het
µ ein Maß für die Porosität und die Kristallschichthöhe ist.
Die Lösung folgender Differentialgleichung liefert die auf der Membran durch heterogene Kristalli-
sation abgeschiedene Masse:
(
)
+
γ−
′
=het
*
)t(j
Lhet
het,
Sceckac V
&. (3.3.34)
Homogene und sekundäre Keimbildung:
Der Anteil S
cλ des suspendierten Feststoffs im Bulk, der zum Wachsen der Deckschicht führt,
kann durch die klassische Filterkuchengleichung (Gleichung 3.1.23) beschrieben werden. Der
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
33
Gesamtwiderstand von Deckschicht und Membran wird als Reihenschaltung von Widerständen
betrachtet. Der Widerstand der Deckschicht ist bei konstantem spezifischem Widerstand der
Deckschicht S
r direkt proportional der Deckschichthöhe D
δ:
)t(rR)t(RR)t(RDSMDMδ+=+= . (3.3.35)
Die zeitliche Änderung der Deckschichthöhe ergibt sich durch die Lösung der Differential-
gleichung:
SP
F
0Dc)t(jc
)1(
aε−ρ
λ
=δ
&. (3.3.36)
Der komplementäre Anteil S
c)1(λ− des suspendierten Feststoffs, der in die Deckschicht eindringen
kann, führt zur Komprimierung und formal zur Verringerung der Porenanzahl, d.h. die effektiv für
den Wassertransport nutzbare Fläche verringert sich. Die nicht nutzbare Fläche wird als
proportional zur Masse der in der Deckschicht adsorbierten Keime angenommen:
0Komp,sKompKomp A)t(c)t(Aµ=
′
. (3.3.37)
Die Massenkonzentration Komp,S
c genügt der Differentialgleichung
SDadKomp,Sc)t(ak)1(cδ
′
λ−=
&. (3.3.38)
Die Kombination aller Keimbildungsprozesse liefert für den Permeatfluss folgende Modell-
gleichung:
−∆
δ+
µ
−
µ
−
=TR
M
)t(c
pA
)t(rR
)t(c)t(c1
)t(VL
0
DSM
Komp,SKomphet,Shet
P
&. (3.3.39)
Kapitel 3. Theoretische Grundlagen
34
35
4 Verfahrensentwicklung
Die Verfahrensentwicklung zur Entsalzung von Kompost mit Wasser, der nicht den Richtlinien für
Substratkompost entspricht, soll unter den Randbedingungen
o Entsalzung des Komposts bis zu einem Salzgehalt < 2,5 g/l,
o verfahrenstechnische Minimierung der notwendigen Wassermenge,
o Trockensubstanzgehalt des eluierten Komposts > 50% und
o geschlossener Wasserkreislauf
erfolgen. Die Entwicklung des Verfahrens wird anhand des in Abbildung 4.1 dargestellten
Entscheidungsschemas auf der Grundlage von Laborexperimenten durchgeführt.
Die Auswahl des Mischers und der Betriebsbedingungen erfolgt unter dem Kriterium, den
Salzgehalt des Komposts mit einem minimalen Bedarf an Wasser bis unter den Richtwert von
2,5 g/l zu reduzieren.
Nach der Elution muss der Kompost bis auf einen Trockensubstanzgehalt von 50% entwässert
werden. Die Separationsmethode wird hinsichtlich des erreichten Trockensubstanzgehaltes
ausgewählt.
Als weitere Randbedingung des Verfahrens wird ein geschlossener Wasserkreislauf vorgegeben,
d.h. das Eluat muss recycelt werden, so dass es wieder als Elutionsmittel in den Prozess eingespeist
werden kann. Zunächst wird dabei grundsätzlich überprüft, ob das Eluat in einer Membranstufe
aufkonzentrierbar ist. Ist dies nicht gegeben, wird eine geeignete Vorbehandlungsmethode eruiert.
Zum Schluss erfolgt die Auswahl der Modulschaltung und –Anordnung mit dem Ziel, eine
Ausbeute von 97,5% und eine Permeatqualität, die der des eingesetzten Leitungswassers entspricht,
zu erreichen.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
36
Abbildung 4.1: Entscheidungsbaum zur Verfahrensauswahl
Analyse
Grenzwert für Substratkompost
gemäss Gütesiegel unterschritten?
Einsatz als Substratkompost,
Mischungsverhältnis zur nährstoffarmen Basissubstraten
entsprechend den Richtlinien des Gütesiegels
JA
Minimale Wassermenge
TSEl.K > 50%
Geschlossener Wasserkreislauf
Permeatausbeute > 97,5%
Entsalzung des Komposts mit Wasser bis
zur Unterschreitung der Richtwerte
Randbedingungen:
NEIN
Mischen
Auswahl des Mischers und Betriebsbedingungen
JA
NEIN
Abtrennung des Eluats
Auswahl der Separationsmethode
JA
NEIN
Recycling des Elutionsmittels
Auswahl des Mischers und Betriebsbedingungen
Auswahl des Elutionsmittelrecyclingverfahrens
Modulanordnung/Modulschaltung
Wassermenge minimiert?
Grenzwerte unterschritten?
TSEl.K > 50%
Auswahl der Vorbehandlung
Eluat in der Membranstufe
aufkonzentrierbar?
Vorbehandlung ausreichend?
JA
JA
NEIN
NEIN
Ausbeute erreicht?
NEIN
JAJA
NEIN
Entspricht die Permeatqualität
der des eingesetzten Wassers?
Kompost
Analyse
Grenzwert für Substratkompost
gemäss Gütesiegel unterschritten?
Einsatz als Substratkompost,
Mischungsverhältnis zur nährstoffarmen Basissubstraten
entsprechend den Richtlinien des Gütesiegels
JA
Minimale Wassermenge
TSEl.K > 50%
Geschlossener Wasserkreislauf
Permeatausbeute > 97,5%
Entsalzung des Komposts mit Wasser bis
zur Unterschreitung der Richtwerte
Randbedingungen:
NEIN
Mischen
Auswahl des Mischers und Betriebsbedingungen
JA
NEIN
Abtrennung des Eluats
Auswahl der Separationsmethode
JA
NEIN
Recycling des Elutionsmittels
Auswahl des Mischers und Betriebsbedingungen
Auswahl des Elutionsmittelrecyclingverfahrens
Modulanordnung/Modulschaltung
Wassermenge minimiert?
Grenzwerte unterschritten?
TSEl.K > 50%
Auswahl der Vorbehandlung
Eluat in der Membranstufe
aufkonzentrierbar?
Vorbehandlung ausreichend?
JA
JA
NEIN
NEIN
Ausbeute erreicht?
NEIN
JAJA
NEIN
Entspricht die Permeatqualität
der des eingesetzten Wassers?
Kompost
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
37
4.1 Analysen der eingesetzten Kompostchargen
Im Rahmen der Verfahrensentwicklung werden vier unterschiedliche Chargen Fertigkompost
verwendet. Das Ausgangsmaterial der Kompostchargen besteht in unterschiedlichen
Mischungsverhältnissen aus den typischen Grundkomponenten Grünschnitt und Bioabfall. Durch
die Wahl der Mischungen wird ein breiter Querschnitt unterschiedlicher möglicher Kompost-
zusammensetzungen abgedeckt.
Nach dem Entscheidungsbaum in Abbildung 4.1 muss zunächst eine Analyse bezüglich der
relevanten Parameter Salzgehalt und Konzentration der löslichen, pflanzenverfügbaren Nährstoffe
der zu entsalzenden Fertigkompostchargen durchgeführt werden.
Die Analysen der Ausgangsmaterialen sind in Tabelle 4.1.1 zusammengestellt. Werte, die oberhalb
der Grenzwerte für Substratkompost vom Typ1 liegen, sind fett gedruckt. Die vier Chargen
überschreiten alle die Grenzwerte für Substratkompost, so dass zur Erfüllung der Richtlinien eine
Entsalzung notwendig ist. Insgesamt besteht der größte Anteil der Salze der verschiedenen Chargen
aus Kalium, Natrium und Chlorid, die auch damit den größten Anteil im Summenparameter
Salzgehalt, angegeben in g KCl/l FS, darstellen.
Der Salzgehalt ist somit die entscheidende Größe zur Beurteilung der Effektivität einer Entsalzung.
Im weiteren wird zur Beurteilung der Effektivität der Verfahrenstechnik ausschließlich dieser
Summenparameter verwendet.
Messgröße Charge Richtwert Einheit
K° S* G°* N°
Wassergehalt
Dichte
0,171
463
0,313
524
0,444
547
0,454
600
[kg/kg FS]
[g/l]
Salzgehalt 5,88 6,84 2,42 4,82 < 2,5 [g/l FS]
Lösliche pflanzenverfügbare Nährstoffe
NO3-N1
NH4-N2
Phosphat (P2O5)
Kalium (K2O)
Chlorid
Natrium
9,48
291
514
3850
1480
741
8,07
3,18
349
3640
1940
1020
11,0
7,57
7,06
2430
385
259
< 0,01
40,6
194
3456
1806
912
< 300 (1+2)
< 1.200
< 2.000
< 500
< 250
[mg/l FS]
[mg/l FS]
[mg/l FS]
[mg/l FS]
[mg/l FS]
[mg/l FS]
Tabelle 4.1.1: Analyse der Kompost-Chargen (Herkunft: ° =Grünabfall, *= Bioabfall)
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
38
4.2 Salzgehalt
Die charakteristische Größe bei der Kompostelution ist der Summenparameter Salzgehalt. Dieser
Salzgehalt ist kein durch Veraschung bestimmter echter Salzgehalt des Komposts, sondern ein
Summenparameter, der indirekt über die Leitfähigkeit bestimmt wird.
Die Salzgehaltbestimmung des Komposts erfolgt nach Vorgaben der Bundesgütegemeinschaft
Kompost e.V. indirekt über die Leitfähigkeit einer im Massen-Verhältnis 1:10 über zwei Stunden
mit bisdestilliertem Wasser geschüttelten Kompostprobe [Bundesgütegemeinschaft Kompost e.V.,
1994].
Der Salzgehalt im Eluat und im eluierten Kompost setzen sich aufgrund der Bestimmungsmethode,
bei der kein vollständiges Herauslösen der Salze erfolgt, nicht additiv zusammen. Somit ist während
eines Elutionsprozesses der Salzgehalt des eluierten Komposts nicht direkt über die Leitfähigkeit
des Eluats zugänglich.
Dadurch ist es notwendig den nach einer Elution entwässerten Kompost wiederum mit der
Salzbestimmungsmethode nach Vorgaben der Bundesgütegemeinschaft Kompost e.V. zu be-
stimmen, um so den Abreicherungsgrad zu berechen.
Der Salzgehalt des Ausgangskomposts ist bezogen auf das Volumen der Frischsubstanz. Das heißt,
um den Salzgehalt vor und nach der Elution vergleichen zu können, müssen sowohl die Dichte als
auch der Wassergehalt identisch sein. Liegt der Wassergehalt des eluierten Komposts höher, wird
sich der gemessene Salzgehalt je nach Salzbeladung des Adhäsionswassers von dem tatsächlichen
unterscheiden.
Die tatsächliche Entsalzung kann nur beurteilt werden, wenn der eluierte Kompost bezüglich
Wassergehalt und Dichte dem eingesetzten entspricht.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
39
4.3 Mischen des Komposts mit Wasser
Randbedingung des Mischprozesses ist, dass der Kompost mit einer minimalen Menge an Wasser
so stark entsalzt wird, dass die Grenzwerte für Substratkompost vom Typ1 unterschritten werden.
Bei den Laborversuchen wird die Effektivität der Entsalzung ausschließlich aus dem
Summenparameter Salzgehalt abgeleitet. Die Ergebnisse sind damit übersichtlicher und eine
Reduktion des Salzgehaltes geht auch immer mit einer Reduktion der löslichen Salze einher.
Die Freiheitsgrade bei den Mischversuchen sind der Mischertyp, die Wassermenge und die
Betriebsführung.
Bei den nachfolgenden Elutionsversuchen wird zur Kontrolle der Gleichgewichtseinstellung die
Leitfähigkeit in der Suspension kontinuierlich gemessen. Die Leitfähigkeit des Eluats kann mit
Gleichung 4.3.1 in einen formalen Salzgehalt umgerechnet werden:
λ=
−
−
lmS10
gcm
0578,0
cm
mS10
l
KClg
c1
1
EE,Salz (4.3.1)
Die absolute Salzmenge im Eluat berechnet sich nach:
[ ]
[l]V
l
KClg
cKClgmEE,SalzESalz,
= (4.3.2)
mit
cSalz,E Salzkonzentration im Eluat
mSalz,E Masse an Salz im Eluat
E
λ Leitfähigkeit im Eluat
VE Eluatvolumen
Der Salzgehalt des Eluats und der des eluierten Komposts setzen sich dabei nicht additiv
zusammen. Der Salzgehalt des eluierten Komposts wird nach dem Abpressen des Eluats nach der
Methode der Bundesgütegemeinschaft e. V. bestimmt.
4.3.1 Laborversuche im Rührkessel
Die Versuche im Rührkessel sollen grundsätzlich den Einfluss der unterschiedlichen Chargen, der
Wassermenge und der Rührerdrehzahl zeigen. Der Aufbau der Apparatur in Abbildung 4.3.1
dargestellt.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
40
Leitfähigkeitselektrode
Wasser
Kompost
Schutzgitter
Leitfähigkeits
-
Meßgerät
Abbildung 4.3.1: Versuchsausbau der Rührkesselversuche
Der Rührkessel hat ein Volumen von 10 bzw. 30 Litern. Der Rührer ist eine Kombination aus
Propeller- und MIG-Rührer. Die MIG-Rührblätter haben den Vorteil, dass aufschwimmendes
Kompostmaterial, das nicht durch die vom Propellerrührer erzeugten Hydrodynamik suspendiert
werden kann, mechanisch von dem oberen MIG-Blatt in Suspension gebracht wird. Die
Leitfähigkeit wird mit einer kalibrierten Messvorrichtung bestimmt. Die Leitfähigkeitselektrode ist
dabei vor Ablagerungen durch ein Gitter geschützt.
4.3.1.1 Variation der Wassermenge
Versuchsbeschreibung:
Es werden 1 kg Kompost der unterschiedlichen Chargen mit jeweils 2.5, 5 und 10 kg Leitungs-
wasser versetzt und in der Versuchsapparatur im 30 Liter Rührkessel bis zur Leitfähigkeitskonstanz
gerührt. Die Drehzahl des Rührers beträgt dabei konstant 250 min-1. Eine geringere Wassermenge
als 2,5 kg kann nicht verwendet werden, da die Suspension aufgrund der hohen Viskosität und
somit geringeren Kraftübertragung der Rührers auf das Medium, nicht mehr rührfähig wäre.
Nach Erreichen des Gleichgewichtzustandes wird der eluierte Kompost durch mechanisches
Auspressen durch ein 1 mm Sieb separiert und der Wasser- und Salzgehalt im eluierten Kompost
bestimmt.
Die zeitlichen Verläufe der Salzmassen im Eluat, die nach Gleichung 4.3.1 – 4.3.2 aus der
Leitfähigkeit berechnet werden, sind in den Abbildung 4.3.2. – 4.3.4 dargestellt.
Charakteristisch für den zeitlichen Verlauf des Salzgehalts im Eluat, und damit auch für den
Fortschritt der Elution, ist der steile Anstieg in den ersten 5-10 Minuten.
Die Elutionszeit bis zum Erreichen einer Leitfähigkeitkonstanz steigt deutlich mit zunehmendem
Wassergehalt des Rohkomposts. Ein geringer Wassergehalt bedeutet bei der Matrix Kompost eine
hohe Hydrophobie.
Bei der Elution der Charge G, die den höchsten Wassergehalt von 44,4% besitzt, wird nach ca.
7 min eine konstante Leitfähigkeit im Eluat erreicht.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
41
0 5 10 15 20 25 30
0
2
4
6
8
10
0,29 g KCl/l Eluat
0,48 g KCl/l Eluat
0,61 g KCl/l Eluat
Charge G
mW/mK = 10
mW/mK = 5
mW/mK = 2,5
mSalz,E [g KCl]
Elutionszeit t [min]
Abbildung 4.3.2: Salzgehalt des Eluats in Abhängigkeit der Elutionszeit für verschiedene
Wassermengen bei dem Einsatz von 1 kg Kompost der Charge G
0 10 20 30
0
2
4
6
8
10 0,10 g KCl/l Eluat
1,73 g KCl/l Eluat
3,12 g KCl/l Eluat
Charge K
mW/mK = 10
mW/mK = 5
mW/mK = 2,5
mSalz,E [g KCl]
Elutionszeit t [min]
Abbildung 4.3.3: Salzgehalt des Eluats in Abhängigkeit der Elutionszeit für verschiedene
Wassermengen bei dem Einsatz von 1 kg Kompost der Charge K
Bei Versuchen mit den Chargen S und K, die einen Wassergehalt von 31,3% bzw. 17,1%
aufweisen, stellt sich erst nach 15 bzw. 30 Minuten eine konstante Salzkonzentration im Eluat ein.
Der geschwindigkeitsbestimmende Schritt bei der Elution ist demnach die Stoffübergangsge-
schwindigkeit, die nach der Zwei-Film-Theorie direkt proportional der Austauschfläche ist.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
42
0 5 10 15 20 25 30
0
2
4
6
8
10 1,0 g KCl/l Eluat
1,67 g KCl/l Eluat
2,17 g KCl/l Eluat
mW/mK = 10
mW/mK = 5
mW/mK = 2,5
Charge S
mSalz,E [g KCl]
Elutionszeit t [min]
Abbildung 4.3.4: Salzgehalt des Eluats in Abhängigkeit der Elutionszeit für verschiedene
Wassermengen bei dem Einsatz von 1 kg Kompost der Charge S
Die langsame Überwindung der Hydrophobie des Rohkomposts lässt die zum Stoffaustausch zur
Verfügung stehende Fläche nur langsam wachsen, so dass die Elutionsdauer direkt mit der
Benetzungsdauer des Rohkomposts zusammen hängt.
Die absolute Masse an Salz im Eluat steigt mit zunehmender Masse an Elutionsmittel. Im
Gegensatz dazu reduziert sich die Salzkonzentration im Eluat mit abnehmender Masse an
Elutionsmittel. Da die Salzkonzentrationen, die sich zum großen Teil (s. Tabelle 4.1) aus Kalium-,
Natrium- und Chlorid-Salzen zusammensetzen, weit entfernt von den Sättigungskonzentrationen
liegen und zudem die Konzentrationen an Salz im Eluat von der Wassermasse abhängen, müssen im
Kompost physikalische oder chemische Wechselwirkungen das Lösen dieser Salze verhindern.
Die Analysen der eluierten Kompostchargen sind in Tabelle 4.3.1 dargestellt.
Da die unterschiedlichen Wassergehalte die Effektivität der Salzabreicherung nicht direkt
ersichtlich machen, werden die Messwerte nach Gleichung 4.3.3 unter Berücksichtigung der Salz-
konzentrationen im Eluat, nach Gleichung 4.3.1 berechnet, auf den Wassergehalt des eingesetzten
Komposts umgerechnet:
ρ
−
=
E
E,Salz
K.El
K
M
K.El,Salz
K.El
K
M
K,Salz
c
1
TS
TS
FSkg
KClg
c
TS
TS
FSkg
KClg
c (4.3.3)
mit
cSalz,K Berechneter Salzgehalt des eluierten Komposts
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
43
cSalz,El.K Salzgehalt des eluierten Komposts
cSalz,E Salzkonzentration im Eluat [g/l]
TSK
TSEl.K
E
ρ
Trockensubstanzgehalt des eingesetzten Komposts [-]
Trockensubstanzgehalt des eluierten Komposts [-]
Dichte des Eluats [kg/L]
Indizes hochgestellt
M Bezogen auf die Feuchtmasse
V Bezogen auf das Volumen.
Unter der Annahme, dass der eluierte Kompost bei gleichem Wassergehalt auch die Dichte des
Rohkomposts (K
ρ) besitzt, ist der volumenbezogene Salzgehalt angegeben, so dass diese
berechneten Werte mit denen des Ausgangsmaterial und den Richtlinien für Substratkompost
vergleichbar sind (s. Gleichung 4.3.4).
K
M
K,Salz
V
K,Salz c
FSl
KClg
cρ=
(4.3.4)
In Tabelle 4.3.1 und Abbildung 4.3.5. sind die volumenbezogenen Salzgehalte der Rohkompost-
chargen und die der eluierten Kompostchargen gegenübergestellt.
Charge
mW/mK
Original Kompost Eluierter Kompost Abreicherung
TSK cSalz,KM cSalz,KV
TSE cSalz,El.KM
cSalz,El.KV
cSalz,E
[-] [g
KCl/kg
FSK]
[g
KCl/l
FSK]
[-] [g
KCl/kg
FSEl.K]
[g
KCl/kg
FSK]
[g
KCl/l
FSK]
[%]
S
10
5
2,5
0,687
13,06 6,84 0,317
0,343
0,351
2,89
3,88
4,69
5,10
6,10
7,10
2,67
3,19
3,72
61,0
53,3
45,6
K
10
5
2,5
0,829
12,7 5,88 0,417
0,413
0,32
3,46
4,40
5,92
5,89
7,09
10,37
2,73
3,28
4,80
53,6
44,2
18,3
G
10
5
2,5
0,556
4,42 2,42 0,269
0,281
0,224
1,18
1,51
1,98
2,13
2,52
4,01
1,16
1,38
2,19
51,9
43,1
9,34
Tabelle 4.3.1: Salzgehalte der eluierten Chargen
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
44
Wie in Tabelle 4.3.1 und Abbildung 4.3.5 ersichtlich, nimmt der Salzabreicherungsgrad mit
zunehmender Ausgangsbeladung des Rohkomposts und zunehmender Elutionsmittelmenge zu. Die
Salzabreicherung kann allerdings nicht proportional mit der Erhöhung der Elutionsmittelmasse
erhöht werden.
0
1
2
3
4
5
6
7
cSalz,K
V [g KCl/L FSK]
Rohkompost mW/mK=2,5 mW/mK=5 mW/mK=10
Charge S
Charge K
Charge G
Abbildung 4.3.5: Salzgehalte der eluierten Kompostchargen
Wie im Kapitel 2 beschrieben, können Böden, und damit auch Kompost als Ionentauscher
betrachtet werden. Damit kann die Salzabreicherung bzw. Aufsalzung als Desorption bzw.
Adsorption gesehen werden. In der Literatur sind Desorptionen und Adsorptionen von Sulfaten und
Schwermetallen in Böden mit Hilfe von Isothermen mathematisch beschrieben worden [Welp,
1999; Böttcher, 1999]. Als geeignetste hat sich dabei die Freundlich-Isotherme erwiesen
(s. Gleichung 4.3.5).
Stellt man die Isothermengleichung in der Form auf, dass man den Salzgehalt im Kompost auf die
Trockensubstanz bezieht, so lautet die Freundlich-Isothermengleichung:
[
]
m
E,Salz
TS
K,Salz cK]TSkg/KClg[c= (4.3.5)
Der auf die Trockenmasse bezogene Salzgehalt berechnet sich wie folgt:
K
M
K,Salz
TS
K,Salz TScc = (4.3.6)
Zur Überprüfung der Eignung der Freundlich-Isothermen wählt man für alle eluierten Chargen die
logarithmische Darstellung von TS
K,Salz
c gegen den Logarithmus von E,Salz
c (s. Abbildung 4.3.6).
Der lineare Fit gibt die Messwerte mit einem Regressionskoeffizienten von 0,97 wieder.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
45
Die Freundlich-Isotherme beschreibt die Messwerte sehr gut und macht die Parameterbestimmung
für die Desorption des Summenparameters Salzgehalt zudem chargenunabhängig
(s. Abbildung 3.3.7).
Die Parameter K in der Freundlich-Isotherme-Gleichung ergibt sich aus dem Logarithmus des
Achsenabschnitts zu K = 7,19 und der Exponent n direkt aus der Steigung zu m = 0,47.
-1,5 -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
ln (cSalz,K
TS) [-]
ln(cSalz,E) [-]
Abbildung 4.3.6: Bestimmung der Parameter nach Freundlich
Abbildung 4.3.7: Anpassung der Salzgehalte im eluierten Kompost durch eine Freundlich-
Isotherme
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5
4
6
8
10
12
14
Messwerte (Chargen K,G,S)
Freundlich-Isotherme
cSalz,El.K
TS = 7,18575*cSalz,E^0,46764
cSalz,El.K
TS [g/lg TS]
cSalz,E [g/L]
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
46
Die Abbildungen 4.3.8 – 4.3.9 zeigen die Isothermendarstellung für Natrium und Chlorid. Die
Berechnung erfolgt analog zu der Salzgehaltkorrektur nach Gleichung 4.3.3, Gleichung 4.3.6 und
den gemessenen Konzentrationen im Eluat.
Abbildung 4.3.8: Isothermendarstellung für Natrium
Abbildung 4.3.9: Isothermendarstellung für Kalium
Es wird deutlich, wie auch in der Literatur [Böttcher, 1999] belegt, dass die Isothermenparameter
für verschiedene Salze und organische Verbindungen sehr stark von der Zusammensetzung des
Bodens abhängen. Demnach kann für die verschiedenen Kompostchargen, die alle eine
unterschiedliche Zusammensetzung aufweisen, keine allgemeinen Beziehungen aufgestellt werden.
In dem Fall der drei Kompostchargen G, K und S wird die Desorption des Summenparameters
Salzgehalt allerdings gut durch eine gemeinsame Isotherme beschrieben.
200 400 600 800 1000 1200 1400
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Natrium
Charge G
Charge K
Charge S
cEl.K(Na) [mg Na/kg TS]
cE(Na) [mg K/l Eluat]
200 400 600 800 1000 1200 1400
2000
3000
4000
5000
6000
7000
Charge G
Charge K
Charge S
Kalium
cEl.K(K) [mg K/kg TS]
cE(K) [mg K/l Eluat]
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
47
Die gute Übereinstimmung des Salzgehaltes aller drei Chargen mit einer Freundlich-Isothermen ist
durch die geringe Anzahl von Messwerten und die Isothermendarstellung für Natrium und Kalium
nicht eindeutig belastbar. Die explizierte mathematische Beschreibung der Salzabreicherung für
verschiedene Chargen und Salze ist allerdings nicht Schwerpunkt der Arbeit.
4.3.1.2 Variation der Rührerdrehzahl
Die Versuche zur Variation der Wassermenge haben gezeigt, dass die Elutionszeit bis zum
Erreichen eines Gleichgewichts mit zunehmendem Wassergehalt des Komposts und damit
Abnahme der Hydrophobie reduziert wird. Im weiteren soll nun der Einfluss der Rührerdrehzahl
auf die Elutionsdauer, exemplarisch für die Charge S, ermittelt werden (s. Abbildung 4.3.10).
Abbildung 4.3.10: Variation der Rührerdrehzahl
Mit zunehmender Drehzahl wird die Turbulenz im System erhöht und damit die Dicke der
laminaren Grenzschicht verringert [Zlokarnik, 1999]. Dadurch wird der Stoffübergangskoeffizient
und damit auch die Stoffübergangsgeschwindigkeit erhöht und der Gleichgewichtszustand schneller
erreicht. Weiteren Einfluss auf die Stoffübergangsgeschwindigkeit hat die Phasengrenzfläche, die
sich im Fall der Kompostelution durch die Benetzung mit Wasser im Laufe der Elution vergrößert.
Mit zunehmendem Feststoffanteil in der Suspension vergrößert sich die Viskosität. Bei niedrig
viskosen Medien sorgen vom Rührer erzeugte Turbulenzballen für eine Quervermischung der
Suspension, d.h. Vermischung in axiale Richtung. Mit steigender Viskosität der Suspension nimmt
die Quervermischung immer weiter ab, so dass zur Reduktion von Rührzeiten und dem
Energieeintrag, das Gut ständig aufgeteilt und umgelagert werden muss. Für Suspensionen mit
einem Feststoffanteil >50% werden üblicherweise Knetrührer eingesetzt. [Perry, 1984]. Im Fall des
0 5 10 15 20 25 30
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0 Charge S, mW/mK = 5
50 U/min
125 U/min
250 U/min
375 U/min
cSalz,E [g KCl/L Eluat]
t [min]
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
48
Rührkessel-Rührsystems ist die Erhöhung des Stoffübergangskoeffizienten ab einer Drehzahl von
125 U/min nicht weiter möglich.
Eine Reduktion der Rührzeit könnte demnach nur durch die Verwendung eines anderen
Rührsystems erfolgen.
4.3.1.3 Zusammenfassung
Die für die vollständige Elution notwendige Elutionsdauer der verschiedenen Chargen, d.h.
Verweilzeit im Mischer, ist abhängig von der Wassermenge bzw. von der Hydrophobie des
Rohkomposts. Die Geschwindigkeit, mit der diese überwunden wird, hängt stark von dem maximal
möglichen Leistungseintrag in das System ab. Bei den Rührkessel-Versuchen ist dieser schon bei
einer recht geringen Drehzahl von 125 U/min erreicht. Generell sind Turbulenzmischer nicht für
Suspensionen mit hohen Feststoffanteilen geeignet, da mit steigender Viskosität, d.h.
Feststoffanteil, die Kraftübertragung zwischen Rührer und Rührmedium schlechter wird. Geeignete
Mischer sind dagegen Knetmischer, die eine hohe mechanische Verwirbelung erzeugen können und
somit eine schnelle Gleichgewichtseinstellung erzielen.
Die Variation der Elutionsmittelmengen zeigt, dass der Salzgehalt im Kompost durch die Erhöhung
der Elutionsmittelmasse gesteigert werden kann. Eine Möglichkeit einer pauschale Beschreibung
der Gleichgewichtseinstellungen des Salzgehaltes nach der Freundlich-Isotherme ist nicht belastbar,
da die Gleichgewichtseinstellungen einzelner Ionen (Kalium und Natrium) der verschiedenen
Chargen nicht mit einer identischen Isotherme zu beschreiben sind, wie es in der Literatur auch
belegt ist [Welp, 1999, Böttcher, 1999]. Eine theoretische Vorhersage des Salzabreicherungsgrades
unterschiedlicher Chargen ist somit nicht möglich. Das bedeutet, bei der Elution unterschiedlicher
Chargen, d.h. unterschiedlicher Salz- und Organikzusammensetzung, kann keine gleichbleibende
Produktqualität erzielt werden. Bei festen Betriebsbedingungen kann die gleichbleibende
Produktqualität nur durch Vermischen mit salzreichen (Kompost) oder salzarmen (Torf, Holz-
fasern) Substraten realisiert werden.
4.3.2 Versuche im Pflugscharmischer
Durch Versuche im Pflugscharmischer soll überprüfen werden, ob ein nach dem Schleuder- und
Wirbelverfahren arbeitender Mischer die Elutionszeit durch einen höheren Leistungseintrag weiter
verringern kann.
Der Pflugscharmischer der Fa. Lödige wird in zahlreichen Gebieten als Mischorgan eingesetzt.
Vorteile bietet der Mischer in Bezug auf das sehr geringe notwendige Feststoff-/Flüssig-
keitsverhältnis, den schonenden Mischvorgang durch geringe Scherkräfte und den ebenfalls
geringen Energieeintrag.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
49
Die Strategie zur Minimierung der Elutionsmittelmenge leitet sich aus der Charakterisierung des
Gleichgewichtzustands nach der Freundlich-Isothermen ab.
Wird ein mit verschiedenen Komponenten beladener Feststoff mit einem Solvens in Kontakt
gebracht, so wird im stationären Zustand die Verteilung der im Solvens löslichen Komponente i
durch den Verteilungskoeffizienten Kv,i bestimmt.
Der Verteilungskoeffizient für eine Komponente i im Gleichgewicht ist durch die Freundlich-
Gleichung definiert als:
Skg/g
Fkg/g
c
c
Km
Si,
Fi,
iv, = (4.3.7)
mit
ci,F
ci,S
m
Konzentration der Komponente i im Feststoff
Konzentration der Komponente i im Solvens
Freundlich-Exponent
Die Konzentration einer Komponente i im Feststoff berechnet sich nach einer einstufigen Elution
wie folgt:
F
S
Si,F,0i,Fi, m
m
ccc −= (4.3.8)
mit
F,0i,
c Anfangskonzentration der Komponente i im Feststoff
S
m Masse des Solvens
F
m Masse des Feststoffs
Mit Q
m
m
F
S= ergibt sich:
Qccc Si,F,0i,Fi, −= (4.3.9)
Die Komponentenabreicherung im Feststoff kann sowohl einstufig als auch mehrstufig erfolgen.
Wird Gleichung 4.3.7 in Gleichung 4.3.8 eingesetzt, kann numerisch die Effektivität der
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
50
mehrstufigen zur einstufigen Elution in Abhängigkeit der Zyklenanzahl berechnet werden (s.
Gleichung 4.3.10).
mehrstufig,S,i
einstufig,F,i
c
c
E(n) = ttanconsQn
=
(4.3.10)
Für den Verteilungskoeffizienten Kv,i ist die Effektivitätsfunktion in Abhängigkeit der Zyklenzahl n
bei verschiedenen Freundlich-Exponenten in Abbildung 4.3.11 dargestellt. Die mehrstufige Elution
erfolgt dabei im Kreuzstrom, d.h. nach jedem Zyklus wird neues Elutionsmittel eingesetzt.
Abbildung 4.3.12 zeigt die Effektivitätsfunktion bei einem Freundlich-Exponenten von m = 1 bei
unterschiedlichen Verteilungskoeffizienten Kv,i .
Bei der einstufige Elution ist die Gesamt-Elutionsmittelmenge Qn = Q (n = 1) und bei der
mehrstufigen Elution Qn = n (Q = 1).
Abbildung 4.3.11:
Effektivität der mehrstufigen Elution in Abhängigkeit von der Anzahl der
Elutionsstufen und dem Freundlich-Exponenten m (Q = 1, Kv,i = 1,25)
Es ist erkennbar, dass mit zunehmendem n und damit zunehmender Anzahl von Elutionsstufen die
Effektivität der Komponentenabreicherung durch mehrstufige Elution stetig zunimmt. Dieser Effekt
ist dabei umso stärker ausgeprägt, je größer der Freundlich-Exponent und je kleiner der Ver-
teilungskoeffizient sind.
Die Minimierung der Wassermenge kann demnach durch eine mehrstufige Elution mit möglichst
geringer Wassermenge erfolgen. Die minimal notwendige Wassermenge ergibt sich dabei durch das
Vorliegen von zur Elution notwendigem freien Oberflächenwasser.
0246810
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
m = 0.5
m = 0.6
m = 0.7
m = 0.8
m = 0.9
m = 1.0
E(n) [-]
n [-]
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
51
In dem Pflugscharmischer wird zum einen die minimal notwendige Wassermenge ermittelt bei
welcher der Kompost noch freies Oberflächenflächenwasser aufweist, zum anderen wird dann mit
dem bestimmten Koeffizienten KWmm die Betriebsweise einer dreistufigen Kaskade mit Kreuz-
stromführung des Elutionsmittels durchgeführt.
0 2 4 6 8 10
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
KV,i = 1,25
KV,i = 1,50
KV,i = 1,75
KV,i = 2,25
KV,i = 2.50
E(n) [-]
n [-]
Abbildung 4.3.12:
Effektivität der mehrstufigen Elution in Abhängigkeit von der Anzahl der
Elutionsstufen und dem Verteilungskoeffizienten Kv,i (Q = 1, m = 1)
Weiterhin wird der Effekt einer Säuredosierung in der ersten Kaskadestufe, zum Austreiben von
Carbonaten überprüft.
4.3.2.1 Bestimmung des minimalen WK/mm
Zunächst werden 25 kg Kompost der Charge N mit 10 kg Wasser (4,0m/m KW=) im Pflugschar-
mischer für 5 min vermischt und anschließend die Beschaffenheit des Gemenges begutachtet. Die
Vermischung erfolgt dabei vollständig, das bedeutet, es liegt eine homogene Matrix vor. Das
Wasser diffundiert aber vollständig in die Hohlräume des Komposts bzw. adsorbiert an der
Oberfläche, so dass das für einen Elutionsvorgang notwendige freie Oberflächenwasser nicht
vorliegt.
Im nächsten Ansatz werden 25 kg Kompost mit 25 kg Wasser vermischt ( 1m/m KW=) und einige
Minuten im Mischer vermengt. Es zeigt sich deutlich Oberflächenwasser, d.h. dieses Verhältnis ist
für eine erfolgreiche Elution ausreichend.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
52
Die folgenden Versuche werden mit 1m/m KW= durchgeführt. Es ist aber noch weiteres
Optimierungspotential zur Reduktion des Quotienten KWm/m vorhanden.
4.3.2.2 Bestimmung der optimalen Rührerdrehzahl
Die für einen Mischvorgang notwendige Rührerdrehzahl (ausgedrückt als % Standarddrehzahl), die
den prozessspezifischen Energieeintrag bestimmt, ist abhängig von den zu mischenden
Komponenten.
Es werden Elutionsversuche mit 50% und 25% Standarddrehzahl durchgeführt. Der Mischer-
vorgang wird in regelmäßigen Intervallen unterbrochen und die Leitfähigkeit mittels einer
kalibrierten Leitfähigkeitselektrode gemessen. Die Ergebnisse sind in Abbildung 4.3.13 graphisch
dargestellt.
Abbildung 4.3.13: Salzgehalt des Eluats in Abhängigkeit von der Rührerdrehzahl
Abbildung 4.3.13 zeigt, dass die Elution bei 50% Standarddrehzahl in weniger als einer Minute
abgeschlossen ist, gegenüber einer Elutionszeit von mindestens 10 min und einem minimalen
KWm/m von 2,5 im Rührkesselversuch. Bei einer Rührerdrehzahl von 25% Standarddrehzahl ist
der Mischvorgang nach einer Minute noch nicht abgeschlossen. Dies wird an dem nach einer
Minute gemessenen stark erhöhten Salzgehalt deutlich, da zu diesem Zeitpunkt die Matrix noch
inhomogen vorliegt, so dass lokale Konzentrationsgradienten auftreten. In den folgenden Versuchen
wird somit mit 50% Standartdrehzahl gearbeitet.
0 5 10 15 20
0
2
4
6
8
50% Standartdrehzahl
25% Standartdrehzahl
mSalz,E [g KCl]
t [min]
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
53
4.3.2.3 Kaskade/Kreuzstrom
Da der Lödige-Mischer mit dem sehr geringen KWm/m von 1 sehr gute Mischeigenschaften zeigt,
ist dieser außerordentlich gut für ein Kreuzstromverfahren geeignet.
Mit dem Pflugscharmischer wird nun eine im Kreuzstrom betriebene Kaskade aus drei Kesseln
simuliert.
Versuchsbeschreibung:
In dem Pflugscharmischer werden 25 kg Kompost und 25 kg Wasser für eine Minute vermischt.
Danach wird die Aufschlämmung manuell in einem flexiblen Sieb mit der Maschenweite 1mm
ausgepresst, das Eluat verworfen und der Kompost erneut mit Leitungswasser eluiert.
Nach jedem Elutionszyklus werden jeweils über die Leitfähigkeit die Salzgehalte im Eluat sowie
die Wasser- und Salzgehalte im eluierten Kompost bestimmt.
Die mechanische Abtrennung des Komposts nach jedem Elutionsvorgang führt im eluierten
Kompost zu höheren Wassergehalten als im eingesetzten Kompost (s. Tabelle 4.3.6). Diese
Differenz ermöglicht nur eine eingeschränkte Vergleichbarkeit der Salzgehalte im Kompost. Eine
Korrektur erfolgt nach den Gleichungen 4.3.1, 4.3.3 und 4.3.4.
TSK E
?
cSalz, El.KM
cSalz,K M cSalz,K V Abreicherung
[-] [10-1 mS/cm]
[gKCl/kg
FSEl.K]
[gKCl/kg FSK]
[gKCl/l FSK]
[%]
Rohkompost
0,546
0 - 8,04 4,82 0
1. Elution
2. Elution
3. Elution
0,387
0,324
0,306
145
85
55
5,83
4,58
3,37
4,79
4,33
3,51
2,87
2,60
2,10
40,5
46,2
56,4
Tabelle 4.3.6:
Salzgehalte des eluierten Komposts nach den einzelnen Elutionsstufen im Kreuz-
strom
Bei dem Gesamt-Wasser-/Kompostverhältnis von 3 kann eine Salzabreicherung von 56% erzielt
werden. Der Salzgehalt der Charge K mit einem ähnlichen Anfangssalzgehalt wird mit
KWm/m = 2,5 in einem einstufigen Verfahren im Rührkessel nur um 18% reduziert. Demnach ist
die Kaskadenschaltung von Pflugscharmischern im Kreuzstrom mit jeweils KWm/m =1 ein Ver-
fahren, bei dem sowohl die Verweilzeit gegenüber Turbulenzmischern sehr verkürzt wird und zum
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
54
anderen die Salzabreicherung vollständiger verläuft als in einem einstufigen Verfahren mit gleicher
Gesamt-Wassermenge.
4.3.2.4 Kaskadenschaltung mit Säurezusatz in der ersten Stufe
In einem weiteren Versuch wird überprüft, ob Säurezusatz (HNO3) in der ersten Stufe der Kaskade
Einfluss auf die Salzabreicherung hat.
Versuchsdurchführung:
In der ersten Stufe werden 25 kg Kompost mit 25 kg Wasser und 7,5 ml konzentrierte Salpetersäure
(65%) im Pflugscharmischer für eine Minute vermengt. Danach wird die Aufschlämmung
mechanisch in einem flexiblen Sieb mit der Maschenweite 1mm ausgepresst, das Eluat verworfen
und der Kompost in der zweiten und dritten Elutionsstufe mit Leitungswasser vermischt. Der
Salzgehalt des eluierten Komposts und des Eluats der dritten Stufe wird bestimmt und wiederum
mit den Gleichungen 4.3.1, 4.3.3 und 4.3.4 die Korrektur auf den Wassergehalt und die Dichte des
Rohkomposts vorgenommen.
TSK E
? cSalz, El.KM cSalz,K M cSalz,K V Abreicherung
[-] [10-1 mS/cm]
[gKCl/kg
FSEl.K]
[gKCl/kg
FSK]
[gKCl/l FSK]
[%]
Rohkompost 0,546 0 - 8,04 4,82 0
3. Elution 0,349 60 3,16 2,97 1,78 63
Tabelle 4.4.7:
Salzgehalt des eluierten Komposts unter Salpetersäurezusatz in der ersten Stufe
Tabelle 4.3.7 und Abbildung 4.3.14 zeigen, dass durch den Säurezusatz der Entsalzungsgrad
gegenüber der Elution ohne Säurezusatz von 56 auf 63% gesteigert werden kann.
Der Effekt kann mit dem Ausgasen von Carbonaten erklärt werden. Die Säure entfernt Carbonate
als CO2 und substituiert diese durch Nitrate, die keine hohe Adsorptionsaffinität zu Bodenmaterial
besitzt. Dadurch werden die Carbonate, die höhere Affinität aufweisen, entfernt und das Nitrat in
den anschließenden zwei Elutionszyklen mit reinem Leitungswasser ausgewaschen. Somit hat man
im Mittel eine Reduktion an Ionen im Kompost und damit auch einen reduzierten formalen
Salzgehalt.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
55
Abbildung 4.3.14:
Gegenüberstellung der Kaskadenversuche mit und ohne HNO3-Zusatz
4.3.2.5 Zusammenfassung
Die Laborexperimente zeigen, dass durch die vom Wassergehalt abhängige Hydrophobie des
Komposts mit Turbulenzrührern kein maximaler Leistungseintrag erfolgen kann, so dass die
dadurch verursachte Inhibierung des Stoffübergangs nicht kompensiert werden kann. Knetrührer, in
diesem Fall ein Pflugscharmischer, erzeugen jedoch durch den hohen Leistungseintrag aufgrund des
aktiven Umwälzens des Mischguts nach dem Schleuder- und Wirbelprinzip innerhalb von einer
Minute eine vollständige Gleichgewichtseinstellung in der Suspension.
Nach der Literatur [Welp, 1999; Böttcher, 1999, Sparks, 2000] kann man die Entsalzung von
Kompost/Boden als Desorption betrachten, die am besten mit der Freundlich-Isothermen
beschrieben werden kann. Demnach sind die Parameter dieser empirischen Isothermengleichung
abhängig von der Zusammensetzung der Böden, da jedes Ion von unterschiedlichen Bodenbestand-
teilen unterschiedlich stark adsorbiert wird. Es wird ein Versuch unternommen, den Summen-
parameter Salzgehalt der eluierten Kompostchargen, bezogen auf die Trockenmasse der ver-
schiedenen Kompostchargen, in Form einer Isothermengleichung nach Freundlich zu vereinigen.
Zwar erfolgt die gemeinsame Anpassung der Gleichung an die Messwerte mit hoher Genauigkeit,
allerdings zeigt die entsprechende Darstellung einzelner Ionen (Kalium, Natrium) diese chargenun-
abhängige Übereinstimmung nicht. Somit ist davon auszugehen, dass die Vorhersage eines Salzab-
reicherungsgrades, unabhängig von der Art der Charge, nicht möglich ist. Man kann aber unter
Berücksichtigung des Ausgangssalzgehaltes gewisse Abschätzungen machen. Zur Absicherung,
0 1 2 3
0
1
2
3
4
5
cSalz,K
V [g KCl/L FSK]
Elutionszyklus n [-]
Kompost + Wasser
Kompost + Wasser + HNO3
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
56
dass bei einem Elutionsverfahren der vorgegebene Grenzwert überschritten wird, muss die
Anlagendimensionierung entsprechend dem „worst case“ erfolgen.
Nach der Literatur ist die Elutionsmittelmenge minimal, wenn die Anzahl der Gleichgewichts-
einstellungen gegen unendlich und die Elutionsmittelmenge gegen Null strebt. In diesem Fall ist
allerdings die minimale Elutionsmittelmenge durch das Vorliegen von freiem Oberflächenwasser
vorgegeben. In dem Pflugscharmischer wird diese bestimmt zu KWm/m = 1.
Thermodynamisch am günstigsten wäre es, die Elution in einer Kaskade im Gegenstrom ablaufen
zu lassen. Allerdings wären die Investitionskosten unverhältnismäßig hoch. Die Kaskade wird somit
im Kreuzstrom betrieben. Mit der dreistufigen Kaskade können Salzabreicherungsgrade von 56%
erzielt werden, dass entspricht einer Salzreduktion von 4,82 auf 2,1 g KCl/l FSK. In einem
einstufigen Verfahren wird der Salzgehalt bei KWm/m = 2,5 nur von 5,88 auf 4,80 g KCl/l FSK, das
entspricht 18,3%, gesenkt. Die Kaskadenschaltung stellt also ein großes Potential dar, die Wasser-
menge zu reduzieren.
Unter der Annahme, dass die Charge, die bei der Kaskadenschaltung verwendet wird, einen
durchschnittlichen Salzgehalt und eine durchschnittliche Zusammensetzung aufweist, kann der
Salzgehalt in einer dreistufigen Kaskadenschaltung mit jeweils KWm/m = 1 deutlich unter den
Grenzwert von 2,5 g KCl/l FSK gesenkt werden.
4.4 Entwässerung des Komposts
Die Randbedingung des Verfahrens gibt vor, dass die Trockensubstanz des eluierten Komposts
mindestens 50% betragen soll. Der Trockensubstanzgehalt bei den mit dem flexiblen Sieb
entwässerten Kompostsuspensionen beträgt maximal 38%, d.h. der vorgegebene Grenzwert wird
noch weit unterschritten.
Abbildung 4.4.1 zeigt ein allgemeines Auswahlschema zur Fest/Flüssigseparation [Perry, 1984].
Die Entwässerung mit dem Sieb ist eine Filtration, d.h. der sich bildende Filterkuchen wirkt mit
dem Sieb als Filter.
Während der Elution lösen sich aus dem Kompost Huminstoffe, die entweder echt gelöst oder
kolloidal in Lösung vorliegen. Da der Kompost eine starke Tendenz zeigt Adhäsionswasser bzw.
Adhäsionseluat zu bilden, führt das huminstoffreiche Eluat zu einer gallertartigen Struktur der
Kompostsuspension. Somit sind fast keine Hohlräume, die als Filter wirken können, mehr
vorhanden.
Damit scheiden filterkuchenbildende Filtrationsverfahren zur Phasenseparation aufgrund der zu
geringen Entwässerungsleistung aus.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
57
Separation durch
Absetzen
Filtration
Auspressen
Schwerkraft
Zentrifugalkraft
Fällung/Flockung
Magnetisch
Eindicker
Klärer
Sieb
Filter
Batch Pressen
Kontinuierliche Pressen
Schrauben Pressen
Roll Mühlen
Band Pressen
Schwerkraft
Druck
Vakuum
Zentrifugalkraft
Separation durch
Absetzen
Filtration
Auspressen
Schwerkraft
Zentrifugalkraft
Fällung/Flockung
Magnetisch
Eindicker
Klärer
Sieb
Filter
Batch Pressen
Kontinuierliche Pressen
Schrauben Pressen
Roll Mühlen
Band Pressen
Schwerkraft
Druck
Vakuum
Zentrifugalkraft
Abbildung 4.4.1: Grundlegender Pfad zur Auswahl der Fest-/Fluss-Separation [Perry, 1984]
Nach dem Auswahlschema scheidet zusätzlich zu dem Filtrationsverfahren auch noch die Absetz-
verfahren aus, da wie oben schon beschrieben, das Adhäsionswasser nicht abgetrennt werden kann.
Die Wahl fällt damit auf die Auspressverfahren. Im Gegensatz zur Filtration dient der Filterkuchen
bei den Auspressverfahren nicht selbst als Filtermedium. Die Höhe der Suspensionsschicht, die
entwässert werden soll, ist zum einen sehr gering, zum anderen erfolgt während des Auspressens
eine permanente Umschichtung des zu entwässernden Mediums. Damit wird der Filterkuchen nicht
zur leistungsbestimmenden Größe.
Die Entwässerung soll technisch kontinuierlich verlaufen, d.h. zur Entwässerung sind die
Schraubenpresse, die Roll-Mühle und die Bandpresse geeignet.
Die Roll-Mühle mahlt und presst die zu entwässernde Matrix. Der Einsatzbereich ist z.B. die
Entwässerung von Zuckerrüben. Die Kompostsuspension darf dagegen nicht strukturverändernd
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
58
behandelt werden, da sonst trotz Salzarmut des eluierten Komposts der Einsatz als Boden-
verbesserer gefährdet wäre. Die Wahl fällt also auf die Schrauben- oder die Bandpresse.
Eine weitere Randbedingung des Verfahrens ist die Realisierung eines geschlossenen Wasser-
kreislaufs, d.h. das Eluat muss mittels Membranverfahren recycelt werden.
Das bedeutet, dass der Feststoffgehalt im Eluat möglichst gering sein muss, um die Leistungs-
fähigkeit des Membranverfahrens nicht zu hemmen.
Die Feststoffkonzentration des Eluats kann bei dem Auspressverfahren nur über die Maschenweite
des eingesetzten Siebes eingestellt werden. Die Maschenweite muss einerseits so groß sein, dass
keine Verblockung durch Huminstoffe stattfindet und der Entwässerungsgrad damit reduziert wird
und zum anderen klein genug, damit das Eluat möglichst feststofffrei ist.
Vorversuche mit Sieben unterschiedlicher Poren-/Maschenweite zeigen, dass ein Sieb mit der
Maschenweite von 1 mm einen guten Kompromiss darstellt. Damit kann durch manuelles Aus-
pressen ein Trockensubstanzgehalt von 40% und ein Feststoffanteil im Eluat von 0,14% erreicht
werden. Die Umsetzung in einer Technikumanlage würde durch einen stärkeren Anpressdruck den
Trockensubstanzgehalt aber auf jeden Fall noch erhöhen können.
Versuchsbeschreibung:
Zur Bestätigung der Eignung der Bandpresse zur Reduktion des Trockensubstanzgehaltes auf >50%
wird eine Probe der im Pflugscharmischer eluierten Charge N (TSEl.K = 30,6%) in einer
Laborbandpresse der Fa. Flottweg, Vilsbiburg, unter verschiedenen Betriebsbedingungen (Anpress-
druck des Bands, Aufgabeschichthöhe etc.) entwässert. Die Maschenweite des Bands beträgt dabei
1mm.
Ergebnis:
Durch Optimierung der Betriebbedingungen wird ein TS von 50% erreicht. Zudem ist die Ablösung
vom Band sehr gut. Das Eluat enthält 0,7% ungelöste Feststoffe.
Zusammenfassung
Der hohe Trockensubstanzgehalt von 50% kann nur erreicht werden, wenn der Kompost unter
Druck mit einem recht groben Sieb der Maschenweite 1 mm in einer Schrauben- oder Bandpresse
entwässert wird. Die experimentelle Bestätigung der Eignung der Bandpresse mit entsprechender
Maschenweite wird durch einen Versuch mit eluiertem Kompost (TSEl.K = 30,6%) in einer
Laborbandpresse der Fa. Flottweg bestätigt. Der dabei erreichte hohe Feststoffanteil von 0,7% im
Eluat ist allerdings nicht repräsentativ für den Feststoffanteil des Gesamteluats der vorliegen würde,
wenn die gesamte Kompostsuspension durch die Bandpresse entwässert worden wäre, da durch die
mechanische Beanspruchung der differenzielle Feststoffanteil mit abnehmender Wassermenge im
eluierten Kompost zunimmt. Die Randbedingung TSEl.K > 50% kann also nur erreicht werden wenn
ein gewisser Feststoffanteil im Eluat toleriert wird.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
59
4.5 Recycling des Eluats
4.5.1 Auswahl des Elutionsmittelrecyclingverfahrens
Das Eluat enthält Partikel, Kolloide, einwertige- und zweiwertige Salze und muss so aufgearbeitet
werden, dass es die gleiche Qualität (Salzgehalt) wie Leitungswasser besitzt.
Nach der Randbedingung eines geschlossenen Wasserkreislaufs, kommt als Verfahrensstufe nur die
Umkehrosmose in Frage. Nach der Abbildung 3.1.1 können mit diesem Verfahren neben Partikeln,
Kolloiden und zweiwertigen Salzen auch, im Gegensatz zur Nanofiltration, einwertige Salze nahezu
vollständig zurückgehalten werden.
Nach dem Auswahlschema muss zunächst geprüft werden, ob ein Eluat mit einem Feststoffanteil
von 0,14% ohne Vorbehandlung in der Membranstufe aufkonzentriert werden kann.
Versuchsaufbau:
Der Aufbau der Umkehrosmoseanlage ist im Kapitel (5.3.2.1) detailliert beschrieben.
Versuchsbeschreibung:
In der Umkehrosmoseanlage werden 10 kg Eluat, die nach der Elution von 1,5 kg Kompost der
Charge K mit 15 kg Wasser (Elutionszeit = 30 Minuten) in dem 30 l Rührkessel und anschließender
Separation durch ein 1 mm Sieb gewonnen werden, eingesetzt. Bei einem Transmembrandruck von
50 bar wird 1 l Permeat gewonnen und danach der Zustand der Membranen kontrolliert.
Ergebnis:
Es zeigt sich, dass trotz der geringen Ausbeute von 10% und der bei der Elution eingesetzten hohen
Wassermenge, d.h. starker Verdünnung des Eluats, auf der Membran deutlich Biofouling zu
erkennen ist. Somit ist die kontinuierliche Aufkonzentrierung mittels Umkehrosmose nicht ohne
Vorbehandlung möglich.
4.5.2 Vorbehandlung des Eluats
Das Eluat muss so vorbehandelt werden, dass sowohl Partikel als auch Kolloide entfernt werden
und somit Biofouling auf der Membran verhindert wird. Die Auswahl der Methode kann wiederum
nach Abbildung 4.4.1, dem Auswahlpfad zur Fest-/Flüssigseparation, erfolgen. Nach Vorversuchen
scheiden Feinfilter zur Feststoffentfernung aus, da jegliche Porenfilter unterschiedlichster
Porengröße durch das Einwachsen der Huminstoffe augenblicklich irreversibel verblocken. Filter
mit einer großen Maschenweite haben entsprechend nicht den vollständigen Partikelrückhalt zur
Folge. Nach Abbildung 4.4.1 scheiden damit sowohl Filtration- als auch Auspressverfahren aus. Als
Alternative bieten sich noch Absetzverfahren an. Absetzbecken, in denen Feststoffe aufgrund des
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
60
Dichteunterschieds zur Flüssigphase separiert werden, können nicht verwendet werden, da der
Dichteunterschied nicht groß genug ist. Das Eluat enthält sowohl Sand, als auch Holz- und
Pflanzenfasern. Aus dem gleichen Grund klären auch Zentrifugalverfahren (Dekanter) nicht
vollständig genug. Einzig Fällung-/Flockungsverfahren sind somit geeignet. Die Art der
Flockenseparation (Absetzbecken oder Flotation) ist dabei abhängig von der Art der Flocken, die
erzeugt werden. Mit Hilfe der Fällung/Flockung kann der Fest-/Schwebstoffanteil vollständig
entfernt werden. Dabei werden auch Kolloide teilweise mitgerissen.
Zur Fällung/Flockung werden Fe(III)-Salze zur Suspension gegeben. Durch die Wirkung als Lewis-
Säure erfolgt eine Absenkung des pH-Wertes. Die Einstellung eines neutralen pH-Werts mit NaOH
führt zur Bildung von Fe(III)-hydroxid-Flocken, die Schwebstoffe und Kolloide einschließen. Die
Hydroxidflocken sind allerdings sehr wasserhaltig und zeigen nur sehr geringe Flockenstärke. Zur
Stabilisierung werden Flockungshilfsmittel zugesetzt. Dies sind Polymere, die einen Zusammen-
schluss und damit eine Verdichtung der Flocken bewirken.
Die Dosierung der Fe(III)-Salze und die Art des Flockungshilfsmittels (grobe Abschätzung durch
Zeta-Potential-Messung) muss je nach Suspension spezifisch bestimmt werden.
Im folgenden Versuch soll die Eignung der Fällung/Flockung zur vollständigen Entfernung der
Partikel überprüft werden und die notwendige Fe(III)-Konzentration, die Art des Flockungs-
hilfsmittels, sowie deren Wirksubstanzkonzentration ermittelt werden.
Versuchsbeschreibung:
In dem 10 l Rührkessel werden 3 kg Kompost der Charge K mit 9 kg Wasser für 30 Minuten
vermengt. Das Eluat wird durch Filtration durch das 1 mm Sieb separiert.
Entsprechend der Zeta-Potential-Messung wird das Flockungshilfsmittel Ecofol 140 ausgewählt. In
einem Reihenrührwerk mit vier Bechergläsern werden nun unterschiedliche Konzentrationen an
FeCl3 zugesetzt. Nach 10 Minuten Rühren wird der pH-Wert mit NaOH auf pH 7 eingestellt. Es
werden wiederum 10 Minuten gerührt und verschiedene Konzentrationen an Ecofol eingemischt.
Nach 2 Minuten Rühren wird das Absetzverhalten der Flocken und die Klärung beurteilt. Die
Ergebnisse sind in Tabelle 4.5.1 dargestellt.
Versuch 1 Versuch 2 Versuch 3 Versuch 4
cFeCl3 [g/m3] 500 1000 2000 3000
VNaOH(10%)[l/m3]
→
pH 7 2 4 12 25
cEcofol [g/m3] 30 30 30 50
Klärung Schlecht
←
←
←
→
→
→
gut
Tabelle 4.5.1: Ergebnisse der Flockung/Fällung
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
61
Der Versuch 4 zeigt einen feststofffreien Überstand bei einer sehr kompakten Flockenstruktur. Die
Fällung/Flockung ist demnach sehr gut geeignet, den Feststoffanteil im Eluat vollständig zu
entfernen. Das FeCl3 kann in Bezug auf die spätere Verwendung des Eluatkonzentrats als
Flüssigdünger durch Fe(NO3)3 und die Natronlauge durch KOH substituiert werden.
Im nachfolgenden Versuch soll überprüft werden, ob ein vollständig feststofffreies Eluat in der
Umkehrosmoseanlage ohne das Auftreten von Fouling aufkonzentriert werden kann.
Das feststofffreie Eluat wird aber anstatt durch Flockung durch eine diskontinuierliche
Zentrifugation im Labor gewonnen. In diskontinuierlichen Zentrifugen kann der Separationsgrad
über die Laufzeit und die Zentrifugalkraft eingestellt werden, d.h. bei entsprechenden Betriebs-
bedingungen wird ein feststofffreies Eluat erhalten.
Im technischen Maßstab werden bis auf wenige Ausnahmen nur kontinuierliche Verfahren
angewendet. Bei einer kontinuierlichen Durchlaufzentrifuge ist im Gegensatz zu der diskontinuier-
lichen der Trenngrad durch den Dichteunterschied von Feststoff und Fluid und der damit
verbundenen Verweilzeitverteilung vorgegeben. Entscheidend für die Trennung ist bei einem Fest-
stoffsystem mit unterschiedlicher Dichteverteilung der Feststoff mit dem geringsten Dichteunter-
schied zu der Flüssigphase. Im Fall des Eluats sind dies Pflanzenfasern. Damit ist für eine voll-
ständige Feststoffabtrennung in der Durchlaufzentrifuge eine sehr enge Verweilzeitverteilung not-
wendig. Dies ist allerdings nur in einer diskontinuierlichen Zentrifuge zu realisieren. Somit kann
Feststofffreiheit im technischen Maßstab nur durch die Flockung/Fällung erreicht werden.
Versuchsaufbau:
Der Aufbau der Membrananlage wird im Kapitel 5 detailliert beschrieben.
Versuchdurchführung:
In dem 30 l Rührkessel werden 10 kg Kompost der Charge K mit 30 kg Wasser für 30 Minuten
vermengt. Das Eluat wird durch Filtration durch das 1 mm Sieb separiert. Zur Abtrennung der
Feststoffe wird das Eluat für 10 Minuten bei 850 g zentrifugiert. 20 l des Zentrifugats werden in der
Umkehrosmoseanlage auf 2 l aufkonzentriert (Ausbeute = 90%).
Der Wasserfluss wird, wie in Kapitel (3.2.2) dargestellt, in der Umkehrosmose nach dem Lösungs-
Diffusionsmodell gemäß
)p(AVWπ∆−∆=
′
& (4.5.1)
mit
W
V′
&
Wasserfluss )]mh/(l[2 A Membrankonstante )]pmh/(l[2
p
∆
Transmembrane Druckdifferenz [bar]
π
∆
Osmotischer Druckdifferenz [bar]
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
62
beschrieben.
Unter Berücksichtigung eines Membranfoulings, als triebkraftmindernden Effekt, wird die
Gleichung 4.5.1 um einen Deckschichtwiderstandsterm D
p erweitert:
)pp(AV DW−π∆−∆=
′
& (4.5.2)
Zur Überprüfung, ob bei einem Umkehrosmoseversuch Fouling aufgetreten ist, trägt man in einem
Diagramm
π
∆
gegen W
V′
& auf. Nach Gleichung 4.5.1 sind diese beiden Größen linear voneinander
abhängig.
Tritt Fouling auf, d.h. es baut sich mit der Zeit ein zunehmender Deckschichtwiderstand auf,
verläuft der Anstieg des osmotischen Druckes mit abnehmendem Volumenstrom zunehmend
flacher (s. Abbildung 4.5.1).
Fouling, pD wächst
kein Fouling, pD = 0
∆π [bar]
Volumenstrom [l/h*m2]
Abbildung 4.5.1: Verlauf des osmotischen Drucks mit dem Permeatvolumenstrom mit und ohne
Fouling
In verdünnten Lösungen gilt:
λ
∆
′
=
π
∆
k (4.5.3)
mit
π
∆
Osmotische Druckdifferenz [bar]
k
′
Konstante ]S/)barcm[(
µ
⋅
λ
∆
Leitfähigkeitsdifferenz [µS/cm]
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
63
In konzentrierten Lösungen wächst die Leitfähigkeit durch die geringer werdende Aktivität der
Ionen weniger stark an als der osmotische Druck als kolligative Eigenschaft. Der Verlauf der
Leitfähigkeit in Lösungen, in denen sich die Aktivität verringert ist dann entsprechend dem in
Abbildung 4.5.1 dargestellten Verlauf des osmotischen Druckes mit Fouling in Abhängigkeit des
Volumenstroms.
Die Auftragung der im Versuch gemessene Leitfähigkeitsdifferenz zwischen Retentat und Permeat
gegen den Volumenstrom ist in Abbildung 4.5.2 dargestellt. Man erkennt durch den nahezu linearen
Verlauf deutlich, dass kein Fouling eingetreten ist. Die Krümmung in dem Bereich des starken
Temperaturabfalls resultiert aus der unterschiedlichen Temperaturabhängigkeit des osmotischen
Drucks und der Leitfähigkeit.
Der osmotische Druck ist direkt proportional der absoluten Temperatur. Das entspricht bei
Temperaturänderung einem Korrekturfaktor von 0,37 %/°C. Der Korrekturterm der Leitfähigkeit ist
nach der Literatur [Philips, Handbuch] ungefähr 2,5 %/°C.
Mit diesem Versuch wird gezeigt, dass das Eluat nach vollständiger Entfernung der Feststoffe
problemlos ohne Bildung von Fouling in der Umkehrosmose bis zu einer Ausbeute von mindestens
90% aufkonzentriert werden kann.
10 15 20 25 30 35
22
24
26
28
30
32
Temperatur
Leitfähigkeit
Volumenstrom [l/h*m2]
Temperatur [°C]
5000
7500
10000
12500
15000
∆λ [µS/cm]
Abbildung 4.5.2: Messwerte
Ergebnis:
Mit einem Flockung-/Fällungsverfahrens kann eine vollständige Feststofffreiheit des Eluats erzielt
werden. Die Vermeidung von Biofouling in der Membranstufe durch Partikelfreiheit wird durch
einen Versuch mit zentrifugiertem Eluat bestätigt. Das Eluat kann mit einer Ausbeute von
mindestens 90% aufkonzentriert werden. Ein technischer Einsatz einer Durchlaufzentrifuge ist
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
64
allerdings nicht geeignet, da der Feststoffanteil durch die geringen Dichteunterschiede von Feststoff
und Eluat nicht vollständig reduziert wird.
4.5.3 Modulanordnung/-schaltung
Der geringe Salzanteil im Permeat kann nur durch die Verwendung einer Umkehrosmosestufe
erreicht werden. Die notwendige Flockung/Fällung des Eluats zur Partikelabtrennung, die überhaupt
den Einsatz der Umkehrosmose erst möglich macht, hat allerdings einen hohen Salzeintrag in das
Eluat zur Folge. In der Verfahrensstufe Flockung/Fällung werden Kaliumhydroxid und Eisen(III)-
Nitrat eingetragen.
Die Ausbeute und der Rückhalt an Salzen ist bei einem gegebenen System in der Umkehrosmose
durch den maximal einzustellenden Transmembrandruck und den osmotischen Druck des Feeds
vorgegeben.
Der Rückhalt der Salze in der Umkehrosmosestufe ist zum einen, als unveränderliche Größe, durch
die Diffusionsgeschwindigkeit der Ionen durch die Membran, und zum anderen durch die
Verdünnung dieser mit der veränderlichen Größe des durchtretenden Wasserflusses bestimmt. Der
Wasserfluss ist nach dem Lösungs-Diffusions-Modell (s. Gleichung 4.5.1) proportional dem
angelegten Transmembrandruck abzüglich des osmotischen Drucks.
Ein hoher osmotischer Druck bedeutet demnach einen geringen Wasserfluss. Die Erhöhung des
osmotische Drucks reduziert somit den Rückhalt der Salze und begrenzt im Extremfall, wenn dieser
den Transmembrandruck kompensiert (?p = ?p), die Ausbeute.
Eine Erhöhung des Salzrückhalts, der durch die variable Größe Wasserfluss bestimmt wird, kann
nur auf Kosten der Ausbeute erfolgen.
Somit sind in einem einstufigen Umkehrosmoseverfahren die Ausbeute und der Salzrückhalt
miteinander gekoppelt (s. Abbildung 4.5.3).
Abbildung 4.5.3: Einstufige Umkehrosmose
Eine Entkoppelung wird hingegen durch ein mehrstufiges Verfahren erreicht.
Die Ausbeute kann in einem kontinuierlichen Verfahren auf die Weise erhöht werden, dass das
Retentat der ersten Stufe in einer nachgeschalteten Membranstufe weiter aufkonzentriert wird
(Reihenschaltung, s. Abbildung 4.5.4). Je nach gewünschter Ausbeute können entsprechend viele
Umkehrosmosestufen in Reihe geschaltet werden. Technisch werden diese zur Ermöglichung eines
Feed
Retentat
Permeat
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
65
kontinuierlichen Betriebs in einer Tannenbaumstruktur angeordnet, bzw. das Retentat im Teilstrom
zurückgeführt, so dass die hydraulische Belastung aufrecht erhalten wird.
Abbildung 4.5.4: Zweistufige Umkehrosmose zur Steigerung der Ausbeute in einem konti-
nuierlichen Verfahren
Betreibt man die Umkehrosmose diskontinuierlich, so kann die Ausbeute durch Rückführung des
Retentatstroms so lange gesteigert werden, bis der osmotische Druck den Transmembrandruck
kompensiert (s. Abbildung 4.5.5).
Abbildung 4.5.5: Erhöhung der Ausbeute in einem diskontinuierlichen Verfahren
Die Salzkonzentration des Permeats kann durch das Durchlaufen einer zweiten Umkehrosmosestufe
weiter reduziert werden. In einem kontinuierlichen Verfahren wird das Retentat der zweiten Stufe
zur Erhöhung der Gesamtausbeute in den Feedstrom zurückgeführt (s. Abbildung 4.5.6).
Abbildung 4.5.6: Zweistufige Umkehrosmose zur Reduzierung der Permeatsalzgehaltes im
kontinuierlichen Verfahren
Retentat
Retentat
(
Rückführung
)
Permeat
1.
Stufe
2.
Stufe
Feed
Feed
Retentat
Permeat
Retentat
Feed
Retentat
(Rückführung)
Permeat
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
66
Wird das Verfahren dagegen diskontinuierliche betrieben, so ist die Retentatrückführung zum
Feedstrom nicht möglich. Die beiden Retentatströme bilden zusammen den Gesamtfeedstrom (s.
Abbildung 4.5.7).
Abbildung 4.5.7: Zweistufige Umkehrosmose zur Reduzierung der Permeatsalzgehaltes im
diskontinuierlichen Verfahren
Somit ist die Ausbeute in einem zweistufigen diskontinuierlichen Verfahren zur weiteren Reduktion
des Permeatsalzgehaltes gegenüber der eines kontinuierlichen Verfahrens verringert.
Es wird deutlich, dass die Permeatqualität auf jeden Fall durch weitere nachgeschaltete
Umkehrosmosestufen erreicht werden kann. Die maximale Ausbeute ist allerdings erreicht, wenn
der osmotische Druck dem Transmembrandruck entspricht. Die Ausbeute kann demnach nur durch
Steigerung des Transmembrandrucks, d.h. durch die Verwendung einer Hochdruckosmoseanlage
(bis 300 bar) erzielt werden, oder durch Maßnahmen zur Reduktion des osmotischen Drucks des
Feeds. Hochdruckosmoseanlagen sind in den Invest-(Membran-) und Betriebskosten sehr teuer, so
dass sich der Einsatz nur bei sehr problematischen Abwässern, die sehr hohe Entsorgungskosten
nach sich ziehen würden, oder bei der Gewinnung von thermisch instabilen hochwertigen
Rohstoffen rentiert.
Eine günstigere Methode ist in dem Fall des Komposteluats die Vorschaltung einer Nanofiltration
zur Reduktion des osmotischen Drucks des Feeds. Die Methode bietet sich allerdings nur bei
Fluiden an, die einen hohen Anteil an mehrwertigen Salzen besitzen. Diese werden in der
Nanofiltration mit einem hohen Rückhalt zurückgehalten (ca. 90%). Der Rückhalt an einwertigen
Salzen beträgt dagegen beträgt maximal 60% (s. Abbildung 4.5.8).
In der Literatur [Dow Chemical, 1987] sind einige Verfahren bekannt, bei denen die Nanofiltration
zur Entlastung oder Steigerung der Ausbeute von Ionentauschern oder Umkehrosmoseverfahren
eingesetzt wird.
Retentat
Permeat
1. Stufe 2. Stufe
Feed
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
67
Abbildung 4.5.8: Trenngrenze verschiedener Membranverfahren in Abhängigkeit des Trans-
membrandrucks
Ergebnis:
Bei dem Recycling des Eluats gibt es verschiedene Möglichkeiten die Ausbeute und
Permeatqualität, die nach den Randbedingungen gefordert ist, durch verschiedene Modul-
schaltungen zu erreichen. Im Rahmen der Vorversuche kann allerdings die Verfahrensauswahl nicht
konkret erfolgen, da nicht ausreichend Eluat zur Verfügung steht. Auf jeden Fall wird theoretisch
belegt, dass diese Verfahrensstufe prinzipiell geeignet ist, um die Randbedingungen zu erfüllen. Im
Rahmen der technischen Versuchsdurchführung wird durch verschiedene Modulanordnungen die
geeignete Modulschaltung eruiert.
4.5.4 Zusammenfassung
Das Recycling des Eluat mittels Membranverfahren ist nur möglich, wenn Partikel vollständig aus
dem Eluat entfernt werden und damit Fouling in der Membranstufe verhindert wird. Die
Partikelfreiheit des Eluats kann durch eine Fällung/Flockung und nachfolgender Sedimentation oder
Flotation gewährleistet werden. Die Randbedingung des Verfahrens, eine Permeatausbeute von
97,5% zu erreichen, ist durch eine einstufige Umkehrosmosstufe, bzw. eine Reihenschaltung
möglich, wenn der osmotische Druck nicht zum begrenzenden Faktor wird. In diesem Fall wird der
100 1000 10000 100000
1
10
100
Transmembrane Druckdifferenz ∆p [bar]
Cut-Off [kg/kmol]
Umkehrosmose
RNaCl > 99%
Nanofiltration
0 < RNaCl > 60%
Ultrafiltration
RNaCl = 0%
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
68
osmotische Druck des Feeds vorab in einer Nanofiltratiosstufe, durch den hohen Rückhalt
mehrwertiger Salze, reduziert.
Die Randbedingung, eine Permeatqualität entsprechend Leitungswasser zu erreichen, kann
gegebenenfalls mittels nachgeschalteter Umkehrosmose erzielt werden. Die für den konkreten Fall
optimale Modulanordnung und -schaltung wird im Rahmen der Versuchsdurchführung im
halbtechnischen Maßstab ermittelt.
4.6 Verfahrensschema
Die Laborergebnisse zeigen, dass unter Anwendung des entwickelten Verfahrens zur
Kompostelution unter Erfüllung der Randbedingungen
o TSEl.K > 50%,
o minimale Wassermenge,
o geschlossener Wasserkreislauf und
o Permeatausbeute > 97,5%
ein eluierten Kompost produziert werden kann, der mit einem Salzgehalt von 2,1 g/l deutlich unter
dem angestrebten Grenzwert von 2,5 g/l für Substratkompost vom Typ 1 liegt.
Das anhand des Auswahlschemas in Abbildung 4.1 und unter der Berücksichtigung von
Laborergebnissen entwickelte Verfahrensschema ist in Abbildung 4.6.1 dargestellt.
Abbildung 4.6.1: Verfahrensschema zur Kompostelution
Kompost
Pflugscharmischer
Bandpresse
Stapeltank
Eluierter Kompost
Absetzbecken
Flockung/Fällung
Flockungs-
Fällungsmittel
Sedimentationsschlamm
Wasser
Säure
Retentat
Membranstufe
Kompost
Pflugscharmischer
Bandpresse
Stapeltank
Eluierter Kompost
Absetzbecken
Flockung/Fällung
Flockungs-
Fällungsmittel
Sedimentationsschlamm
Wasser
Säure
Retentat
Kompost
Pflugscharmischer
Bandpresse
Stapeltank
Eluierter Kompost
Absetzbecken
Flockung/Fällung
Flockungs-
Fällungsmittel
Sedimentationsschlamm
Wasser
Säure
Retentat
Membranstufe
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
69
Der Kompost wird zunächst in einem Pflugscharmischer mit Wasser (KWm/m = 1) unter Zusatz
von Salpetersäure vermischt. Die Phasenseparation erfolgt mit einer Siebbandpresse. Die Elution im
Mischer wird noch zweimal entsprechend, allerdings ohne Säurezusatz wiederholt und der eluierte
Kompost nach jedem Zyklus mit der Siebbandpresse von dem Eluat separiert.
Das feststoffbeladene vereinigte Eluat muss zur Verhinderung von Fouling vor der Auf-
konzentrierung mittels Membranverfahren vollständig von Partikeln befreit werden. Eine voll-
ständige Separierung der Partikel von dem Eluat ist mit einer kombinierten Flockungs-/Fällungs-
stufe möglich. Mit Hilfe geeigneter Flockung-/Fällungsreagenzien wird in einem Rührkessel die
Flockung und Fällung induziert. Die Separation der Flocken erfolgt durch Sedimentation. Der
Klarlauf wird mittels Membranverfahren (Modulschaltung muss in der Versuchsdurchführung
ermittelt werden) aufkonzentriert.
Kapitel 4. Verfahrensentwicklung
70
71
5 Verfahrensdurchführung
In diesem Kapitel soll die Umsetzung des im Kapitel Verfahrensentwicklung anhand des
Auswahlschemas und Laborversuchen entwickelten Verfahrenskonzepts im halbtechnischen
Maßstab erfolgen. Die Auswahl der Membranmodule und die Modulschaltung, die nicht auf der
Grundlage von Laborergebnissen zu treffen ist, wird im technischen Maßstab erfolgen. Zudem wird
das Retentat entsprechend der Analysen von Standardflüssigdünger konditioniert.
Die Qualitätsuntersuchungen der erhaltenen Produkte eluierter Kompost und Retentat-Flüssig-
dünger werden von der Lehr- und Versuchsanstalt für Gartenbau in Hannover durchgeführt. Auf der
Grundlage von Pflanzversuchen wird die Güte des Retentat-Flüssigdüngers überprüft und das
maximale Einmischverhältnis des eluierten Komposts zu nährstoffarmen Basissubstraten bestimmt.
5.1 Analyse der Kompostcharge
Die Analyse des Komposts, die entsprechend den Vorgaben der Bundesgütegemeinschaft Kompost
e. V. [Bundesgütegemeinschaft Kompost, 1994] durchgeführt wird, ist in Tabelle 5.1.1 dargestellt.
Messgröße Richtwert Einheit
Wassergehalt
Dichte
0,264
404
[kg/kg FS]
[g/l]
Salzgehalt 4,77 < 2,5 [g/l FS]
Lösliche pflanzenverfügbare Nährstoffe
NO3-N1
NH4-N2
Phosphat (P2O5)
Kalium (K2O)
6,38
33,0
112
873
< 300 (1+2)
< 1200
< 2000
[mg/l FS]
[mg/l FS]
[mg/l FS]
[mg/l FS]
Chlorid 3038 < 500 [mg/l FS]
Natrium 1475 < 250 [mg/l FS]
Tabelle 5.1.1: Analyse der Charge T
Die nach dem Gütesiegel für Substratkompost überschrittenen Werte sind fett markiert. Auffällig
sind die gegenüber den löslichen, pflanzenverfügbaren Nährstoffen sehr hohen Natrium- und
Chloridkonzentrationen.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
72
Darüber hinaus sind der Wassergehalt mit 24,6% und die Dichte mit 404 g/l deutlich unterhalb der
üblichen Werte.
Zudem weist der in Plastiktüten gelieferte Kompost einen sehr starken Pilzbefall auf. Nach einigen
Tagen Lagerung zeigt sich eine starke Wärmeentwicklung, d.h. die Rotte ist noch nicht vollständig
erfolgt.
5.2 Kompostelution
5.2.1 Pflugscharmischer
Im Rahmen der Versuchsdurchführung sollen in einer dreistufigen Pflugscharmischerkaskade 1 m3
Kompost der Charge T mit Wasser ( 1mm KW=) eluiert werden. Das Wasser wird im Kreuzstrom
geführt, wobei im ersten Elutionszyklus zur Austreibung von Carbonaten Salpetersäure zugesetzt
wird.
Die Elutionsversuche werden im Technikum der Fa. Lödige in dem Pflugscharmischer® FM 130
(s. Abbildung 5.2.1) diskontinuierlich durchgeführt.
Abbildung 5.2.1: Pflugscharmischer® der Fa. Lödige
Der Pflugscharmischer arbeitet nach einem Schleuder- und Wirbelverfahren. In einem horizontalen,
zylindrischen Behälter rotieren wandnah Pflugscharen, deren Umfangsgeschwindigkeit und
geometrische Form so bemessen sind, dass sie das Schüttgut aus dem Gutbett in den freien
Mischerraum schleudern und der Fliehkraft entgegenwirkend von der Trommelwand abheben. Dies
so erzeugte „mechanische“ Wirbelbett bewirkt unter ständiger Erfassung der gesamten
Mischgutmenge intensivste Vermischung auch bei hohen Mischgutdurchsätzen respektive kurzen
Verweilzeiten. Zugleich wird eine besonders schonende Behandlung des Mischguts erreicht.
Im Technikum der Fa. Lödige kann aufgrund logistischer Probleme die Entwässerung der nach
jedem Elutionszyklus anfallenden Kompostsuspension nicht mit einer technischen Siebbandpresse
erfolgen, so dass alternative Methoden in Betracht gezogen werden.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
73
Die Machbarkeit des Einsatzes der Siebbandpresse für die Separation des Eluats ist gegeben durch
die Eigenschaften
o Band mit der Maschenweite von 1 mm,
o hoher Anpressdruck und
o geringe Aufschlaghöhe der Suspension, d.h. keine Filterkuchenfiltration.
Als Alternative zur Siebbandpresse wird eine Ballenpresse der Fa. Lödige eingesetzt, die mit dem
Stempel einen Anpressdruck von 4 t/m2 erzeugt und deren Boden und Wandung nachträglich mit
einem Siebblech der Maschenweite 1 mm ausgekleidet sind (s. Abbildung 5.2.2). Die Aufschlag-
höhe der Kompostsuspension kann frei gewählt werden.
1 mm Lochblech
Eluat
Filterkuchen
Kompost-
aufschlämmung
Abbildung 5.2.2: Spezifizierte Ballenpresse der Fa. Lödige
5.2.1.1 Versuchsdurchführung
In einer dreistufigen diskontinuierlichen Kaskade werden 1 m3 Kompost mit Wasser als Elutions-
mittel eluiert. Das Wasser wird dabei im Kreuzstrom geführt. Pro Ansatz werden im Mischer 19 kg
Kompost mit 19 kg Leitungswasser (KWm/m =1) für eine Minute bei halber Standarddrehzahl
vermengt.
Im ersten Elutionszyklus erfolgt zusätzlich ein Zusatz von 0,35 L HNO3, konz./m3 Wasser. Nach
jedem Mischvorgang wird die Aufschlämmung mit der umgerüsteten Ballenpresse entwässert. Die
Aufbringhöhe der Kompostsuspension in der Ballenpresse wird je nach Entwässerungsleistung
variiert.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
74
5.2.1.2 Ergebnisse
Die Wassergehalte im eluierten Kompost nehmen aufgrund von Oberflächenveränderungen mit
jedem Elutionszyklus zu (s. Abbildung 5.2.3).
Abbildung 5.2.3: Wassergehalte der Kompostfraktionen
Es zeigt sich, dass die Schichtdicke in der Ballenpresse entscheidenden Einfluss auf den
Entwässerungsgrad besitzt. Der Filterkuchen weist in Bereichen direkt an dem Siebgitter sehr
trockene Partien auf, d.h. trotz des hohen Anpressdrucks von 4 t/m2 ist die Entwässerung deck-
schichtkontrolliert und damit unzureichend. Die Reduktion der Schütthöhe von 30 auf 10 cm kann
die Entwässerungsleistung nicht steigern. Eine notwendige weitere Reduktion der Schütthöhe ist
allerdings aufgrund zeitlicher Vorgaben nicht möglich.
Der Wassergehalt des eluierten Komposts beträgt nach dem dritten Elutionszyklus durch die
unzureichende Entwässerung mittels Ballenpresse fast 80%.
Zudem weist der eingesetzte Kompost einen sehr geringen Wassergehalt von 26,6% auf, so dass
sich bei dem ersten Mischvorgang, bei dem Säure zudosiert wird, sehr wenig freies Ober-
flächenwasser bildet, da zunächst die Hohlräume des Komposts mit Wasser gefüllt werden, das
durch Kapillarkräfte gebunden wird. Dadurch wird die durch die Säure zusätzlich eingebrachte
Salzfracht aufgrund des sehr geringen Entwässerungsgrades nach jedem Elutionsschritt nur sehr
unzureichend entfernt. Als Folge liegt am Ende der Elutionszyklen eine hohe Salzbeladung des
Eluats und somit auch des eluatreichen Komposts vor.
Die nachfolgenden Qualitätsanalysen können nur sinnvoll durchgeführt werden, wenn der eluierte
Kompost weiter entwässert wird.
0 1 2 3
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Elutionszyklus [-]
Wassergehalt [%]
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
75
5.2.2 Siebbandpresse
Die weitere Entwässerung wird im Technikum der Fa. Flottweg, Vilsbiburg, mit einer schon in den
Vorversuchen benutzten Siebbandpresse mit einer Bandmaschenweite von 1 mm durchgeführt. Der
Aufbau ist in Abbildung 5.2.4 dargestellt.
Abbildung 5.2.4: Siebbandpresse der Fa. Flottweg
Die Bandpresse besteht aus zwei getrennten im Kreislauf geführten Siebbändern, zwischen denen
das zu entwässernde Material aufgegeben wird und unter Anpressdruck durch eine Walzen-
anordnung geschickt wird. Am Ende der Presstrecke erfolgt die Ablösung des Filterkuchens. Die
rücklaufenden Siebbänder können bei Bedarf mit Wasser gereinigt werden. Das feststoffbeladene
Waschwasser wird mittels Drehsieb von den Feststoffen befreit und erneut für Spülzwecke
eingesetzt.
Ergebnisse:
Der eluierte Kompost zeigt im Versuch ohne Einsatz von Flockungshilfsmitteln sehr gute
Entwässerungseigenschaften (TSEl.K= 48,8%), der Filterkuchen lässt sich sehr leicht von dem Sieb
ablösen und der Feststoffanteil in dem abgepressten Eluat ist mit 0,7 Gew. % außerordentlich
gering.
Ein Vergleich der Analysen des eingesetzten mit denen des eluierten Komposts ist nur möglich,
wenn Wassergehalt und Dichte übereinstimmen. Ein Wassergehalt des eluierten Komposts von
Drehsieb
Bandspülwasser
Kompost-
aufschlämmung
entwässerter
Kompost
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
76
51,2% stellt auch für den ungewöhnlich trockenen Frischkompost eine realistische Größe dar, so
dass die Analysenwerte des eingesetzten Komposts auf diesen Bezugswert korrigiert werden.
Die Gleichung 5.2.1 und Gleichung 5.2.2 sind Korrekturterme für die Messwerte des eingesetzten
Komposts, unter der Annahme, dass der Frischkompost vor der Elution mit Wasser bis zu dem
Wassergehalt des eluierten Komposts beregnet worden wäre. Es wird dabei vorrausgesetzt, dass der
Salzgehalt des eingesetzten Wassers gegenüber dem des eingesetzten Komposts vernachlässigbar
gering ist.
Umrechnung der Messwerte des eingesetzten Komposts von mg X/kg TS auf mg X/kg FSK:
K
TS
K,X
K
M
K,Xx
TSkg
Xmg
c
FSkg
Xmg
c
=
(5.2.1)
Umrechnung der Messwerte des eingesetzten Komposts von mg X/kg FSK auf mg X/kg FSEl.K :
K,TS
K.El,TS
K
M
K,X
K.El
M
K.El,Xx
x
FSkg
Xmg
c
FSkg
Xmg
c
=
(5.2.2)
mit
X
x
Indices tiefgestellt
El.K
K
TS
Index hochgestellt
M
TS
V
Messgröße
Molenbruch
Eluierter Kompost
Eingesetzter Kompost
Trockensubstanz
Bezogen auf Feuchtmasse
Bezogen auf Trockensubstanz
Bezogen auf Volumen
Weiterhin wird die Annahme getroffen, dass während der Elution keine strukturellen Änderungen
des Komposts aufgetreten, so dass die Dichte des eluierten Komposts gleich der des eingesetzten
Komposts ist:
=
l
kg
?
FSkg
Xmg
c
FSl
Xmg
cK.El
K.El
M
K.El,X
K.El
V
K.El,X
(5.2.3)
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
77
Die folgenden Parameterwerte werden für die weiteren Berechnungen benutzt:
xTS,K
xTS,El.K
0,734
0,488
K.El
ρ 0,664 kg/l
Die folgende Tabelle 5.2.1 zeigt eine Gegenüberstellung der Analysen des eluierten Komposts und
den auf den Wassergehalt des eluierten Komposts korrigierten Analysen des Rohkomposts. Die
Analysen werden entsprechend der Vorgaben der Bundesgütegemeinschaft Kompost e. V. durchge-
führt [Bundesgütegemeinschaft Kompost e. V., 1994]. Die Parameter des eluierten Komposts,
welche die Richtlinien für Substratkompost überschreiten, sind fett gedruckt.
Der Salzgehalt als Summenparameter kann in der dreistufigen Elution von 5,2 auf
1,53 g KCl/l FSEl.K reduziert werden. Eine Phasenseparation nach jedem Mischzyklus mit der
Siebbandpresse würde den Salzgehalt noch deutlicher weiter reduzieren, da das frische Elutions-
mittel nicht durch den hohen Anteil von salzreichem Überschußeluat im eluierten Kompost
aufgesalzt und damit den Stoffübergang inhibieren würde.
Der Richtwert des Salzgehalts von 2,5 g/l wird mit 1,53 g/l im eluierten Kompost deutlich unter-
schritten. Ebenso erfolgt durch die Elution eine Reduktion der Chloridkonzentration von
3038 mg/l auf 176 mg/l. Damit wird der Richtwert von 500 mg/l deutlich unterschritten. Der sehr
hohe Natriumgehalt des Rohkomposts von 1475 mg/l kann allerdings durch die Elution nur bis auf
477 mg/l reduziert werden und überschreitet damit noch den Richtwert von 250 mg/l.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
78
Parameter
Rohkompost Eluierter Kompost
TS
K,X
cM
K,X
c M
K.El,X
c V
K.El,X
c TS
K.El,X
c
M
K.El,X
c V
K.El,X
c
TSkg
Xmg
K
FSkg
Xmg
K.El
FSkg
Xmg
K.El
FSl
Xmg
TSkg
Xmg
K.El
FSkg
Xmg
K.El
FSl
Xmg
Salzgehalt - 11810 7852 5214 - 2310 1530
NährstoffeGes
NKjedahl 20000 14680 9760 6481 3800 1850 1230
P2O5 6620 4860 3231 2145 5560 2710 1800
K2O 18600 13650 9075 6026 5890 2870 1910
MgO 7080 5200 3457 2296 4390 2140 1420
Pflanzenverfügbare Nährstoffe
NH4 - 81,7 54,3 36,1 - 0,9 0,6
NO3 - 15,8 10,5 7,0 - 29,9 19,9
P2O5 - 278 185 123 - 410 272
K2O - 2160 1436 954 - 765 508
MgO - 502 334 222 - 196 130
Pflanzenverfügbare Spurenelemente
Fe - 190 126 83,9 - 583 387
Cu - 5,7 3,8 2,59 - < 0,1 < 0,7
Zn - 51,0 33,9 22,6 - 31,3 20,8
Mn - 70,4 46,8 31,1 - 44,5 29,5
B - 3,4 2,3 1,5 - 2,3 1,5
Mo - 0,5 0,3 0,2 - < 0,1 < 0,7
Na 4970 3650 2427 1611 1460 710 477
Cl - 7520 5000 3320 - 265 176
Schwermetalle
Pb 65,2 47,9 31,8 21,1 62,7 30,6 20,3
Cd 0,43 0,32 0,21 0,14 0,39 0,19 0,13
Cr 22,4 16,4 10,9 7,2 18,9 9,2 6,1
Cu 87,8 64,5 42,9 28,5 92,3 45,0 29,9
Ni 12,0 8,8 5,9 3,9 13,8 6,7 4,5
Hg 0,20 0,15 0,1 0,07 0,16 0,08 0,05
Zn 191 140,2 93,2 61,9 186 90,8 60,3
Tabelle 5.2.1: Analysen und Korrekturwerte des Roh- und eluierten Komposts
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
79
Die Abbildungen 5.2.5 - 5.2.9 zeigen die Elutionsgrade bezüglich der verschiedenen Messgrößen.
Der Elutionsgrad ist definiert als:
Elutionsgrad V/M
K,X
V/M
K.El,X
c
c
1−= (5.2.4)
Abbildung 5.2.5: Elutionsgrade der Gesamtnährstoffe und des Salzgehalts
Abbildung 5.2.6: Elutionsgrade der pflanzenverfügbaren Nährstoffe
-100
-50
0
50
100
NH4 NO3 P2O5 K2O MgO
Elutionsgrad der pflanzenverfügbaren Nährstoffe [%]
0
20
40
60
80
100
Salz NKjedahl P2O5 K2O MgO
Elutionsgrad des Salzgehalts und der Nährstoffeges [%]
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
80
Abbildung 5.2.7: Elutionsgrade der pflanzenverfügbaren Spurenelemente
Abbildung 5.2.8: Elutionsgrade von Natrium und Chlorid
Na Cl
0
20
40
60
80
100
Elutionsgrad von Na und Cl [%]
Fe Cu Zn Mn BMo
-380
-360
-340
-20
0
20
40
60
80
100
Elutionsgrad der pflanzenverfügbaren
Spurenelemente [%]
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
81
Abbildung 5.2.9: Elutionsgrade der Schwermetalle
Durch die Elution des Frischkomposts wird bezüglich des Summenparameters Salzgehalt eine
Reduktion von 70% erreicht. Den größten Anteil der ausgewaschenen Salze bilden mit einem
Elutionsgrad von über 65% Stickstoffverbindungen, Kalium- und Kupfersalze sowie Natrium-
chlorid (s. Abbildung 5.2.5 - 5.2.9).
Die Reduktion der Gesamt-Nährstoffe Phosphor (18%) und Magnesium (39%) erfolgt dagegen nur
sehr eingeschränkt. Die Konzentration von pflanzenverfügbarem Phosphor ist im Frischkompost
sehr viel geringer als der Gesamtgehalt (s. Tabelle 5.2.1). Dies bedeutet, dass ein großer Anteil an
Phosphor in einer organischen (inerten) Matrix im Innern der Kompostpartikeln gebunden ist und
somit während der Elution nicht in Lösung gehen kann. Tabelle 5.2.1 zeigt, dass durch die Elution
die Konzentration an pflanzenverfügbarem Phosphor zunimmt, wobei der Gesamtgehalt an
Phosphor allerdings im Frischkompost höher ist als im eluierten Kompost. Dies deutet darauf hin,
dass im Zeitraum bis zum Technikumversuch bei der Fa. Flottweg die ursprünglich unvollständig
abgelaufene Rotte weiter fortgeschritten ist und organisch gebundener, inerter Phosphor durch
biologische Prozesse mineralisiert und damit zu pflanzenverfügbaren Phosphor umgesetzt wird, so
dass in der Bilanz ein negativer Elutionsgrad auftritt. Die negativen Elutionsgrade von Nitrat (s.
Abbildung 5.2.6) und Eisen (s. Abbildung 5.2.7) resultieren aus dem Eisennitratzusatz während der
Verfahrensstufe Flockung/Fällung und die von Kupfer und Nickel (s. Abbildung 5.2.9) aus der
Meßungenauigkeit unterhalb bzw. am Rand der Nachweisgrenze.
Pb Cd Cr Cu Ni Hg Zn
0
20
40
60
80
100
Elutionsgrad der Schwermetalle [%]
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
82
5.3 Recycling des Eluats
5.3.1 Flockung/Fällung
Vor der Aufkonzentrierung des Eluats durch Membranverfahren ist es notwendig, durch eine
kombinierte Flockungs-/Fällungsstufe Schwebstoffe und Partikel möglichst vollständig zu
entfernen. Der Aufbau der Versuchsanlage ist in Abbildung 5.3.1 dargestellt.
Klarlauf
Sedimentationschlamm
Kompost-
aufschlämmung
1
2
1. FeNO
2. KOH-Lsg.
3. Flockungsmittel
3
Abbildung 5.3.1: Flockung/Fällung
Das Zeta-Potential ist ein Maß für die Oberflächenladung von Partikeln oder kolloidalen
Substanzen. Um eine optimale Koagulation der Flocken zu gewährleisten, wird durch die Be-
stimmung des Zeta-Potentials, unter Berücksichtigung des Betrags und des Vorzeichens, die Art des
Flockungshilfsmittels (kationisch, anionisch oder neutral) ermittelt.
In Vorversuchen wird zum einen mit Hilfe von Zeta-Potentialbestimmungen das für die Matrix
geeignete Flockungsmittel bestimmt und zum anderen die Reaktionsführung (Konzentrationen an
Eisen(III)-Salz und Flockungsmittel, Rührzeiten) optimiert. Im Gegensatz zu dem üblicherweise als
Fällung-/Flockungsmittel eingesetzten Eisenchlorid wird Eisennitrat verwendet. In Hinblick auf die
weitere Verwendung des Klarlaufs als Flüssigdünger wird dadurch einerseits die unerwünschte
Aufsalzung mit Chlorid vermieden und andererseits erfolgt eine Anreicherung an der Pflanzen-
nährstoffkomponente Stickstoff. Die Einstellung des vor der Flockung notwendigen pH-Werts >7
erfolgt zur Vermeidung von hohen Natriumfrachten und zur Kaliumanreicherung (Verringerung
von Konditionierungskosten) anstatt mit NaOH durch KOH.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
83
Die Separierung der Flocken nach der Fällung/Flockung wird alternierend durch Sedimentation im
Reaktionskessel durchgeführt.
5.3.1.1 Versuchsdurchführung
In einem 600 l Glasfaserrührkessel werden 470 l Eluat mit
7 l Eisen(III)-nitrat-Lösung (34%)
als Flockungsmittel versetzt und 10 min intensiv gerührt. Der pH-Wert fällt dabei auf 5.1 ab, so
dass
7,7 l KOH-Lösung (20%)
zudosiert werden, um einen für die anschließende Flockung notwendigen pH-Wert von > 7
einzustellen. Nach 1 min Rühren werden
14,1 l Ecofol 140-Lösung (0,1%)
unter starkem Rühren in den Kessel gegeben und weitere 10 min intensiv gerührt. Die
anschließende Sedimentation der Flocken erfolgt innerhalb von 10 min. Der Klarlauf wird über den
freien Ablauf abgezogen.
5.3.1.2 Ergebnisse
Der Sedimentationsschlamm weist einen Trockensubstanzgehalt von 8,6% auf. Der Huminstoff-
gehalt beträgt 4,17%.
Der sehr geringe TS-Gehalt kann im technischen Betrieb bei Verwendung der Sedimentation zur
Flockenseparation durch Optimierung der Reaktorgeometrie (
→
Erhöhung des hydrostatischen
Drucks) weiter gesteigert werden. Eine weitere Erhöhung des TS-Gehalts könnte mit Hilfe der
Flotation zur Flockenseparation erzielt werden. Diese hätte allerdings höhere Investitions- und
Betriebskosten zu Folge. Die Art des Verfahrens ist somit abhängig von dem weiteren
Verwendungszweck, d.h. gewünschtem TS-Gehalt des Sediment- bzw. Flotatschlamms.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
84
5.3.2 Membranverfahren
5.3.2.1 Aufbau der Laboranlage
Die Membranfiltrationsversuche werden in einer Labor-Membranfiltrationsanlage vom Typ LONI,
der Firma CSM (Bretten) durchgeführt. In Abbildung 5.3.2 ist der Aufbau der Anlage schematisch
wiedergegeben. Der Feed wird aus dem 11,5 Liter fassenden Vorratstank über eine Hochdruck-
pumpe in das Membranmodul gefördert. Über ein in der Retentatleitung eingebautes Ventil kann
der Transmembrandruck im Bereich von 1-64 bar variiert werden. Die Förderleistung der Pumpe
beträgt unabhängig vom Gegendruck 560 l/h. Da bei diesem Volumenstrom die Kapazität des
Vorratsbehälters nur für ca. eine Minute ausreichende würde, wird das Retentat in die Vorlage
zurückgeführt.
Abbildung 5.3.2: Membrananlage LONI der Fa. CSM (PI: Drucksensor, T: Thermometer,
LF1/2: Leitfähigkeitselektrode, FI: Rotameter)
Aufgrund der mit 1,1 KW relativ hohen Pumpenleistung [CSM, 1997] muss der Vorlagebehälter
über einen Wärmetauscher gekühlt werden, da anderenfalls die in das System eingetragene Energie
zu einer starken Erwärmung führen würde. Die Thermostatisierung erfolgt über einen an den
Wärmetauscher angeschlossenen Kryostaten.
Bei dem verwendeten Membranmodul handelt es sich um das Disc-Tube-Modul (DT-System) der
Fa. Pall-Rochem (Hamburg) [Fa. Pall Rochem, 2000]. Ein Ausschnitt des Aufbaus dieser
Kissenmodulart ist in Abbildung 5.3.3 skizziert. Hydraulikscheiben und Membrankissenwerden bei
LF 2
PI
LF 1
Kryostat
T
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
85
dieser Bauform abwechselnd über einen zentralen Zuganker gestapelt. Die Membranfläche kann
über die Anzahl der Kissen verändert werden. In dieser Anlage können maximal 23 Kissen, das
entspricht 1 m2 Membranfläche, montiert werden.
Abbildung 5.3.3: DT-Modul
Zwischen den Trägerscheiben und den dazwischenliegenden Membrankissen befinden sich
Strömungskanäle, durch die der Feed tangential über die Membran geführt wird. Durch den
Transmembrandruck wird das Permeat in die Kissen hineingedrückt, von wo es in einen Permeat-
kanal am Zuganker gelangt. Der Scheiben- und Kissenstapel wird auf beiden Seiten jeweils durch
eine Edelstahlplatte begrenzt. Für die Zu- bzw. Abläufe von Feed, Retentat und Permeat befinden
sich Durchführungen in einer der beiden Platten. Der vormontierte Stapel wird in ein GFK-
Druckrohr geschoben. Durch einen Ringspalt zwischen den Hydraulikscheiben und diesem Druck-
rohr wird der Feed zur ersten Membranplatte gefördert.
In der Permeatleitung sind ein mit Reedkontakten ausgerüsteter Schwebekörper-Durchflussmesser
und eine Leitfähigkeitsmesszelle angebracht. Eine weitere Leitfähigkeitsmesszelle befindet sich
zusammen mit einem Widerstandsthermometer im Vorratsbehälter. Die Druckmessung erfolgt
zwischen Pumpe und Membranmodul. Die Messsignale werden über einen A/D-Wandler mit dem
PC erfasst.
Fließkanal
Permeat
Membrankissen
Dichtungsring
Modulträger
Fließkanal
Rohwasser
Fließkanal
Konzentrat
Hydraulikscheibe
Gehäuse
(Druckrohr)
Permeat Konzentrat
Rohwasser
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
86
5.3.2.2 Umkehrosmose
Das DT-Modul wird für den Umkehrosmoseversuch mit Membrankissen vom Typ FT 30 SW der
Fa. FilmTec bestückt. Der Aufbau der Composit-Membran ist in Abbildung 5.3.4 skizziert. Die
aktive Schicht der Membran besteht aus Polyamid. Die chemische Struktur ist in Abbildung 5.3.5
dargestellt. Unter der aktiven Schicht befindet sich eine Mikrofiltrationsmembran aus Polysulfon.
Die stabilisierende Schicht besteht aus einem Polyesternetz.
Abbildung 5.3.4: Aufbau der TFC (Thin Film Composite)- Membran, Typ FT 30
Abbildung 5.3.5: Chemische Struktur der Polyamidmembran
In kontinuierlichen Membrananlagen wird die Ausbeute bestimmt durch den Permeatfluss. Eine
Erhöhung wird verfahrenstechnisch durch die Reihenschaltung von Modulen (s. Abbildung 4.5.4)
erzielt.
Die Membrananlage LONI lässt aufgrund des geringen Volumens im Vorratsbehälters nur einen
diskontinuierlichen Betrieb zu.
In diskontinuierlichen Membrananlagen ist die Ausbeutesteigerung durch die Rückführung des
Retentats zu dem Feedstrom zu realisieren (s. Abbildung 4.5.5). Die Permeatausbeute ist somit
0.2 µm
40 µm
120 µm
Polyamid
Polysulfon
Aktive Schicht
Mikroporöse
Polysulfon-
Membran
Stützschicht
(Polyesternetz)
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
87
unabhängig vom Permeatvolumenstrom und kann so lange durch Retentatrückführung erhöht
werden, bis der osmotische Druck dem Transmembrandruck entspricht. Die Salzkonzentration des
Permeats kann durch das Durchlaufen einer zweiten Umkehrosmosestufe weiter reduziert werden
(s. Abbildung 4.5.7). Die verwendete Umkehrosmoseschaltung ist in Abbildung 5.3.6 dargestellt.
Die erste Umkehrosmosestufe wird zur Optimierung der Ausbeute durchgeführt. Die zweite
Umkehrosmoseschaltung dient zur Erhöhung der Permeatqualität.
Abbildung 5.3.6: Zweistufige diskontinuierliche Umkehrosmoseschaltung [[...L]: Theoretisches
Volumen unter der Annahme, dass keine Probenahme erfolgt]
In der Tabelle 5.3.1 sind Durchschnittswerte der Betriebsgrößen, der erreichten Ausbeuten und der
Permeatqualitäten gegenüber gestellt.
V’
p
V
&
T
VF VP Ausbeute
F
? R
? P
?
[bar] )]mh/(l[2 [°C]
[l] [l] [%] [µS/cm]
[µS/cm]
[µS/cm]
1 41 7,7 26 115 105,5 91,7 21550 119000 3109
2 47 61 26 104,5
101,5 97,1 3109 27250 227
Tabelle 5.3.1: Betriebsparameter der Umkehrosmoseversuche 1+2
Während der ersten Umkehrosmoseschaltung bildet sich im Vorratsbehälter ein weißer
Niederschlag, der durch eine Analyse als Calciumcarbonat identifiziert wird. Dieses massive
Ausfallen von CaCO3 (s. Tabelle 5.3.2) führt zu einem nur sehr geringen durchschnittlichen
Permeatfluss.
UO 1
91,7%
UO 2
97,1%
Permeat 1
Retentat
Retentat 2
Klarlauf
1 L Probe
Retentat 1
Permeat
(89,0%)
Permeat 2
[115 L]
101,5 L
[102,4 L]
3 L
[3,1 L]
[105,5 L]
[9 L]
12,5 L
[12,6 L]
UO 1
91,7%
UO 2
97,1%
UO 2
97,1%
Permeat 1
Retentat
Retentat 2
Klarlauf
1 L Probe
Retentat 1
Permeat
(89,0%)
Permeat 2
[115 L]
101,5 L
[102,4 L]
3 L
[3,1 L]
[105,5 L]
[9 L]
12,5 L
[12,6 L]
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
88
Bei einer Ausbeute von 91,7% wird der Versuch abgebrochen, da der Permeatfluss nur noch sehr
gering ist (3 )mh/(l2) und entsprechend kaum noch Salzrückhalt statt findet.
Somit wird die angestrebte Ausbeute von 97,5% nicht erreicht, da eine weitere Aufkonzentrierung
den Salzgehalt des Permeats erheblich erhöht hätte.
V’ c(Ca)F
c(Ca)R
c(Ca)P m(Ca)aus
m(CaCO3)aus
[mg/l] [mg/l] [mg/l] [g] [g]
1 1949 10453 48,9 120 299
2 48,9 175 3,55 4,22 10,6
Tabelle 5.3.2: Calciumbilanz der Umkehrosmoseversuche 1+2
Man erkennt in Abbildung 5.3.7, dass die Rückhalte der einwertigen Ionen Kalium, Natrium und
Chlorid, die den größten Anteil der Salzfracht darstellen, mit 89.9, 86.9, bzw. 81% deutlich unter
den üblichen Rückhalten von 99% liegen. Die Ausbeute ist demnach über das sinnvolle Maß hinaus
gesteigert worden.
Die Ausbeute ist jedoch nicht durch den osmotischen Druck des Feeds limitiert, sondern aufgrund
der durch die Calciumcarbonat-Precipitation auf der Membran induzierte Permeatflussreduktion.
Eine technisch sinnvolle Möglichkeit, die Ausbeute von 97,5% zu erreichen ist somit nicht gegeben,
da durch das mineralische Fouling die Permeatflüsse, respektive die Rückhalte, von dem Ausmaß
des Calciumcarbonatscalings dominiert werden. Die Technikumsversuche bieten eine gute
Möglichkeit, ein Verfahren aufzuzeigen, welches die für das Recycling notwendige
Salzabreicherung realisiert. Hierbei muss berücksichtigt werden, dass die hohe CaCO3-
Konzentration im Kompost eine Ausnahme darstellt und geringe Ausbeuten toleriert werden. Es
muss also im Rahmen der Technikumsversuche ein Verfahren optimiert werden, dass gegenüber
wechselnden Bedingungen stabil funktioniert, d.h. der Salzgehalt im Permeat einen Grenzwert nicht
übersteigt.
Das primäre weitere Ziel dieses Technikumversuchs ist demnach, den noch hohen Salzgehalt des
Permeats der ersten Umkehrosmosestufe in einer weiteren Umkehrosmosestufe zu reduzieren, und
damit den weiteren Einsatz als Elutionsmittel zu gewährleisten.
Der nahezu vollständige Rückhalt des Calciums in der ersten Umkehrosmosestufe (s. Tabelle 5.3.2)
bedingt, dass in der zweiten Umkehrosmosestufe keine Calcium-Precipitation den Permeatfluss
reduziert und damit die Rückhalte erhöht werden. Die Ausbeute beträgt allerdings nur 97,1%, da
diese durch das notwendige Restvolumen in der Membrananlage limitiert ist.
Tabelle 5.3.1 zeigt, dass in dieser Umkehrosmosestufe sehr hohe Permeatflüsse von 61 )mh/(l2,
respektive hohe Salzrückhalte (s. Abbildung 5.3.8), erzielt werden. Die Rückhalte sind in
Abbildung 5.3.8 dargestellt. Der Rückhalt von Natrium liegt mit 96% wesentlich höher als die in
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
89
der ersten Umkehrosmosestufe. Der Rückhalt von Kalium hat sich mit 88% nur unwesentlich
verringert.
Abbildung 5.3.7: Rückhalte in der ersten Umkehrosmosestufe
Abbildung 5.3.8: Rückhalte in der zweiten Umkehrosmosestufe
0
20
40
60
80
100
Nährstoffe Spurenelemente Schwermetalle
λ NK NH4NH3 P K Mg Fe Cu Zn Mn B Mo Na Cl Pb Cd Cr Cu Ni Hg Zn Ca
97,1% Ausbeute
Rückhalt [%]
0
20
40
60
80
100
Nährstoffe Spurenelemente Schwermetalle
λ NK NH4NH3 P K Mg Fe Cu Zn Mn B Mo Na Cl Pb Cd Cr Cu Ni Hg Zn Ca
91,7% Ausbeute
Rückhalt [%]
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
90
Die Leitfähigkeit des Permeats beträgt 227 µS/cm. Somit sind die Qualitätsanforderungen an das
Permeat weit übertroffen. Die nahezu konstant hohen Permeatflüsse zeigen, dass es möglich ist, das
noch salzreiche Permeat mit vertretbaren Mehrkosten bis zu einer Leitfähigkeit von 227 µS/cm zu
entsalzen und es als Elutionsmittel verwendbar zu machen. Toleriert werden muss aber eine
geringere Ausbeute.
5.3.2.3 Nanofiltration/Umkehrosmose
Die durch die sehr geringen Permeatflüsse in der ersten Umkehrosmosestufe bedingten sehr hohen
Anlagen- (Membranfläche) und Betriebskosten (Transmembrandruck), sowie die zur Erreichung
der Permeatqualität zusätzlich notwendige Umkehrosmosestufe lassen noch weiteres verfahrens-
technisches Optimierungspotential erkennen.
In einer weiteren Versuchsreihe werden nun zur effizienteren Gestaltung des Prozesses
verfahrenstechnische Veränderungen vorgenommen. Vorrangiges Ziel ist dabei, den Einfluss des
Calciumcarbonat-Scalings auf den Permeatfluss und damit der Trennleistung zu reduzieren, um die
Betriebs- und Anlagenkosten zu minimieren.
Eine Eliminierung des Calciumcarbonats aus der Matrix wird nicht in Betracht gezogen, da die
hohe Konzentration im Fertigkompost der Charge T als Ausnahmefall angesehen wird und
Lösungsmöglichkeiten unter der Vorraussetzung des mineralischen Foulings den Prozess stabiler
bzw. flexibler gestalten.
Bei der Nanofiltration erfolgt, wie auch bei der Umkehrosmose, die Stofftrennung nach dem
Lösungs-Diffusionsmodell, allerdings durch einen zusätzlichen konvektiven Anteil bei erheblich
höheren Flüssen. Der Nachteil ist allerdings, dass nur hochmolekulare Substanzen und mehrwertige
Salze zurückgehalten werden, so dass das Permeat vor dem Einsatz als Elutionsmittel auf jeden Fall
durch eine nachgeschaltete Umkehrosmose weiter entsalzt werden muss. In der in Abbildung 5.3.9
dargestellten Schaltung Nanofiltration/Umkehrosmose wird in der Nanofiltrationsstufe schon vorab
der osmotische Druck des Feeds reduziert, so dass bei gleichem Transmembrandruck höhere Flüsse
(
→
geringere Betriebskosten) und damit höherer Ionenrückhalt in der nachgeschalteten Umkehr-
osmosestufe resultieren.
Das DT-Modul wird für den Nanofiltrationsversuch mit Membrankissen vom Typ Desal 5 der Fa.
Osmotics bestückt. Der Aufbau der Composit-Membran ist analog zu Abbildung 5.3.4. Im Gegen-
satz zu der UO-Membran besteht die aktive Membranschicht aus vernetztem Polyamid, so dass die
Oberfläche negative Ladungen (Carboxyl-Gruppen) trägt und die Trenngrenze für organische
Substanzen ca. 150 –300 Dalton beträgt. Zweiwertige und mehrwertige Anionen werden bevorzugt
zurückgehalten, wohingegen der Rückhalt einwertiger Ionen abhängig ist von der Feed-
konzentration und der Feedzusammensetzung.
Bei der Nanofiltrationsstufe wird der Schwerpunkt nicht auf das Erreichen einer möglichst hohen
Ausbeute gelegt, sondern primär auf eine hohe Permeatqualität.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
91
Abbildung 5.3.9: Recycling des Eluats durch Reihenschaltung Nanofiltration/Umkehrosmose im
diskontinuierlichen Betrieb [[...L]: Theoretisches Volumen unter der
Annahme, dass keine Probenahme erfolgt]
In der Tabelle 5.3.3 sind Durchschnittswerte der Betriebsgrößen, der erreichten Ausbeuten und der
Permeatqualitäten gegenüber gestellt.
V’
p
V
&
T
VF VP Ausbeute
F
? R
? P
?
[bar] )]mh/(l[2 [°C]
[l] [l] [%] [µS/cm] [µS/cm]
[µS/cm]
1 31 24 30 114 102 89,5 21550 43750 14400
2 55 18,3 35 101 93 92,1 14400 97000 895
Tabelle 5.3.3: NF/UO-Modulschaltung
Tabelle 5.3.3 zeigt, dass in der vorgeschalteten Nanofiltrationsstufe schon bei einem geringen
Druck ein sehr hoher Permeatfluss erreicht wird. Zur Erzielung einer möglichst hohen
Permeatqualität wird der Versuch, im Gegensatz zu der ersten Umkehrosmosestufe der Umkehros-
mosemodulschaltung, bei einem Permeatfluss von 17,5 )mh/(l2 abgebrochen. Dadurch wird nur
eine Ausbeute von 89,5% erreicht.
In Bezug auf den Rückhalt von Natrium und Kalium (s. Abbildung 5.3.10) kann in der Nano-
filtrationsstufe ein Rückhalt von 36 bzw. 66,6% gegenüber einem Rückhalt von 86,9 bzw. 89,9% in
der ersten Umkehrosmosestufe erreichen.
Abbildung 5.3.10 zeigt, dass der Rückhalt von Calcium in der Nanofiltratiosstufe nur 15% beträgt.
Der Rückhalt in Nanofiltrationen ist nicht wie bei der Umkehrosmose eine konstante Größe,
NF
89,5%
UO
92,1%
Permeat 1
Retentat
Retentat 2
Klarlauf
1 L Probe
Retentat 1
Permeat
(82,4%)
Permeat 2
[114 L]
93 L
[93,9 L]
8 L
[7,1 L]
[102 L]
[12 L]
20 L
[19,1 L]
NF
89,5%
UO
92,1%
Permeat 1
Retentat
Retentat 2
Klarlauf
1 L Probe
Retentat 1
Permeat
(82,4%)
Permeat 2
[114 L]
93 L
[93,9 L]
8 L
[7,1 L]
[102 L]
[12 L]
20 L
[19,1 L]
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
92
sondern hängt sowohl von der Feedkonzentration als auch von der Feedzusammensetzung ab. In der
Literatur [Jakobs, 2001] wird z.B. der Rückhalt von Calciumchlorid bei einem Permeatfluss von
24 )mh/(l2mit 10% angegeben.
Abbildung 5.3.10: Rückhalte in der Nanofiltrationsstufe
In Tabelle 5.3.4 ist die Calciumbilanz der kombinierten Nanofiltration/Umkehrosmose aufgeführt.
V’
c(Ca)F
c(Ca)R
c(Ca)P m(Ca)aus
m(CaCO3)aus
[mg/l] [mg/l] [mg/l] [g] [g]
1 1949 4050 1658 4,5 11,2
2 1658 4838 7,41 128 320
Tabelle 5.3.4: Calciumbilanz der NF/UO-Versuche 1 + 2
Der sehr geringe Rückhalt von Calcium in der Nanofiltrationstufe führt zu einem massiven Ausfall
von Calciumcarbonat in der nachgeschalteten Umkehrosmose, so dass der Permeatfluss durch
mineralisches Fouling reduziert wird. Bei einem Permeatfluss von 5 )mh/(l2wird der Versuch
abgebrochen. Die Rückhalte von Kalium und Natrium liegen mit 97,8 und 95% deutlich höher als
die entsprechenden Rückhalte in der zweiten Umkehrosmosstufe der reinen Umkehrosmose-
-20
0
20
40
60
80
100
Nährstoffe Spurenelemente Schwermetalle
λ NK NH4NH3 P K Mg Fe Cu Zn Mn B Mo Na Cl Pb Cd Cr Cu Ni Hg Zn Ca
Rückhalt [%]
89,5% Ausbeute
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
93
schaltung, da dieser Versuch nur bis zu einer Ausbeute von 92,1%, gegenüber 97,1% in der
Umkehrosmoseschaltung der reinen Umkehrosmosemodulschaltung, durchgeführt wird. Die
Leitfähigkeit des erhaltenen Permeats liegt mit 895 µS/cm nur geringfügig über dem des
eingesetzten Leitungswassers, aber immer noch unter dem Grenzwert von Leitungswasser, so dass
ein erneuter Einsatz als Elutionsmittel gegeben ist.
Der in Abbildung 5.3.11 erkennbare negative Rückhalt des Chlorids ist nicht wie bei den
Rückhalten einzelner Ionen während der Umkehrosmosestufen ein Phänomen der Messungenauig-
keiten bzw. Nachweisgrenze, sondern beruht auf dem nanofiltrationsspezifischen Donnan-Effekt.
Dieser induziert bei unterschiedlicher Anzahl von einwertigen Anionen und Kationen aufgrund
unterschiedlicher Durchtrittsgeschwindigkeiten eine Ladungsinhomogenität zwischen Permeat- und
Retentatseite, so dass bei einzelnen Ionen die Konzentrationen auf der Permeatseite höher sein
können als auf der Retentatseite.
Abbildung 5.3.11: Rückhalte in der Umkehrosmosestufe
5.3.2.4 Zusammenfassung
Die einstufige Umkehrosmose liefert durch das Ausfallen von Calciumcarbonat auch mit sehr
hohen Drücken und sehr geringen Permeatflüssen nicht den gewünschten Aufkonzentrierungsgrad.
Das durch die geringen Permeatflüsse stark salzbeladene Permeat kann nicht ohne weitere
Entsalzung als Recycle-Elutionsmittel in den Prozess zurückgeführt werden. Das Permeat ist
deshalb noch einmal in einer Umkehrosmosestufe aufkonzentriert worden. Das gewonnene Permeat
0
20
40
60
80
100
Nährstoffe Spurenelemente Schwermetalle
λ NK NH4NH3P K Mg Fe Cu Zn Mn B Mo Na Cl Pb Cd Cr Cu Ni Hg Zn Ca
Rückhalt [%]
92,1% Ausbeute
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
94
unterschreitet nach dieser zusätzlichen Stufe den Salzgehalt des eingesetzten Leitungswassers, so
dass die qualitativen Ansprüche an das Permeat erfüllt werden.
Ein Maß für die notwendige Membranfläche ist der Quotient M, der das Verhältnis der
Membranflächen der Umkehrosmoseschaltung zu der Nanofiltrationsschaltung definiert (s. Gleich-
ung 5.3.1).
U,P
N,P
V
V
M&
&
= (5.3.1)
mit
U,P
V
& Permeatvolumenstrom, Umkehrosmoseschaltung )]mh/(l[2
N,P
V
& Permeatvolumenstrom, Nanofiltrationsschaltung )]mh/(l[2
Mit den durchschnittlichen Permeatflüssen (s. Tabelle 5.3.1 und 5.3.3 ) berechnet sich M zu 1,63,
d.h. die Umkehrosmoseschaltung benötigt gegenüber der Nanofiltrationsschaltung 63% mehr
Membranfläche.
Die Energiekosten, d.h. die Pumpleistung berechnet sich nach
F
FP pm
PρΦ
∆
=α
& (5.3.2)
mit
P Leistung [ s/mN]
P
m
& Permeatvolumenstrom )]sm/(kg[2
α
∆F
p Transmembrandruck [Pa]
Φ
Ausbeute [-]
F
ρ Dichte des Feeds [kg/m3]
Der Quotient PQ, der das Verhältnis der Pumpleistung der Umkehrosmoseschaltung (PU) zu der
Pumpleistung der Nanofiltrationsschaltung (PN) definiert
N
U
QP
P
P= (5.3.3)
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
95
ergibt sich mit den Werten aus den Tabellen 5.3.1 und 5.3.3. zu 1,71. Das heißt, die Umkehr-
osmoseschaltung benötigt relativ zu der Nanofiltrationsschaltung 71% mehr Energie.
Die Anordnung Nanofiltration/Umkehrosmose besitzt gegenüber der Umkehrosmose- Umkehr-
osmose-Schaltung diverse Vorteile. Zum einen ist der Membranflächenbedarf um 63% reduziert.
Dadurch kann die Anlage erheblich kleiner dimensioniert werden, so dass sich die Investitions-
kosten und die laufenden Kosten für Membranersatz reduzieren. Zum anderen beträgt die
Pumpleistung nur 71% der Umkehrosmose-Schaltung, d.h. die Betriebskosten und die Investitions-
kosten für die Hochdruckpumpe verringern sich.
Nachteilig ist allerdings die schlechtere Qualität des Permeats der Nanofiltrationsschaltung
gegenüber der Qualität des Permeats der Umkehrosmoseschaltung. Das Permeat der Umkehr-
osmoseschaltung weist nur eine Leitfähigkeit von 227 µS/cm auf, gegenüber einer Leitfähigkeit von
895 µS/cm bei der Nanofiltrationsschaltung.
Die Randbedingung, dass das Permeat hinsichtlich der Leitfähigkeit Trinkwasserqualität (Leitfähig-
keit von Trinkwasser: 300-2000 µS/cm) besitzen soll, ist aber dennoch bei beiden Modul-
schaltungen gegeben.
Insgesamt kann durch die hohe Calciumfracht der eingesetzten Kompostcharge und damit auch der
des Eluats bezüglich der Modulschaltung keine belastbare Aussage getroffen werden, da durch das
mineralische Fouling jeweils in der Umkehrosmosestufe in beiden Modulschaltungen der Permeat-
fluss reduziert, respektive die Permeatqualität verschlechtert wird.
Auf jeden Fall würde ein Ausbleiben eines mineralischen Foulings im Fall beider Modul-
schaltungen die Ausbeute und die Permeatqualität deutlich steigern können.
Die weitere Auslegung einer Pilotanlage erfolgt aufgrund des geringeren Membranflächenbedarfs
und der niedrigeren Energiekosten bei ausreichender Permeatqualität auf der Grundlage der
kombinierten Nanofiltration/Umkehrosmose.
Unter der Annahme, dass die hohe CaCO3-Konzentration im Kompost und das dadurch induzierte
Scaling in der Umkehrosmosestufe eine Ausnahme darstellen, stützt sich die Berechnungsgrundlage
nicht auf die experimentellen Ergebnissen, sondern es werden empirische Berechnungsmethoden
verwendet. Die tatsächlichen Ausbeuten und Rückhalte der kombinierten Nanofiltration/Umkehr-
osmose unter der Vorraussetzung, dass keine Permeatflussreduktion und entsprechend Ausbeute-
limitierung und Erhöhung des Salzgehalts im Permeat statt finden, müssen im Rahmen einer
Pilotanlage verifiziert werden.
5.4 Konditionierung des Retentats
Die Konditionierung des Prozesswasserkonzentrats zu hochwertigem Spezialflüssigdünger wird mit
dem Retentat aus der zweistufigen Umkehrosmoseschaltung durchgeführt. Ein optimiertes
Prozesswasserrecyclingverfahren hätte allerdings aufgrund höherer Permeatflüsse und damit
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
96
geringerer Salzkonzentration im Permeat eine höhere Salzbeladung im Retentat erzeugt, so dass die
vorliegende Salzkonzentration den „worst case“ bedeutet.
Die Konditionierung wird in Anlehnung an die Zusammensetzung eines Spezialdüngers der Fa.
Substral vorgenommen, wobei das Retentat ausschließlich hinsichtlich des entsprechenden N:P:K-
Verhältnisses durch Zusatz von (NH4)H2PO4 und NH4NO3 eingestellt wird.
Das Retentat wird im gerührten Becherglas mit folgenden Zuschlägen versetzt:
36 g (NH4)H2PO4/l Retentat
38,08 g NH4NO3/l Retentat
Das Volumen nimmt dabei um 1,5% zu.
Die Analyse des Spezialdüngers, des Retentats und des zu Flüssidünger konditionierten Retentats
sind in Tabelle 5.4.1 gegenüber gestellt.
Messgröße
Spezialdünger
Retentat
konditioniertes
Retentat
Einheit
pH 3,1 7,5 n.b. -
Leitfähigkeit 460000 119500 n.b. µS/cm
NKjeldahl 28160 2940 13316 mg/l
Kalium 59700 21525 20470 mg/l
Natrium 646 3618 3439 mg/l
Magnesium 2618 1950 1854 mg/l
Mangan 133 31,3 29,8 mg/l
Ammonium-N 16399 1150 11594 mg/l
Nitrat-N 34774 2200 8426 mg/l
Chlorid 94,5 5210 4953 mg/l
Phosphor 27040 59,9 9281 mg/l
N : P : K 2,3 : 1 : 2,2 359 : 86 : 1 2,3 : 1 : 2,2 -
Tabelle 5.4.1: Analysen zur Konditionierung (n.b.: nicht bestimmt)
Die Konzentrationen der primären Pflanzennährstoffe Kalium, Stickstoff und Phosphor sind in dem
kommerziellen Spezialdünger im Vergleich zu dem konditionierten Retentat ungefähr um den
Faktor drei höher. Berücksichtigt man diese Verdünnung im Vergleich, wird deutlich, dass das
konditionierte Retentat zwar eine doppelt so hohe Magnesiumkonzentration wie der Flüssigdünger
aufweist, allerdings eine 16-fache Natrium und 159-fache Chloridkonzentration.
Im weiteren muss nun durch Pflanzenverträglichkeitsversuche der Qualitätsstatus als Flüssigdünger
überprüft werden.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
97
5.5 Qualitätsanalyse der Produkte
Die Qualität des eluierten Komposts und besonders die des konditionierten Eluat-Retentats sind
entscheidend für die Wirtschaftlichkeit des gesamten Verfahrens.
Die Qualität des eluierten Komposts bestimmt den Verkaufspreis. Die Güte des Eluat-Retentats ist
ausschlaggebend für den zu erreichenden Flüssigdünger-Marktanteil. Da die Absetzbarkeit des
Flüssigdüngers die Anlagenkapazität bestimmende Größe darstellt, kann mit steigender Qualität des
Eluat-Retentats die Anlagenkapazität erhöht, damit die spezifischen Investitionskosten reduziert
und so die spezifischen Produktionskosten vermindert werden.
Die Qualitätsanalyse wird von der Lehr- und Versuchsanstalt für Gartenbau in Hannover durchge-
führt.
Die Qualität des eluierten Komposts und des Eluat-Retentats wird sowohl durch Vorunter-
suchungen (Stickstoffimmobilisierung, Nährstoff- und Salzgehalt, pH) als auch durch
Keimpflanzenprüfung und Pflanzversuche bestimmt. Die Untersuchungen erfolgen vor dem Hinter-
grund, größere Mengen Kompost in Kultursubstrate einmischen zu können, wie es nach dem Stand
der Gütesicherung mit max. 20 oder 40 Vol. % möglich ist. Die generelle Eignung wird durch
Keimpflanzentests mit Chinakohl überprüft. Auf der Grundlage dieses Schnelltests können Aus-
sagen über das Pflanzentoxizitätspotential getroffen werden. Als Substrat werden verschiedene
Kompost-Torf-Mischungen eingesetzt. Bei Ausschluss der Pflanzentoxizität werden für die Pflanz-
versuche Substratmischungen mit unterschiedlichen Anteilen an eluiertem Kompost, Torf und Bio-
Culta-Fasern hergestellt und Versuche hinsichtlich Pflanzwachstum und Nährstoffgehalt in den
Pflanzen durchgeführt. Die Pflanzversuche mit dem Eluat-Retentat werden entsprechend der
gleichen Kriterien beurteilt.
5.5.1 Eigenschaften des eluierten Kompostes/Voruntersuchungen
Der eluierte Kompost weist eine starke Verpilzung bei gleichzeitig erhöhter Temperatur auf.
Ein Brutversuch ergab mit – 972 mg N pro Liter Kompost eine extrem starke Stickstoff-
immobilisierung. Zum Ausgleich dieser Ausgangsdefizite werden zur Kompensation der starken
Stickstoffbindung 1000 mg N/l Kompost als Ammoniumnitrat zugesetzt und das Material nach
Befeuchtung einer Kompostierung unterzogen.
Am Ende der nachgeschalteten Kompostierung ist die Stickstoffbindung mit – 526 mgN/l Kompost
um annähernd 50% reduziert und die nachfolgenden Pflanzenversuche somit nicht durch eine
Stickstofflimitierung gehemmt.
Die Analysenwerte des Komposts unterscheiden sich sehr deutlich von denen herkömmlicher
Bioabfallkomposte durch die wesentlich geringeren Nährstoff- und Salzgehalte sowie den relativ
günstigen pH-Wert von 7,0. Hervorzuheben sind die vorteilhaft geringen Gehalte an Natrium und
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
98
Chlorid. Allein aus der Sicht der chemischen Beschaffenheit kann der eluierte Kompost als Substrat
für gärtnerische Kulturen eingesetzt werden.
Als nachteilig erweist sich die plattige Struktur des Komposts. Trotz einer starken mechanischen
Bearbeitung (Prinzip Hammermühle), bleibt die Struktur sehr krümelig. Die Folge ist ein geringes
Wasserspeichervermögen im Vergleich zu herkömmlichen Komposten.
5.5.2 Keimpflanzentest mit Chinakohl
Der Keimpflanzentest wird über einen Zeitraum von zwei Wochen durchgeführt. Als Substrat
werden Mischungen aus eluiertem Kompost und Torf mit einem Anteil des eluierten Komposts von
20-100% eingesetzt. Die Substrate werden mit einem Mehrkomponentendünger (N-P-K: 18-12-18
(Massenprozent)) auf 200 mg/l aufgedüngt. Die Pflanzengewichte des Chinakohls bei den
unterschiedlichen Substraten zeigen keine signifikanten Abweichungen (s. Tabelle 5.5.1).
Substrat Pflanzengewicht
FM [g/Pfl.] FM [%]
20% el. K. + 80% Torf
40% el. K. + 60% Torf
60% el. K. + 40% Torf
80% el. K. + 20% Torf
100% el. K.
11,7
10,0
11,2
10,8
10,2
101,7
87,0
97,4
93,9
88,7
Standardsubstrat 11,5 100
Tabelle 5.5.1: Keimpflanzentest mit Chinakohl (FM: Feuchtmasse)
Damit ist eine generelle Pflanzentoxizität auszuschließen, so dass im Rahmen von Pflanzentests
detailliertere Untersuchungen vorgenommen werden können.
5.5.3 Untersuchungen mit Tagetes „Sparky“
Während eines Zeitraums von zwei Monaten wird ein orientierender Versuch mit Tagetes „Sparky“
durchgeführt.
Die Art der Substratmischungen und die Aufdüngung des Substrate sind in Tabelle 5.5.2 dargestellt.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
99
Nr. Substratmischungen
(Gesamtmenge = 6 l)
Nährstoffzusatz [g]
(N-P-K: 18-12-18)
1 100% EEP -
2
3
4
5
20% el. K. + 80% TKS1
40% el. K. + 60% TKS1
60% el. K. + 40% TKS1
80% el. K. + 20% TKS1
3,6
4,1
4.8
4,8
6
7
8
9
20% el. K. + 80% B.-C.-F.
40% el. K. + 60% B.-C.-F.
60% el. K. + 40% B.-C.-F.
80% el. K. + 20% B.-C.-F.
9,0
9,0
9,0
9,0
10 100% el. K. 6,0
Tabelle 5.5.2:
Substratmischungen (EEP: Standard-Substrat, el. K.: eluierter Kompost,
TKS1: Torf, B.-C.-F.: Bio-Culta-Faser)
Mit der Aufdüngung ist das Ziel verknüpft, in den Mischungen mit TKS und dem reinen Kompost
ca. 200 mg/l Substrat zu erreichen und in den Mischungen mit Holzfasern (B.-C.-F.) ca.
250 mg N/l Substrat. In den Holzfasermischungen soll durch ein etwas höheres N-Niveau eine
Stickstoffimmobilisierung vermieden werden. Dies ist mit den zulässigen Schwankungen gelungen,
wie die Gehalte in den Substratmischungen zu Versuchsbeginn zeigen (s. Tabelle 5.5.3).
Die Tagetessämlinge werden zu je drei Pflanzen in 12 cm-Töpfe pikiert und das Verfahren mit drei
mal 5 Töpfen wiederholt.
Die flüssige Nachdüngung erfolgt mit einem Mehrnährstoffdünger (N:P:K: 15-5-25) der
Konzentration 1 g/l Wasser.
Der Eluat-Flüssigdünger wird durch Zusatz von entsprechenden Mengen an mineralischem
Stickstoff und Phosphat auf ein ähnliches Nährstoffverhältnis eingestellt.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
100
Substrate/Behandlung pH-Wert
Nährstoffgehalt [mg/l] Salz [g/l]
N P2O5 K20
VB
VE
VB
VE
VB
VE
VB
VE
VB
VE
EEP + 15-5-25
EEP + Komposteluat
6,0
6,0
5,4
5,5
135
135
109
421
60
60
82
330
142
142
244
289
1,06
1,06
2,46
3,69
20% el. K. + 80% TKS1
40% el. K. + 60% TKS1
60% el. K. + 40% TKS1
80% el. K. + 20% TKS1
5,8
6,4
6,7
7,1
5,5
5,9
6,2
6,4
213
233
228
204
209
288
298
418
127
97
71
60
166
127
87
73
329
467
557
605
375
456
497
635
1,54
1,63
1,71
1,64
2,69
3,12
3,31
3,86
20% el. K. + 80% B.-C.-F.
40% el. K. + 60% B.-C.-F
60% el. K. + 40% B.-C.-F
80% el. K. + 20% B.-C.-F
6,6
7,0
7,1
7,3
6,5
6,7
6,5
6,5
220
272
293
280
32
80
267
301
114
109
95
82
118
81
79
90
314
464
590
681
222
374
507
495
1,06
1,41
1,68
1,85
1,90
2,29
3,26
3,34
100% el. K. 7,4 6,5 209 382 55 85 681 571 1,74
3,71
Tabelle 5.5.3:
Nährstoffgehalte in Substraten mit steigenden Anteilen von eluiertem Kompost bei
Versuchsbeginn (VB) und Versuchsende (VE)
5.5.3.1 Pflanzenwachstum
Betrachtet man in Tabelle 5.5.4 das durchschnittliche Pflanzengewicht, so fällt auf, dass in keiner
der Mischungsvarianten mit eluiertem Kompost das Wachstum im Vergleich zum Standard erreicht
wird.
In den Mischungen aus Kompost und Holzfasern ist besseres Wachstum zu verzeichnen als in den
Mischungen mit Torf.
Das geringste Wachstum wird in reinem Kompost erzielt.
Überraschend schlecht ist allerdings das Wachstumsergebnis im Torf-Tonsubstrat in Kombination
mit der Nachdüngung mit dem Eluat-Flüssigdünger.
Kritisch sind die starken Schwankungen zwischen den einzelnen Töpfen gleicher Behandlung.
Pflanzen, die ein geringeres Gewicht aufweisen, besitzen allerdings nicht automatisch auch eine
schlechtere Qualität.
Die Anzahl der Blüten und Knospen pro Topf sind nicht durch die Menge an beigemischtem
Kompost beeinflusst (s. Tabelle 5.5.4).
Kritisch anzumerken sind jedoch Blattverbrennungen an den Pflanzen, die mit dem Eluat-
Flüssigdünger ernährt worden sind.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
101
Substrate/Behandlung Pflanzengewicht [g/Topf] Anzahl Blüten und Knospen
ø % ø
EEP + 15-5-25
EEP + Komposteluat
91,6
64,3
100
70
(87,1 – 94,4)
(55,0 – 70,8)
14,4
13,0
(8 - 18)
(10 - 15)
20% el. K. + 80% TKS1
40% el. K. + 60% TKS1
60% el. K. + 40% TKS1
80% el. K. + 20% TKS1
66,4
64,7
64,4
68,1
72
71
70
74
(52,5 – 77,5)
(57,5 – 73,3)
(58,1 – 76,5)
(63,1 – 77,7)
13,0
13,0
11,8
15,2
(12 – 15)
(8 – 15)
(9 – 15)
(13 – 21)
20% el. K. + 80% B.-C.-F.
40% el. K. + 60% B.-C.-F
60% el. K. + 40% B.-C.-F
80% el. K. + 20% B.-C.-F
76,9
74,6
70,9
67,2
84
81
77
73
(71,3 – 81,6)
(71,6 – 78,5)
(62,4 – 82,3)
(59,4 – 74,2)
13,6
13,0
13,6
15,2
(11 – 16)
(12 – 14)
(9 – 19)
(12 – 20)
100% el. K. 61,0 67 (55,0 – 70,3)
14,4 (10 – 18)
Tabelle 5.5.4:
Wachstum von Tagetes „Sparky“ in Substratmischungen mit steigenden Anteilen
von eluiertem Kompost
Eine wesentliche Ursache für das geringe Wachstum der Tagetes in den Mischungen mit eluiertem
Kompost ist in der Tatsache zu sehen, dass die Stickstoffgehalte in den Substraten dieser Varianten
bis Versuchsende stark angestiegen sind und zwar so stark, dass das verringerte Wachstum in den
Kompostmischungen zumindest teilweise auf die hohen Stickstoffgehalte im Substrat in
Verbindung mit den hohen Salzgehalten zurückzuführen ist (s. N-Gehalte im Substrat zu
Versuchsende in Tabelle 5.5.3). Stickstoffgehalte zwischen 50 und 100 mg/l Substrat während der
Kultur sind für die meisten Zierpflanzen optimal.
Das bessere Abschneiden der Pflanzen im Standardsubstrat und den Varianten mit 60 und 80 Vol %
Bio-Culta-Faser sind ein Beleg für das bessere Wachstum bei einem optimalen Stickstoffgehalt im
Substrat.
5.5.3.2 Nährstoffgehalte in den Pflanzen
Die Gehalte an Haupt- und Spurenelementen sowie die Gehalte an Natrium und Aluminium sind
den Tabelle 5.5.5 und 5.5.6 zu entnehmen.
Bezüglich der Hauptnährstoffe sind keine deutlichen Unterschiede zu erkennen, die durch den
Kompostanteil verursacht sein können. Das trifft auch auf das unerwünschte Natrium zu.
Betrachtet man die Spurennährstoffe, so sind erhöhte Gehalte bei Zink und Bor zu verzeichnen.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
102
Substrate/Behandlung Hauptnährstoffe [%]
N P K Mg Ca S (Na)
EEP + 15-5-25
EEP + Komposteluat
6,02
5,91
1,07
0,96
6,05
5,04
0,50
0,49
3,07
3,51
0,91
0,77
0,05
0,03
20% el. K. + 80% TKS1
40% el. K. + 60% TKS1
60% el. K. + 40% TKS1
80% el. K. + 20% TKS1
6,14
5,97
5,70
6,03
1,08
0,96
0,91
0,92
5,85
5,54
5,25
6,05
0,54
0,51
0,49
0,50
3,55
3,42
3,41
3,40
0,90
1,08
0,90
0,92
0,05
0,04
0,04
0,05
20% el. K. + 80% B.-C.-F
40% el. K. + 60% B.-C.-F
60% el. K. + 40% B.-C.-F
80% el. K. + 20% B.-C.-F
4,94
6,29
6,02
5,89
0,90
0,93
0,90
0,85
7,21
7,12
6,08
6,28
0,45
0,48
0,46
0,45
2,50
2,93
2,99
3,11
1,19
0,91
0,85
1,04
0,04
0,05
0,04
0,05
100% el. K. 5,65 0,80 6,25 0,47 3,27 1,27 0,04
Tabelle 5.5.5:
Hauptnährstoffgehalte in Tagetes „Sparky“ bei Kultur in Substraten mit
steigenden Anteilen an eluiertem Kompost und Nachdüngung mit Komposteluat
(„Flüssigdünger“) im Vergleich zu einem Mehrnährstoffdünger (N-P-K: 15-5-25)
Die erhöhten Gehalte in den Holzfasermischungen sind jedoch nicht ausschließlich durch den
Kompostanteil bedingt.
Die erhöhten pH-Werte in den Substraten mit Kompost haben eine noch stärkere Aufnahme von
Spurennährstoffen verhindert. Das gilt auch für die unkritischen Aluminiumgehalte in der
Pflanzenmasse (s. Tabelle 5.5.6).
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
103
Substrate/Behandlung Spurennährstoffe [%]
Cu Mn Zn Fe B (Al)
EEP + 15-5-25
EEP + Komposteluat
23,9
22,2
143
150
135
101
140
192
56,4
52,8
47,4
64,4
20% el. K. + 80% TKS1
40% el. K. + 60% TKS1
60% el. K. + 40% TKS1
80% el. K. + 20% TKS1
21,1
24,0
29,0
32,1
133
116
136
79,8
137
178
189
187
163
140
137
127
60,8
59,8
61,6
64,9
68,3
55,0
50,7
52,0
20% el. K. + 80% B.-C.-F
40% el. K. + 60% B.-C.-F
60% el. K. + 40% B.-C.-F
80% el. K. + 20% B.-C.-F
31,0
38,7
33,1
30,0
139
92,6
104
169
181
217
192
169
120
130
135
128
64,9
72,4
76,0
73,5
59,9
56,5
43,9
58,9
100% el. K. 28,7 87,2 174 117 69,2 47,1
Tabelle 5.5.6:
Spurennährstoffgehalte in Tagetes „Sparky“ bei Kultur in Substraten mit
steigenden Anteilen an eluiertem Kompost und Nachdüngung mit Komposteluat
(„Flüssigdünger“) im Vergleich zu einem Mehrnährstoffdünger (N-P-K: 15-5-25)
5.5.3.3 Zusammenfassung
Eluierte Komposte können bei der Herstellung von Kultursubstraten wegen der deutlich geringeren
Nähr- und Salzfracht in größeren Mengen als Bestandteil von gärtnerischen Kultursubstraten
eingesetzt werden als das im Vergleich zu herkömmlichen Substratkomposten möglich ist.
Zu Beginn des Versuches bereitet die starke N-Immobilisierung in Verbindung mit einer sehr
starken Verpilzung große Probleme.
Dies ist allerdings in der Verwendung von nicht ausgereiftem Frischkompost begründet, so dass
diese Probleme bei Fertigkompost als Basismaterial nicht auftreten würden.
Andererseits ist nicht auszuschließen, dass nach einer Elution, unabhängig vom Reifegrad des
verwendeten Kompostes, eine Nachrotte unter Stickstoffzusatz notwendig ist, da alle leicht
löslichen Stickstoffanteile mit dem Eluat aus dem Kompost entfernt werden.
Nicht vorhersehbar ist die starke N-Freisetzung sowohl aus dem Kompost als auch aus dem Eluat-
Flüssigdünger.
In Verbindung mit einem geschlossenen Kultursystem (die Pflanzen standen in einem Untersetzer)
führt die starke N-Freisetzung zu vermindertem Pflanzenwachstum im Vergleich zum Standard-
substrat aus Torf und Ton.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
104
5.5.4 Untersuchungen mit Elatior-Begonien „Barkos“
Die Qualität von eluiertem Kompost und Eluat muss durch Pflanzversuche mit Arten
unterschiedlicher Nährstoff- und Salzempfindlichkeit sicher gestellt werden, um allgemeine
Aussagen treffen zu können.
Die Elatior-Begonie „Barkos“ ist eine anspruchsvollere Pflanze als die Tagetes „Sparky“, so dass
mit dieser Testreihe die Eignung des eluierten Kompostes als Substrat und die maximale
Kompostzumischung für einen breiteren Einsatz in Kultursubstraten eruiert wird.
Die Pflanzen werden in 12 cm-Kunststofftöpfe getopft. Die Bewässerungsdüngung setzt nach
11 Tagen mit 0,8 g eines Mehrnährstoffdüngers (18-12-18) pro Liter Wasser ein. Die Kultur der
Pflanzen erfolgt auf Fließrinnen bei einer eingestellten Gewächshaustemperatur von 18°C Heiz-
temperatur und 24°C Lüftungstemperatur. Der Einsatz von Pflanzenschutzmitteln ist nicht erforder-
lich. Der Versuch endet nach 9 Wochen.
5.5.4.1 Substrate
Die chemischen Eigenschaften der Substrate zu Versuchsbeginn - unmittelbar nach der Mischung -
und bei Versuchsende sind in den Tabelle 5.5.7 und 5.5.8 enthalten.
Substrat pH-Wert
Nährstoffgehalt [mg/l]
N P2O5 K20
VB
VE
VB
VE
VB
VE
VB
VE
EEP (Standard) 5,5 5,2 134
71 78 204
150
197
40% el. K. + 60% Torf
60% el. K. + 40% Torf
80% el. K. + 20% Torf
40% el. K. + 40% HF + 20%Torf
60% el. K. + 30% HF + 10% Torf
6,1
6,4
6,5
6,3
6,5
6,1
6,2
6,5
6,2
6,5
266
339
468
268
376
62
73
77
52
60
119
137
147
157
161
242
212
243
242
230
329
452
560
342
452
190
195
238
220
240
Tabelle 5.5.7:
pH-Werte und Nährstoffgehalte der Substrate mit steigenden Anteilen an eluiertem
Kompost zu Beginn und Ende des Versuches mit Elatior-Begonien „Barkos“
Die Stickstoffgehalte zu Versuchsbeginn zeigen an, dass der Kompost im Vergleich zum ersten
Versuch mit Tagetes Stickstoff freisetzt, da die N-Gehalte in Abhängigkeit von der eingesetzten
Kompostmenge deutlich ansteigen. Ursache ist die durch die weiter fortschreitende Rotte
zunehmende Mineralisierung der Mikroorganismen.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
105
Substrat Salz [g/l]
VB VE
EEP (Standard) 0,89 1,15
40% el. K. + 60% Torf
60% el. K. + 40% Torf
80% el. K. + 20% Torf
40% el. K. + 40% HF + 20%Torf
60% el. K. + 30% HF + 10% Torf
1,71
2,23
2,71
1,59
2,16
0,92
0,87
1,97
0,88
0,92
Tabelle 5.5.8:
Salzgehalte der Substrate mit steigenden Anteilen an eluiertem Kompost zu Beginn
und Ende des Versuches mit Elatior-Begonien „Barkos“
Im Gegensatz zum vorrangegangenen Versuch mit Tagetes wird in diesem Fall kein zusätzlicher
Mineralstickstoff eingesetzt. Da aus anderen Untersuchungen mit Elatior-Begonien bekannt ist, dass
vorrübergehend erhöhte Gehalte an Stickstoff toleriert werden, wird aus Gründen der
Vergleichbarkeit der beiden Teilversuche vom Einmischungsverhältnis des eluierten Komposts
nicht abgewichen.
Neben den Mischungen mit Torf kommen auch Mischungen in Kombination mit Holzfasern und
deutlich verringerten Torfanteilen von nur 10 und 20 Vol % zum Einsatz.
In Abhängigkeit von der verwendeten Kompostmenge sind steigende pH-Werte zu verzeichnen. Die
Gehalte an Phosphat und Kalium liegen in allen Fällen im optimalen Bereich.
Die höheren Phosphorgehalte im Substrat zu Versuchsbeginn im Vergleich zum Versuch mit
Tagetes deuten darauf hin, dass nach Absterben des Pilzmycels verstärkt in den Pilzhyphen
gebundenes Phosphat freigesetzt wird.
Während die Gehalte der Nährstoffe Stickstoff und Kalium im Verlauf des Versuchs deutlich
sinken, ist bei Phosphat ein Anstieg zu verzeichnen. Dies ist einerseits mit dem geringeren Bedarf
der Pflanzen an Phosphat im Vergleich zu den Hauptnährstoffen Stickstoff und Kalium zu erklären,
andererseits kommt das ständige Angebot an Phosphat aus dem Mehrkomponentendünger als
Ursache in Frage.
Insgesamt liegen die Nährstoffgehalte bei Versuchsende im optimalen Bereich. Das gleiche gilt für
die pH-Werte, die bei Verwendung des nitratbetonten Mehrnährstoffdüngers über die Kulturzeit
konstant bleiben.
5.5.4.2 Pflanzenwachstum
Tabelle 5.5.9 enthält Zahlen zum Pflanzenwachstum der Elatior-Begonien. Betrachtet man das
Pflanzengewicht, so fällt auf, dass bei Mischungen mit Torf bis zu 60 Vol % eluierter Kompost
eingesetzt werden kann.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
106
Substrat Pflanzengewicht Pflanzengröße Blüte
[g/Pfl.] Pfl.-ø [cm] Pfl.-Höhe
[cm]
[%]*
EEP 347,4 19,5 34,5 67
40% el. K. + 60% Torf
60% el. K. + 40% Torf
80% el. K. + 20% Torf
40% el. K. + 40% HF + 20% Torf
60% el. K. + 30% HF + 10% Torf
326,6
320,6
272,1
316,1
270,6
20,5
19,8
19,6
19,6
18,7
36,0
34,6
33,6
34,2
34,1
43
57
33
76
33
Tabelle 5.5.9:
Pflanzenwachstum und Blühverhalten von Elatior-Begonien „Barkos“ in Substraten
mit steigenden Anteilen an eluiertem Kompost (* bei Versuchsende)
Bei den Mischungen mit Holzfasern und deutlich verringertem Torfanteil sind es bis zu 40 Vol %
Kompost.
Diese Darstellung ergibt sich aus der Tatsache, dass bei den genannten Varianten über 90% des
Wachstums im Vergleich zum Standardsubstrat erzielt wird. Eine Abweichung von weniger als
10% bedeutet bei Substratuntersuchungen in aller Regel Gleichwertigkeit, da derartige Unter-
schiede weder qualitativ noch quantitativ wahrnehmbar sind und bei Vergleichsuntersuchungen mit
verschiedenen Standardsubstraten auf Torfbasis auch immer wieder zu verzeichnen sind.
Hinsichtlich der erfassten Daten zu Höhe und Durchmesser der Pflanzen sind keine wesentlichen
Unterschiede zwischen den verschiedenen Substraten zu erkennen.
Das unterschiedliche Blühverhalten der Pflanzen ist weniger substratspezifisch, sondern ist in
diesem Versuch auch auf die unterschiedliche Jungpflanzenqualität zurückzuführen.
5.5.4.3 Nährstoffgehalt in den Pflanzen
Die Nährstoffgehalte in den Pflanzen zu Versuchsende sind in den Tabelle 5.5.10 und 5.5.11
dargestellt.
Die Stickstoffgehalte in den Pflanzen sind in allen Substraten nahezu identisch. Das gleiche gilt für
die Phosphatgehalte. Dagegen weisen die Pflanzen aus den Substraten mit eluiertem Kompost
erhöhte Kaliumgehalte auf. Nahezu identisch sind auch die Gehalte an Magnesium, Calcium und
Schwefel.
Im Gegensatz zu den Tagetes liegen die Spurennährstoffgehalte deutlich niedriger, jedoch in
Größenordnungen, wie sie bei Elatior-Begonien bei pH-Werten im Bereich um 6,0 üblich sind.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
107
Substrat Hauptnährstoffe [%]
N P K Mg Ca S
EEP (Standard) 3,68 0,70 3,69 0,42 1,38 0,47
40% el. K. + 60% Torf
60% el. K. + 40% Torf
80% el. K. + 20% Torf
40% el. K. + 40% HF+20%Torf
60% el. K. + 30% HF+10% Torf
3,86
3,86
3,96
3,68
3,86
0,67
0,65
0,59
0,65
0,62
4,14
4,17
3,86
4,11
3,90
0,40
0,41
0,41
0,46
0,41
1,57
1,70
1,65
1,45
1,50
0,46
0,47
0,46
0,46
0,46
Tabelle 5.5.10:
Nährstoffgehalte von Elatior-Begonien „Barkos“ in Substraten mit steigenden
Anteilen an eluiertem Kompost
Substrat Spurennährstoffe [mg/kg]
Cu Mn Zn Fe B
EEP (Standard) 8,5 78,8 31,3 91,8 54,8
40% el. K. + 60% Torf
60% el. K. + 40% Torf
80% el. K. + 20% Torf
40% el. K. + 40% HF+20%Torf
60% el. K. + 30% HF+10% Torf
7,9
8,8
8,6
8,5
9,1
77,,0
63,6
58,4
55,5
51,4
30,5
37,2
36,7
34,5
36,3
95,5
139,0
123,0
95,0
110,0
55,1
57,2
55,1
59,0
57,1
Tabelle 5.5.11:
Spurenelemente von Elatior-Begonien „Barkos“ in Substraten mit steigenden
Anteilen von eluiertem Kompost
Aus anderen Untersuchungen ist bekannt, dass Elatior-Begonien auch bei niedrigeren pH-Werten
ein geringeres Aneignungsvermögen für Spurennährstoffe besitzen, wie z.B auch Tagetes.
5.5.4.4 Zusammenfassung
Wegen der längeren Lagerung des eluierten Komposts und entsprechend vollständigerer Rotte,
treten bei den Pflanzversuchen mit Begonien weniger Probleme auf als bei denen mit Tagetes.
Es bestätigt sich bei diesem Versuch, dass auch bei der empfindlicheren Begonie ein hoher Anteil
an eluiertem Kompost im Substrat verwendet werden kann, im Vergleich zu den herkömmlichen
Substratkomposten, die nur bis zu 40% zu nährstoffarmen Basissubstraten zugesetzt werden dürfen.
Wegen der ungünstigen Wirkung bei Tagetes wird der Eluat-Flüssigdünger bei den Elatior-
Begonien nicht eingesetzt.
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
108
Hinsichtlich der Konditionierung des Flüssigdüngers ist weitere Entwicklungsarbeit notwendig.
Zu prüfen ist auch, ob eluierte Komposte unabhängig vom Reifegrad einer Nachrotte unter Zugabe
definierter N-Mengen zu unterziehen sind.
5.6 Zusammenfassung
Die technische Umsetzung des Verfahrenskonzepts ist erfolgreich bestätigt worden. Weiterhin wird
durch die Versuche weiteres Optimierungspotential erkannt und zum größten Teil realisiert, so dass
die Stabilität und Flexibilität des Verfahrens weiter verbessert werden. Auf der Grundlage dieser
Versuche ist es nun möglich, eine funktionierende Pilotanlage zu konzipieren und im weiteren
Systemparameter im laufenden Betrieb aufeinander abzustimmen.
Der verwendete Fertigkompost, der einen sehr geringen Wassergehalt und hohen Calcium-
carbonatgehalt aufweist, stellt mit Sicherheit ein anspruchsvolles Versuchsmaterial dar, so dass die
trotz der Widrigkeiten erfolgreiche Elution auf jeden Fall für die Betriebssicherheit des Verfahrens
spricht.
Der sehr geringe Wassergehalt des Frischkomposts führt während der ersten Elution im
Pflugscharmischer, bei der zusätzlich Salpetersäure zugesetzt wird, zu einem Material mit sehr
wenig freiem Oberflächenwasser und einer durch den Säureeintrag hohen Salzbeladung. Die
Abpressung durch eine spezifizierte Ballenpresse, die eine starke Abhängigkeit des Entwässerungs-
grades von der Deckschichthöhe aufweist, ist nur sehr eingeschränkt geeignet, so dass nach dem
dritten Elutionszyklus ein eluierter Kompost erhalten wird, der einen sehr hohen Wassergehalt und
zudem noch einen Anteil Restsäure aufweist und für Pflanzenverträglichkeitsversuche völlig
ungeeignet ist. Zur weiteren Eluatabtrennung wird der eluierte Kompost bei der Fa. Flottweg mit
einer Siebbandpresse bis auf einen TS-Gehalt von 48,8% entwässert.
Der Salzgehalt des Komposts kann durch die Elution, trotz der unzureichende
Entwässerungsleistung der Ballenpresse nach den ersten beiden Elutionszyklen und entsprechend
geringer Salzentfrachtung, von 5,3 auf 1,5 g/l FS reduziert werden.
Somit werden die Randbedingungen des Verfahrens, einen Wassergehalt des eluierten Kompost von
<50% und einen Salzgehalt von <2,5 g/L FS zu erzielen, bei weitem übertroffen. Der direkte
Einsatz einer Siebbandpresse zur Phasenseparation nach jedem Elutionszyklus hätte den Salzgehalt
im eluierten Kompost noch weiter reduziert.
In der nachfolgenden Verfahrensstufe zur Feststoffelimination des Eluats mittels Flockung/Fällung,
als Vorbereitungsstufe für die weitere Aufkonzentrierung, kann der Feststoffgehalt des Eluats von
15 g/l auf 0,25 g/l reduziert werden. Der TS-Gehalt des Sedimentationsschlamms beträgt 8,6%,
wobei Optimierungspotential durch Erhöhung des hydrostatischen Drucks im Sedimentations-
becken oder durch Verwendung der Flotation zur Flockenseparation vorhanden ist.
Die einstufige diskontinuierliche Umkehrosmose verläuft zunächst nicht erfolgreich. Durch das
Scaling von Calciumcarbonat ist der Permeatfluss stark reduziert und entsprechend die Salzfracht
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
109
im Permeat sehr hoch. Dadurch wird zum einen die erzielbare Ausbeute nicht erreicht und zum
anderen ist der erneute Einsatz des Permeats als Elutionsmittel ohne weitere Aufbereitung nicht
möglich.
Der Randbedingung des Elutionsverfahrens, eine Permeatausbeute von 97,5% zu erreichen, wird im
Rahmen der Technikumsversuche nicht weiter nachgegangen, da der hohe Calciumgehalt der
verwendeten Kompostcharge, der die Ausbeute limitiert, eine Ausnahme darstellt. Die Versuche
werden ausschließlich unter dem Kriterium fortgesetzt, die Qualität des Permeats so zu erhöhen,
dass es erneut als Elutionsmittel in dem Elutionsprozess eingesetzt werden kann. Eine calciumarme
Charge würde die Ausbeute und die Permeatflüsse und damit den Salzrückhalt weiter erhöhen.
Eine weitere Entsalzung des Permeats durch Umkehrosmose liefert schließlich ein Permeat mit
einem Salzgehalt, das stark unter dem von dem eingesetzten Trinkwasser liegt. Eine erneute Elution
von Kompost mit dem Permeat als Elutionsmittel würde, durch die Salzverteilung im Kompost und
Eluat nach der Freundlich-Isothermen, eine verstärkte Salzabreicherung des Komposts zur Folge
haben.
Die hohen Anlagen- und Betriebskosten des Verfahrens können durch eine veränderte Verfahrens-
technik reduziert werden. Es zeigt sich, dass eine vorgeschaltete Nanofiltrationsstufe, die bei einem
geringeren Transmembrandruck hohe Flüsse bei allerdings geringerem Rückhalt liefert, ausreicht,
um in der nachgeschalteten Umkehrosmose ein Permeat zu erzeugen, dass eine höhere Leitfähigkeit
des Permeats als das aus der zweistufigen Umkehrosmose liefert, aber immer noch Trinkwasser-
qualität aufweist.
Diese Modulschaltung weist aber, ebenso wie die zweistufige Umkehrosmose, einen sehr starken
Calciumcarbonat-Ausfall in der Umkehrosmosestufe auf. Durch den Einsatz der kombinierte
Nanofiltration/Umkehrosmose können aber, im Gegensatz zur zweistufigen Umkehrosmose, die
Membranfläche um 63% und die Energiekosten um 71% reduziert werden.
Unter dem Aspekt, dass die eingesetzte Kompostcharge hinsichtlich des Calciumanteils eine
Ausnahme darstellt, werden in einer Pilotanlage entsprechend höhere Ausbeuten, höhere Flüsse und
damit geringere Salzkonzentrationen im Permeat erzielt werden. Die folgende Kostenrechnung
erfolgt demnach auf der Grundlage von allgemeinen Berechnungsansätzen.
Die Qualitätsanalyse der Produkte eluierter Kompost und konditioniertes Retentat-Eluat wird von
der Lehr- und Versuchsanstalt für Gartenbau in Hannover durchgeführt. Der eluierte Kompost wird
zunächst unter Zusatz von Stickstoff einer Nachrotte unterzogen, um ein hygienisch stabilisiertes
Produkt zu erhalten.
Die Prüfung der Qualität des eluierten Komposts erfolgt durch Keimtests mit Chinakohl, die
Hinweise auf eine generelle Pflanzentoxizität liefern. Weiterhin werden Pflanzversuche mit
Tagetes und Begonien durchgeführt, auf deren Grundlage das maximal mögliche Einmischver-
hältnis zu nährstoffarmen Basissubstraten ermittelt wird. Die Keimtests mit Chinakohl verlaufen
positiv, d. h. der eluierte Kompost ist nicht pflanzentoxisch und somit generell als Substratkompost
geeignet. Die Pflanzversuche mit Tagetes zeigen, dass der eluierte Kompost zu 100% als Torfersatz
für die Herstellung von Kultursubstraten verwendet werden kann. Auf der Basis der Pflanzversuche
mit Begonien kann das Mischungsverhältnis mit Torf zu 60% und mit Holzfasern zu 40% ermittelt
Kapitel 5. Verfahrensdurchführung
110
werden. Damit wird der angestrebte Einmischungsanteil von 40% bei weitem übertroffen. Die
Pflanzversuche mit dem konditionierten Retentat-Eluat verlaufen negativ, da dieses, ebenso wie der
eluierte Kompost, nicht hygienisch stabilisiert ist, so dass die Pflanzen aufgrund der hohen
biologischen Aktivität Blattverbrennungen aufweisen.
Bei dem Einsatz von hygienisch stabilisierten Fertigkompost als Elutionssubstrat würden diese
Probleme nicht auftreten und die Qualitätsanforderungen des Retentat-Eluats könnten durch
entsprechende Konditionierung eingestellt werden. Das optimierte Elutionsverfahren ist in
Abbildung 5.6.1 gestellt.
Abbildung 5.6.1: Verfahrensfließbild auf der Grundlage eines Erdenwerks
Die Volumenströme beziehen sich auf die Elution von Kompost in einer Pilotanlage mit einem
Jahresdurchsatz von 26.000 t. Es werden unter der Vorraussetzung eines 3-Schichtbetriebs 250
Arbeitstage pro Jahr angenommen. Die Angaben beruhen auf der Grundlage der Technikums-
versuche, bzw. die Membranstufe ist auf der Grundlage von Brackwasser-/Sickerwasseranlagen
ausgelegt.
Die Schlammentwässerung des Sedimentschlammes der Flockungs-/Fällungsstufe ist nur optional,
da je nach erreichtem Trockensubstanzgehalt in einer Pilotanlage der Schlamm entweder zum
Bewässern von in der Rotte befindendem Kompost oder, wie in Abbildung 5.6.1 dargestellt, nach
einer weitern Entwässerung mittels Dekanter oder Kammerfilterpresse als eisenhaltiges Substrat
dem eluierten Kompost zugesetzt werden kann.
11,5 m3/h
Kompost
Pflugscharmischer
Bandpresse
Stapelbecken (10 m3)
Eluierter Kompost
Absetzbecken
Flockung/Fällung
Flockungs-
Fällungsmittel
Schlammentwässerung
Wasser
Säure
Umkehrosmose
91%
Filterkuchen
Nanofiltration
98%
4,3 t/h
V = 700 l
tau = 1 min
13 t/h
4,3 t/h
13 t/h
1,8 m3/h
1,5 l/h
0,8 m3/h
0,19 m3/h Fe(NO3)3-Lsg.
0,21 m3/h KOH-Lsg.
0,4 m3/h Ecofol 140-Lsg.
V = 5 m3
tau = 20 min
13,8 m3/h
Konditionierung
Flüssigdünger
0,23 m3/h
0,1 m3/h
11,3 m3/h
11,2 m3/h
Filtrat
111
6 Wirtschaftlichkeit
Die folgende Wirtschaftlichkeitsrechnung ist in Zusammenarbeit mit der Sulo-Stiftung und Fa.
Altvater erstellt worden. Die Kostenermittlung beruht sowohl auf der Grundlage von Schätz- und
Erfahrungswerten als auch auf Kostenvoranschlägen (Fa. Flottweg, Fa. Lödige) und empirischen
Methoden (Membranverfahren).
Die Behandlung des Flockung-/Fällungsschlamms wird nicht berücksichtigt.
6.1 Basisdaten
Input Kompost (
ρ
= 0,65 kg/l)
Output Kompost (
ρ
= 0,65 kg/l)
Output Flüssigdünger
Arbeitstage pro Jahr
Betriebsstunden pro Tag
26.000 t/a
24.700 t/a
2.000 t/a
250 /a
24 h/d
6.2 Kapitaldienst der Maschinen- und Anlagentechnik
o Verfahrenstechnik
Aufgabebunker (10 m3, in Fördertechnik enthalten)
Pflugscharmischer (Fa. Lödige)
Siebbandpresse (Fa. Flottweg), incl. Eluatwanne und Pumpen
Dosiereinheit pH-Korrektur
Vorratstank Säure
Fällungs-/Flockungsreaktor incl. Rührer (jeweils 5 m3)
Fällungsmitteldosierstation
Vorratsbehälter Fällungsmittel (10 m3)
Flockungsmitteldosierstation
Vorratsbehälter Flockungsmittel, incl. Rührer
Nanofiltration
Nanofiltration: Automatisierungstechnik
Umkehrosmose
Automatisierungstechnik: Umkehrosmose
Flaschenabfüllanlage (mit Aufdüngung, UV-Entkeimung,
Etikettierung, Palettierung)
Dieseltank
-
68.000 €
250.000 €
5.000 €
500 €
6.500 €
5.000 €
5.000 €
15.000 €
6.000 €
26.500 €
2.370 €
113.530 €
10.220 €
500.000 €
10.000 €
Kapitel 6. Wirtschaftlichkeit
112
Fördertechnik ( = 14% v. Keyaggregaten)
Allgem. Stahlbau, Laufstege, ...( = 3% v. Keyaggregaten +
Fördertechnik)
E-Technik, Steuerung, Visualisierung ( = 8% v. Keyaggregaten
+ Fördertechnik)
Montage ( = 8% v. Keyaggregaten + Fördertechnik)
Europaletten-Pool (500 Stück, je 7,50 €)
Summe Verfahrenstechnik
143.300 €
35.000 €
93.350 €
93.350 €
3.750 €
1.392.370 €
o Maschinentechnik
Radlader
Gabelstapler
Kehrmaschine
Summe Maschinentechnik
130.000 €
40.000 €
10.000 €
180.000 €
o Sonstiges
Ersatz- und Verschleißteile
Werkstatteinrichtung
Laboreinrichtung
Büroeinrichtung
Telefonanlage/Funkgeräte
5 Container, je 36 m3
Summe Sonstiges
50.000 €
15.000 €
15.000 €
10.000 €
2.500 €
17.500 €
110.000 €
Gesamt-Summe Anlagen- und Maschinentechnik
Gesamtlaufzeit
Zinsfluss
Zinsfaktor
Annuität
1.682.370 €
7 Jahre
8%
1,08
323.409 €
Kapitel 6. Wirtschaftlichkeit
113
6.3 Kapitaldienst der Bautechnik
Halle
Sozialgebäude
Überdachung Lager
Trafoanlage
Erschließung, pauschal
Hofbefestigung
Einfrierung/Zaun
Toreinfahrt
Überfahrwaage
Vorlagebecken, Mischer (150 m3)
Stapelbecken (5 m3)
Vorlagebecken, Nanofiltration (10 m3)
Vorlagebecken, Umkehrosmose (10 m3)
Vorlagebecken, Fällung (10 m3)
Vorlagebecken, Abfüllanlage (1 m3)
Summe Bautechnik
438.750 €
42.500 €
180.000 €
40.000 €
25.000 €
150.000 €
10.500 €
20.000 €
30.000 €
37.500 €
5.000 €
2.500 €
2.500 €
2.500 €
250 €
987.000 €
o Baunebenkosten
Genehmigungsplanung
Genehmigungsgebühren
Landschaftlicher Begleitplan
Gutachten (Lärm, Geruch, Keime)
Prüfstatik
Unvorhergesehenes
Summe Baunebenkosten
15.000 €
10.074 €
5.000 €
10.000 €
25.000 €
250.000 €
315.074 €
Summe Bautechnik und Baunebenkosten
Gesamtlaufzeit
Zinsfluss
Zinsfaktor
Annuität
1.302.074 €
20 Jahre
7%
1,08
132.619 €
Kapitel 6. Wirtschaftlichkeit
114
6.4 Betriebskosten
o Wartungs- und Reparaturkosten
0,5% der Investitionskosten f. Bautechnik (ohne
Baunebenkosten)
3% der Investitionskosten f. Anlagen- und Maschinentechnik
Membranersatz Umkehrosmose (Standzeit 3 Jahre)
Membranersatz Nanofiltration (Standzeit 3 Jahre)
Summe Wartungs- und Reparaturkosten
4.935 €
50.470 €
24.000 €
5.600 €
88.005 €
o Personalkosten
Anteil in
Volläquivalenten
Bruttojahres-
verdienst/MA
Bruttolohnsumme
vor Nebenkosten
Betriebsleiter
Vorarbeiter, Schlosser, Mechaniker
Verwaltung
Radlader-, LKW-Fahrer
Bedienung Waage
Vermarktung
Betriebspersonal
Reservepersonal
Summe Personalkosten (o. Lohn-
Nebenkosten)
1,0
1,0
0,5
2,0
0,5
3,0
2,0
1,0
-
50.000 €
37.500 €
30.000 €
27.500 €
27.500 €
40.000 €
25.000 €
25.000 €
-
50.000 €
37.500 €
15.500 €
55.000 €
13.750 €
120.000 €
50.000 €
25.000 €
366.250 €
Personalnebenkosten (28%)
Summe Personalkosten
-
-
-
-
102.550 €
468.800 €
o Versicherungskosten
0,5% der Investitionssumme (ohne Baunebenkosten) 13.350 €
o Grundstücksmiete
7% der Grundstücksmiete als Jahresmiete
(Grundstückskosten: 5000 m2*18 €/m2)
6.300 €
Kapitel 6. Wirtschaftlichkeit
115
o Betriebsmittel
Salpetersäure (9 m3/a, 65%)
KOH (252 t/a)
Eisennitrat (408 t/a)
Flockungsmittel (100 kg/a)
NH4NO3 (75 t/a)
(NH4)H2PO4 (71 t/a)
Verpackungsmaterial (Flaschen, Etiketten, Stretchfolie,
Abdeckblätter..)
Treibstoff Radlader (8 L/h, 5 h/d, 0,55 €/l)
Treibstoff Stapler (4l/d, 5 h/d, 0,55 €/l)
Reinigungsmittel
Arbeitskleidung
Wasser (15.700 m3/a, 0,75 €/m3)
Abwasser (650 m3/a, 1,75 €/m3)
Heizöl (6.000 l/a, 0,5 €/l)
Summe Betriebsmittel
3.500 €
75.600 €
122.500 €
2.500 €
13.000 €
78.100 €
750.000 €
5.500 €
2.750 €
5.000 €
5.000 €
11.775 €
1.138 €
3.000 €
1.079.363 €
o Dienstleistung durch Fremde
Kompostanalysen
Vertriebskosten (20% vom Umsatz)
Unkalkulierbares (26.000 t/a*5 €/t)
Summe Dienstleistung
10.000 €
1.189.620 €
130.000 €
1.329.620 €
o Stromkosten
Anschluss-
leistung [KW]
Aufgabebunker
Förderband zu Vorlage, Mischer
Pflugscharmischer
Pumpe, Stapelbecken-Mischer
Förderschnecke, Mischer-Siebbandpresse
Siebbandpresse + Eluatpumpe
Förderband, Siebbandpresse-Lager
2
3
37
2
2
37
2
Kapitel 6. Wirtschaftlichkeit
116
Pumpe, Siebbandpresse Vorlage Flockung/Fällung
Pumpe, Vorlage Mischer-Mischer
Modul Flockung/Fällung
Pumpe, Flockung/Fällung-Absetzbecken
Pumpe, Schlammabzug
Pumpe, Absetzbecken-Vorlage Nanofiltration
Nanofiltration (2,7 KW/t Permeat, nach
Sickerwasserbehandlung)
Umkehrosmose (5 KW/t Permeat, nach
Sickerwasserbehandlung)
Aufdüngeeinheit, komplett
Abfüll- und Palettiereinheit
Förderband zum Lager
Belüftung
Beleuchtung
Summe
Summe Stromkosten
(Genutzte Leistung: 0,75*Anschlussleistung, 0,06 €/KWh)
2
2
2
2
2
2
50
90
20
50
5
30
30
372
100.440 €
Summe Betriebskosten 3.085.878 €
6.5 Umsatz/Gewinn
Jährliche Gesamtkosten
Spezifische Gesamtkosten
Umsatz Kompost (24.700 t/a, 23 €/t)
Umsatz Flüssigdünger (2.000 m3/a, 2,69 €/l)
Gewinn
Spezifischer Gewinn
Amortisationszeit
3.541.906 €/a
143 €/t
568.100 €/a
5.380.000 €/a
2.406.194 €/a
97 €/t
1,5 Jahre
Kapitel 6. Wirtschaftlichkeit
117
6.6 Zusammenfassung
Die Wirtschaftlichkeit des Verfahrens ist abhängig von der gewinnbringenden Vermarktung des
Flüssigdüngers. Der Umsatz des Flüssigdüngers mit 2,69 €/l ist ein Durchschnittswert, der auf der
Grundlage einer Studie von der Sulo-Stiftung ermittelt wird. Der Absatz von 2000 m3/a entspricht
dabei einem Marktanteil von ca. 10%. Dies ist für eine Firma, die eine Neueinführung eines
Produkts beabsichtigt, aufgrund der starken Konkurrenz kaum zu erreichen. Eine weitere
Möglichkeit der Vermarktung ist somit, als Zulieferer etablierter Flüssigdüngerproduzenten das
Eluat-Retentat abzusetzen.
Konkrete Aussagen über die Rentabilität des Verfahrens können nur getroffen werden, wenn auf der
Grundlage einer Pilotanlage detaillierte Informationen über die Investitions- und Betriebskosten
vorliegen und die Erlössituation für das Eluat-Retentat eindeutig ist. Zudem wird sich das Bioabfall-
und Kompostaufkommen ab 2005 durch die neue Deponieverordnung deutlich erhöhen. Je nach
Absatzmöglichkeiten des Komposts könnten Kosten für die thermische Verwertung bzw. eine
mechanisch-biologische Stufe entstehen. Diese Kosten könnten dann als zusätzlicher Kompost-
umsatz angesehen werden, so dass sich das Verfahren auch bei geringer Erlössituation für das
Eluat-Retentats rentiert.
Kapitel 6. Wirtschaftlichkeit
118
119
7 Kristallisation und Membranverblockung in der
Umkehrosmose
In diesem Kapitel werden die Parameter des in Kapitel (3.3) entwickelten mathematischen Modells
zu Membranverblockung durch Kristallisation in einem Umkehrosmosemodul durch Anpassung an
experimentelle Daten bestimmt.
Das verwendete Stoffsystem ist eine bei konstanter Temperatur mit Kohlendioxid gesättigte
Calciumhydrogencarbonat-Lösung. Nach Überschreiten des Löslichkeitsprodukts geht gelöstes
Calciumhydrogencarbonat in die feste Phase Calciumcarbonat über. Da die Löslichkeit von
Calciumcarbonat als –hydrogencarbonat mit steigenden CO2-Gehalt der Lösung zunimmt, hat
dieses Stoffsystem im Gegensatz zu einer Calciumcarbonat-Lösung den Vorteil, dass ein geringeres
Feedvolumen notwendig ist, um die vollständige Verblockung der Membran zu gewährleisten. Zum
anderen ist bei konstanter Temperatur die Löslichkeit von Calciumhydrogencarbonat durch die
definierte Löslichkeit von Kohlendioxid über die Versuchszeit konstant. Somit kann die
Konzentration an Calciumhydrogencarbonat (als Calciumcarbonat-Äquivalent) über die Leitfähig-
keit kalibriert werden. Dies ermöglicht eine Online-Messung der Konzentration.
In einem reinen Calciumcarbonat-System würden hingegen schwankende, bzw. nicht messbare
Kohlendioxidkonzentrationen in der Lösung vorliegen, da ein Stoffaustausch der bewegten Bulk-
Phase mit der Luft nicht vermieden werden könnte. Damit würde keine definierte Löslichkeit
bestehen.
7.1 Lösungsgleichgewicht von Calciumcarbonat
Bei der Anwesenheit von Kohlendioxid liegt folgendes Lösungsgleichgewicht vor:
Die Löslichkeit von Calciumcarbonat ist vom pH-Wert und der Konzentration an gelöstem
Kohlendioxid abhängig. Je nach pH-Wert liegen die Calciumionen unterschiedlich komplexiert vor
[DVGW, 1993]. Wird das Calciumcarbonat in bidestilliertem Wasser unter Kohlendioxid-
Atmosphäre gelöst, beträgt der pH-Wert ca. 8,3. Nach Literaturangaben [DVGW, 1993] liegt das
Carbonat bei diesem pH-Wert fast ausschließlich als Hydrogencarbonat vor. In einer mit
Kohlendioxid gesättigten Lösung bei 25°C beträgt die Löslichkeit von Calciumcarbonat – gelöst als
Calciumhydrogencarbonat –1g/l [Schäfer, 1962]. Unter Kohlendioxidausschluss beträgt die
Löslichkeit nur 9mg/l [Fachlexikon ACB Chemie, 1987]. Somit kann durch Verwendung einer
CaCO3 + CO2+ H2OCa(HCO3)2
CaCO3 + CO2+ H2OCa(HCO3)2
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
120
Calciumhydrogencarbonat- anstatt einer Calciumcarbonatlösung das Feedvolumen, das die Masse
an ausfallendem Calciumcarbonat bestimmt, um den Faktor 100 verringert werden.
Das Lösen von Carbonat als Hydrogencarbonat ist ein Gleichgewichtsprozess. Wird eine mit
Kohlendioxid angereicherte Lösung aufkonzentriert oder erwärmt, so entweicht das Kohlendioxid,
das Lösungsgleichgewicht verschiebt sich auf die linke Seite und Calciumcarbonat fällt aus. Die
Konzentration an gelöstem Kohlendioxid in dem Vorratstank der Umkehrosmoseanlage entspricht
durch kontinuierliches Begasen der Sättigungskonzentration. Somit wird die von der Kohlendioxid-
konzentration abhängige Sättigungskonzentration von Calciumhydrogencarbonat konstant gehalten.
7.2 Kalibrierung
Da während der Aufkonzentrierung der Calciumhydrogencarbonat-Lösung die Konzentration an
gelöstem Kohlendioxid und die Temperatur konstant sind und weiterhin keine Fremdionen
vorliegen, kann die Calciumkonzentration online über die Messung der Leitfähigkeit berechnet
werden.
Die Kalibrierung wird in der in Abbildung 7.2.1 dargestellten Apparatur durchgeführt. In einem 1l
Becherglas werden unterschiedlich Massen an Calciumcarbonat eingewogen. Das Becherglas wird
mit bidestilliertem Wasser auf 1l aufgefüllt und mit Kohlendioxid über eine Fritte begast.
Abbildung 7.2.1:
Apparatur zur Kalibrierung der Calciumkonzentration durch die Leitfähigkeit
Bei einer konstanten Temperatur von 28°C, über das Kontaktthermometer reguliert, wird das
Calciumcarbonat unter ständigem Rühren gelöst. Das vollständige Lösen wird über die konstante
Leitfähigkeit, die über einen A/D-Wandler mit dem PC erfasst wird, registriert.
Die so ermittelten Leitfähigkeiten in Abhängigkeit von der Calciumcarbonatkonzentration sind in
Abbildung 7.2.2 dargestellt.
CO2
LF
Kontaktthermometer
Fritte
Magnetrührer mit Heizplatte
CO2
LFLF
Kontaktthermometer
Fritte
Magnetrührer mit Heizplatte
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
121
Abbildung 7.2.2:
Kalibrierfunktion zur Berechnung des Calciumcarbonatkonzentration über die
Leitfähigkeit in einer CO2-gesättigten Lösung bei 28°C
Die Messwerte lassen sich durch eine lineare Funktion mit einem Regressionskoeffizienten von
0,9997 sehr gut approximieren.
Nach algebraischer Umformung der Regressionsgeradengleichung wird ein Ausdruck erhalten, der
eine indirekte Berechnung der Calciumhydrogencarbonatkonzentration, angegeben als Calcium-
carbonatkonzentration, bei bekannter Leitfähigkeit zulässt.
Die Massenkonzentration an gelöstem Calciumcarbonat berechnet sich aus der Leitfähigkeit nach:
]l/g[
71,31
)lS/()gcm(12,635]cm/S[
c3
CaCO
µ
−
µ
λ
= (7.2.1)
7.3 Anlagenaufbau/Betriebsbedingungen
Der Versuchsaufbau ist in Abbildung 7.3.1 dargestellt. Die Membranlage ist das Modell Loni der
Fa. CSM, das bereits in Kapitel 5.3.2.1 detailliert beschrieben wurde. Die Versuche werden bei
einer konstanten Temperatur von 28°C durchgeführt.
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800 λ = 635,12 + 31,71cCaCO3
λ [µS/cm]
cCaCO3 [g/l]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
122
Abbildung 7.3.1: Versuchsaufbau
Nach Literaturangaben [Foutoukidis, 1990] sind zum vollständigen Verblocken der Membran mit
Calciumsulfat ca. 40 g/m2 notwendig. Bei einer Sättigungskonzentration von Calciumhydrogen-
carbonat von 1 g/l [Schäfer, 1962] bei 25°C reicht demnach das Volumen des Vorratstanks
inklusive Retentatvolumen ( l5,11VV RB =+ ) der Anlage nicht aus, um eine ausreichende Masse an
ausgefallenem Calciumcarbonat zu erzeugen, die eine vollständige Verblockung der Membran
(2
Mm1A=) bewirkt.
Zur Erhöhung des Feedvolumens wird somit während des Versuchs die Verminderung des Füll-
volumens im Vorratstank aufgrund des ablaufenden Permeats, durch Feed (l/g65,0cF=) aus
einem separaten 200 l Fass ersetzt. Das Flüssigkeitsvolumen im Vorratstanks bleibt dadurch mit 10
l konstant.
Die hohe Leistung der Hochdruckpumpe führt zu einer kontinuierlichen Erwärmung des Feeds. Die
Temperierung erfolgt manuell über einen am Vorratstank der Membrananlage angeschlossenen
Kryostaten. Dadurch wird B
T zusätzlich von der Temperatur des externen Feed beeinflusst.
Die Temperatur des externen Feeds beträgt ca. 12°C. Die Temperatur im Vorratstank wird somit
durch den Kryostaten und den zugeführten Feed beeinflusst. Je nach Temperatur im Vorratstank
(B
T) wird der Permeatfluss unterschiedlich geführt. Ist B
T gleich der Solltemperatur T von
C1,028
°
±
, so wird kontinuierlich Permeat entfernt und mit demselben Volumenstrom externe
Feedlösung in den Vorratstank gepumpt (Schaltung 1 in Abbildung 7.3.1).
Wenn die Temperatur im Vorratstank ungleich der Solltemperatur ist, wird das Permeat in den
Vorratstank zurück- und entsprechend kein externer Feed zugeführt (Schaltung 2). Die Regulierung
der Temperatur erfolgt bei dieser Schaltung 2 ausschließlich über der Kryostaten. Ist die
Solltemperatur wieder erreicht, wird erneut Schaltung 1 verwendet.
Kryostat
o
o
o
o
o
o
o
CO2
LFLF
TB
FIFI
P
V
&
ext
V
&
560l/hVR=
&
l/g65,0cf
L=
0cP=
0VTT
VVTT
FB
PFB
=→≠
=→=
&
&&
FP
B
VV
TT
&& =
=
Schaltung 2
Umkehrosmose
Permeat
Retentat
Umschaltventil
VB = const
Feed
TTB≠
Schaltung 1
SLc,c
F
V
&
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
123
Die Kontrolle der Kinetik erfolgt online über die Konzentration an gelöstem Calciumcarbonat, die
über die Leitfähigkeit nach Gleichung 7.2.1 berechnet wird. Dies hat den Vorteil, dass über die
Messung des Permeatvolumenstroms, der dem Feedvolumenstrom entspricht, und der Messung der
Calciumkonzentration in Lösung, sehr genau der Zeitpunkt des Kristallisationsbeginns registriert
werden kann.
Vor jedem Versuch wird die Anlage zur Bestimmung der Membrankonstanten A mit bidestilliertem
Wasser befüllt (cm/S10
µ
<
λ
), auf 28°C temperiert und der Permeatfluss bei unterschiedlichen
Drücken bestimmt.
In der Umkehrosmoseanlage wird Feed solange aufkonzentriert bis der Permeatfluss durch
Verblockung der Membran nahezu vollständig zum Erliegen kommt. Die Experimente werden bei
Transmembrandrücken von 10, 20 und 30 bar durchgeführt. Der Versuch bei 30 bar wird zur
Abschätzung der Reproduzierbarkeit wiederholt.
7.4 Parameteranpassung: Kristallisationskinetik
Die während einer Messung typischen Verläufe der Betriebsparameter( P
V,p &
∆) und der über die
Leitfähigkeit berechneten äquivalenten Calciumcarbonatkonzentration in Lösung sind in Abbildung
7.4.1 dargestellt. Über die Integration von F
Pc)t(V
& kann die Gesamtmasse an Calciumcarbonat in
der Umkehrosmoseanlage und durch Differenzbildung zu der Lösungskonzentrationen die Masse an
fester Substanz bestimmt werden.
Der Transmembrandruck über die Versuchszeit ist näherungsweise konstant. Der anfängliche
Abfall der Permeatflusses ist auf die Zunahme der osmotischen Druckes durch die Auf-
konzentrierung zurückzuführen. Die weiteren phänomenologischen Mechanismen sind bereits im
Kapitel 3.3 beschrieben worden.
Das in Kapitel 3.3 entwickelte mathematische Modell koppelt die Verblockung mit der
Kristallisationskinetik. Zur Reduktion der Anzahl anzupassender Parameter erfolgt zunächst die
Anpassung der Parameter exklusive der Verblockungsparameter, indem die gemessenen Permeat-
flüsse )t(jV in die Berechnungen eingehen und somit die tatsächliche Verblockung berücksichtigt
wird.
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
124
Abbildung 7.4.1:
Typischer Verlauf der Betriebsgrößen und Konzentrationen während eines
Versuchs bei 20 bar
Das Modell beinhaltet insgesamt die Modellparameter
,c,k,c,ksek
*
sek
hom
*
hom ελ
′
δβα
′und,k,D,,,,c,kad
F
L
het
*
het .
Die Güte der Parameterschätzwerte wird folgendermaßen unterschieden:
o Gute Schätzwerte: D
F
L
het
*,D,,cρδ
o Grobe Schätzwerte: βαε,,,c,csek
*
hom
*
o Keine Kenntnis: λ
′
′
,k,k,k,k adhetsekhom .
1. Parameter, für die gute Schätzwerte verfügbar sind
Dem Modell zufolge entspricht der asymtotische Grenzwert der Konzentration in Lösung het
*
c und
kann somit in guter Näherung aufgrund der Experimente zu
3,2chet
*≈
abgeschätzt werden.
Die Dicke des hydrodynamischen Film beträgt nach Anhang D näherungsweise
m102 5−
⋅≈δ.
0100 200 300 400
0
10
20
30
40
Permeatfluss (gemessen)
Druck
Zeit [min]
Permeatfluss [l/(h*m2)], Druck [bar]
0
2
4
6
cL
cL + cS
c(CaCO3)cL, cL+cS [g/l]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
125
Der Diffusionskoeffizient von Calcium, der für die Kristallisation geschwindigkeitsbestimmenden
Komponente, ist aus der Literatur [Jakobs, 2001] bekannt:
s/m108D210
F
L−
⋅=.
Die Dichte der Deckschicht beträgt unter der Vorraussetzung, dass Calcit, die thermodynamisch
stabilste Modifikation des Calciumcarbonats vorliegt, nach [Kabasci, 1997]
71,2
D=ρ kg/l.
2. Parameter, für die grobe Schätzwerte verfügbar sind
Die Sättigungskonzentration der homogenen Keimbildung muss dem Modell zufolge unterhalb der
im Experiment gemessenen maximalen Konzentration in Lösung liegen:
25,3chom
*<.
Der Wert des Minimums von L
c wird im Experiment durch den aktiven sekundären Keimbildungs-
mechanismus und damit von sek
*
c beeinflusst. Bei dem Versuch, der bei einem
Transmembrandruck von 10 bar durchgeführt wurde, ist dem Übersättigungsabbau durch sekundäre
Keimbildung aufgrund des in den Experimenten geringsten Permeatflusses die geringste
Konzentrationserhöhung durch Aufkonzentrierung überlagert. Die Sättigungskonzentration sek
*
c
liegt demnach unterhalb dieses Minimums von L
c. Zudem entspricht die Sättigungskonzentration
der sekundären Keimbildung der Löslichkeit von Calciumcarbonat in einer mit Kohlendioxid
gesättigten Lösung. Diese ist nach [Schäfer, 1962] bei 25°C mit 1,5 angegeben. Es folgt:
5,1c9,1 sek
*≈> .
Die Porosität
ε
mineralischer Ablagerungen ist aufgrund der kompakten Struktur nahe an der
Porosität einer dichtesten Kugelpackung:
4,026,0
<
ε
<
In der Literatur [Hoffmann, 1997] sind für das System Calciumsulfat/Wasser die Exponent
α
und
β
mit 2
=
α
und 2
=
β
angegeben. Die Exponenten für das vorliegende System müssen
entsprechend in der gleichen Größenordnung liegen.
3. Parameter, für die keine Schätzwerte vorliegen
Für die Parameter adhetsekhom k,k,k,k
′
′
und
λ
sind keine Schätzwerte oder Größenordnungen
bekannt.
Das in Kapitel 3.3 aufgestellte Differentialgleichungssystem zur Modellierung der Konzentrations-
verläufe der gelösten Komponente L wird numerisch gelöst.
Im Laufe der Parameteranpassung werden weiterhin folgende vom Versuch unabhängige Parameter
ermittelt:
10kad =
′
2
)m1,0/(
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
126
h/75,0khom =
h/3,2ksek =
28,0
=
ε
1,1
=
α
9,1
=
β
.
Die Porosität
ε
entspricht mit 28,0
=
ε
annähernd der einer dichtesten Kugelpackung und liegt
somit innerhalb des erwarteten Bereichs.
Ebenso liegen die Exponenten
α
und
β
in dem erwarteten Größenordnungsbereich.
Die versuchsabhängigen Parameter het
hom
*
sek
*k,c,c′ und
λ
werden durch Anpassung mit der
Levenberg-Marquardt-Methode separat an die Messwerte jedes Versuchs angepasst. Die ge-
messenen zeitlichen Verläufe von L
c und die durch Anpassung berechneten sind in den
Abbildungen 7.4.2-7.4.5 dargestellt. Charakteristisch für die Konzentrationsverläufe ist das mit zu-
nehmendem Druck weniger stark ausgeprägte Minimum, das aus der Überlagerung von Sättigungs-
abbau durch sekundäre Keimbildung und Aufkonzentrierung resultiert.
Abbildung 7.4.2:
Vergleich der gemessenen und simulierten Konzentrationsverläufe bei einem
Transmembrandruck von 10 bar
0 2 4 6 8 10 12 14
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messung bei 10 bar
Modell
c*
sek = 1,18
c*
hom= 3,06
k'het = 0,092
λ = 0,89
cL/cF [-]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
127
Abbildung 7.4.3:
Vergleich der gemessenen und simulierten Konzentrationsverläufe bei einem
Transmembrandruck von 20 bar
Abbildung 7.4.4:
Vergleich der gemessenen und simulierten Konzentrationsverläufe bei einem
Transmembrandruck von 30 bar(a)
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messung bei 20 bar
Modell
c*
sek = 1,09
c*
hom= 3,08
k'het = 0,068
λ = 0,70
cL/cF [-]
Zeit [h]
0123456
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messung bei 30 bar (a)
Modell
c*
sek = 1,3
c*
hom= 3,0
k'het = 0,09
λ = 0,79
cL/cF [-]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
128
Abbildung 7.4.5:
Vergleich der gemessenen und simulierten Konzentrationsverläufe bei einem
Transmembrandruck von 30 bar (b)
Die simulierten Konzentrationsverläufe mit den versuchsspezifisch angepassten Parameter zeigen,
abgesehen von dem Versuch bei 10 bar, extrem gute Übereinstimmung mit den Messungen.
Die Sättigungskonzentration beträgt bei nahezu allen Versuchen ca. 3,0 und ist damit in dem
geschätzten Bereich von 25,3chom
*<.
Die angepasste Sättigungskonzentration der sekundären Keimbildung liegt im Bereich von 1,0-1,2.
Da die Löslichkeit von Calciumcarbonat in einer mit Kohlendioxid gesättigten Lösung mit
zunehmender Temperatur abnimmt, ist dieser Wert konsistent zu der in der Literatur angegebenen
Löslichkeit von 1,5.
Die beiden Versuche, die mit einem Transmembrandruck von 30 bar durchgeführt wurden, weisen
trotz identischer Versuchbedingungen unterschiedliche Parameter auf. Dies macht deutlich, dass das
System sensitiv auf weitere Betriebsbedingungen reagiert, die nicht erfasst werden können.
7.5 Parameteranpassung: Verblockung
Zur Anpassung der die Verblockung beschreibenden Modellparameter werden die Bilanz-
gleichungen (3.3.28), (3.3.29) und (3.3.30) zur Beschreibung von L
c, S
c und D
δ zusammen mit
den Differentialgleichungen (3.3.34) und (3.3.38) zur Bestimmung der an der Membran bzw. in der
Deckschicht abgeschiedenen Masse numerisch gelöst. Damit ergibt sich der simulierte Permeatfluss
0 1 2 3 4 5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messung bei 30 bar (b)
Modell
c*
sek = 1,19
c*
hom= 2,79
k'het = 0,105
λ = 0,75
cL/cF [-]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
129
aus Gleichung 3.3.39, abhängig von den Parametern S
r, Komp
µ und het
µ. Diese Verblockungs-
parameter werden mittels nichtlinearer Regression durch Anpassung der simulierten an die ge-
messenen Verläufe von )t(VP
& bestimmt.
Die gemessenen und berechneten Permeatflüsse sind mit den entsprechenden Parametersätzen in
den Abbildungen 7.5.1-7.5.4 dargestellt.
Abbildung 7.5.1:
Vergleich zwischen dem gemessenen und simulierten Permeatfluss bei einem
Transmembrandruck von 10 bar
Die angepassten Parameter sind alle versuchsspezifisch. Einzig het
µ ist für die beiden Versuch bei
30 bar nahezu identisch, d.h. die Aufkonzentrierung und Verblockung scheint bezüglich dieses
Parameters reproduzierbar zu sein.
Das Anwachsen von het
µ mit steigendem Druck kann über die dann verringerte Kristallschichthöhe
erklärt werden, so dass bei gleicher auf der Membran ausgefallener Masse ein größerer Anteil der
Membranfläche verblockt ist.
0 2 4 6 8 10 12
0
10
20
30
40
50
60
Messwerte bei 10 bar
Modell
rS = 0,041 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,184
µhet = 0,0290
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
130
Abbildung 7.5.2:
Vergleich zwischen dem gemessenen und simulierten Permeatfluss bei einem
Transmembrandruck von 20 bar
Abbildung 7.5.3:
Vergleich zwischen dem gemessenen und simulierten Permeatfluss bei einem
Transmembrandruck von 30 bar (a)
01234567
0
10
20
30
40
50
60
Messwerte bei 20 bar
Modell
rS = 0,202 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,237
µhet = 0,0830
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
0123456
0
10
20
30
40
50
60
Messwerte bei 30 bar (a)
Modell
rS = 0,135 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,228
µhet = 0,0904
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
131
Abbildung 7.5.4:
Vergleich zwischen dem gemessenen und simulierten Permeatfluss bei einem
Transmembrandruck von 30 bar (b)
7.6 Simulation mit dem gekoppelten Gesamtmodell
Im folgenden wird das mathematische Modell zur Beschreibung der Kristallisation mit dem zur
Verblockung gekoppelt, d.h. die gemessenen Permeatflüsse im Modell werden durch die gemäß
Gleichung 3.3.39 berechneten ersetzt und das vollständige Differentialgleichungssystem mit den in
Kapitel (7.4) und (7.5) ermittelten Parametern numerisch gelöst.
Die berechneten Konzentrationsverläufe des gekoppelten Modells sind in den Abbildungen 7.6.1-
7.6.4 dargestellt.
0 1 2 3 4 5
0
10
20
30
40
50
60
Messwerte bei 30 bar(b)
Modell
rS = 0,807 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,239
µhet = 0,0963
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
132
Abbildung 7.6.1:
Vergleich der gemessenen und mit dem gekoppelten Modell simulierten
Konzentrationsverläufe bei einem Transmembrandruck von 10 bar
Abbildung 7.6.2:
Vergleich der gemessenen und mit dem gekoppelten Modell simulierten
Konzentrationsverläufe bei einem Transmembrandruck von 20 bar
0 2 4 6 8 10 12
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messwerte bei 10 bar
Modell
c*
sek = 1,18
c*
hom= 3,06
k'het = 0,092
λ = 0,89
rS = 0,041 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,184
µhet = 0,0290
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messwerte bei 20 bar
Modell
c*
sek = 1,09
c*
hom= 3,08
k'het = 0,068
λ = 0,70
rS = 0,202 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,237
µhet = 0,0830
cL/cF [-]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
133
Abbildung 7.6.3:
Vergleich der gemessenen und mit dem gekoppelten Modell simulierten
Konzentrationsverläufe bei einem Transmembrandruck von 30 bar (a)
Abbildung 7.6.4:
Vergleich der gemessenen und mit dem gekoppelten Modell simulierten
Konzentrationsverläufe bei einem Transmembrandruck von 30 bar (b)
0123456
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messwerte bei 30 bar (a)
Modell
c*
sek = 1,3
c*
hom= 3,0
k'het = 0,09
λ = 0,79
rS = 0,135 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,228
µhet = 0,0904
cL/cF [-]
Zeit [h]
0 1 2 3 4 5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Messwerte bei 30 bar (b)
Modell
c*
sek = 1,19
c*
hom= 2,79
k'het = 0,105
λ = 0,75
rS = 0,807 bar*h*m2/(0,1m)4
µKomp = 0,239
µhet = 0,0963
cL/cF [-]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
134
Auch das gekoppelte Modell liefert sehr gute Übereinstimmung mit den Messwerten, d.h. das
vollständige Modell erlaubt die simultane Berechnung von Kristallisation und Verblockung mit
hoher Genauigkeit. Die numerischen Simulationen zeigen, dass die Terme zur Feststoffentfernung
durch Filtration und Adsorption in der Bilanzgleichung (3.3.29) in guter Näherung zu einem
kinetischen Term erster Ordnung bezüglich S
c zusammengefasst werden können. Die Entfernung
des suspendierten Feststoffs aus der Lösung hat einen entscheidenden Einfluss auf die sehr schnelle
sekundäre Keimbildung. Wird der Feststoff nicht schnell genug aus der Bulkphase entfernt,
überkompensiert die Keimbildung die Entfernung durch Filtration, so dass als asymptotischer
Grenzwert nicht het
*
c sondern sek
*
c erreicht wird. Dieser asymtotische Wert reagiert sehr sensitiv
auf die in dem Zeitraum vom Maximum bis nach dem Minimum der Konzentration L
c
stattfindende Entfernung von suspendiertem Feststoff.
7.7 Sensitivität der Modell-Parameter
Zur Überprüfung der Aussagekraft der Parameteranpassung und zur Bestimmung des quantitativen
Einflusses von Parameteränderungen wird eine Sensitivitätsanalyse durchgeführt, d.h. jeweils ein
Modellparameter wird in einem physikalisch sinnvollen Bereich um den angepassten Parameterwert
variiert.
Als Ausgangsparameter werden dabei die durch Anpassung an die Messungen bei 20 bar
Transmembrandruck bestimmten Werte verwendet. Prinzipiell werden die Parameter ausgehend
von dem angepassten Wert mit den Faktoren 0.25, 0.5, 2 und 4 verändert, wobei unphysikalische
Parametersätze ausgenommen werden. So werden
ε
und
λ
nur im Wertebereich von 0 bis 1
variiert und bei Variation der Sättigungskonzentration wird die Abfolge hom
*
het
*
sek
*ccc <<
beachtet. Der verwendete Modellparametersatz entspricht dem des 20 bar Versuchs.
Im folgenden werden die Modellparameter je nach Einflussbereich eingeteilt in Klassen:
o Kristallisationsparameter ( het
het
*
sek
sek
*
homhom
*k,c,k,c,k,c),
o Verblockungsparameter ( hetKompS,,rµµ ) und
o weitere Parameter ( δεβαλ
′
,,,,,kad ).
Bei der Sensitivitätsanalyse der Kristallisations- und der weiteren Parameter werden ausschließlich
die simulierten Konzentrationsverläufe von L
c berechnet. Im Rahmen der Sensitivitätsanalyse der
Verblockungsparameter werden zusätzlich die simulierten Permeatflussverläufe angeführt.
Eine veränderte Sättigungskonzentrationen führt zu einem früheren bzw. späteren Einsetzen des
entsprechenden Keimbildungsmechanismus (A1 und B1 in Abbildung 7.7.1).
Bei der Sättigungskonzentration der heterogenen Keimbildung führt eine niedrige Sättigungs-
konzentration zu einer schnellen Kinetik, die durch Flächenreduktion zur starken Reduktion des
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
135
Permeatflusses führt. Nach Überschreiten der Sättigungskonzentration der homogenen Keimbildung
setzt bei sehr kleinen Sättigungskonzentrationen nachfolgend sekundäre Keimbildung ein, die
suspendierte Keime liefert. Da der Permeatfluss nun aber durch die intensive heterogene
Keimbildung auf der Membran schon stark reduziert ist, kann die Filtration die Neubildung von
Keimen nicht kompensieren, so dass die sekundäre Keimbildungskinetik den folgenden Prozess
dominiert, d.h. die Konzentration fällt schnell auf die sekundäre Sättigungskonzentration ab. Die
Variation der homogenen Sättigungskonzentration zeigt diesen Effekt auf die Asymtotik nicht, da
nach Erreichen der homogenen Sättigungskonzentration diese sofort wieder durch das Einsetzen der
sekundären Keimbildung unterschritten wird. Dadurch erhöht sich zwar mit zunehmendem hom
*
c
die Startkonzentration des Einsetzens der homogenen Keimbildung, die asymtotische Konzentration
L
c wird dadurch aber nicht verändert.
Die Variation der Sättigungskonzentration in C1 in Abbildung 7.7.1 zeigt den Einfluss der
Feststoffkonzentration nach Überschreiten des Maximums. Je weniger Keime zu Beginn der
Aktivierung des sekundären Keimbildungsprozesses vorliegen, desto höher liegt das Minimum.
Da der Einfluss der sekundären Keimbildung einerseits durch die geringe Konzentration und
andererseits durch die geringere Verblockung durch Filterkuchenbildung sehr schnell zurück-
gedrängt wird, dominiert nach Durchlaufen des Minimums ausschließlich die sehr langsame
heterogene Keimbildungskinetik. Dadurch steigt die asymtotische Konzentration mit zunehmendem
het
*
c.
Die Unterdrückung einzelner Keimbildungsmechanismen liegt bei 4chom
*= vor. Durch das
Ausbleiben der homogenen Keimbildung bei so hoher Sättigungskonzentration wird auch keine
sekundäre initiiert, so dass ein Übersättigungsabbau nur durch eine äußerst langsame heterogene
Keimbildung statt findet (B1 in Abbildung 7.7.1).
Im Fall 1,2csek
*= wirkt hingegen ausschließlich heterogene und homogene Keimbildung (s. C1 in
Abbildung 7.7.1), da die Triebkraft für die sekundäre Keimbildung aufgrund der hohen Sättigungs-
konzentration sek
*
c vernachlässigbar gering ist.
Die Variation der Geschwindigkeitskonstanten der Keimbildungskinetiken bewirken qualitativ
ähnliche Veränderungen des Modellverhaltens wie die der Sättigungskonzentrationen (A2, B2, C2
in Abbildung 7.7.1). Nur die Veränderung von het
k
′
zeigt gegenüber der von het
*
c keine
Veränderung der Asymptotik. Die Geschwindigkeitskonstante hom
k ist nur wenig sensitiv, da der
entsprechende Mechanismus kurz nach dem Einsetzen zum Erliegen kommt.
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
136
Abbildung 7.7.1:
Variation der Kinetikparameter (A1: het
*
c, A2: het
k
′
, B1: hom
*
c, B2: hom
k,
C1: sek
*
c, C2: sek
k)
0 1 2 3 4 5 6 7
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 A1
c *
het = 1,2
c *
het = 1,6
c *
het = 2,0
c *
het = 2,4
c *
het = 2,8
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 A2
k'het = 0,02 (0,1m/h)
k'het = 0,04 (0,1m/h)
k'het = 0,08 (0,1m/h)
k'het = 0,16 (0,1m/h)
k'het = 0,32 ((0,1m/h)
cL/cF [-]
Zeit [h]
0 1 2 3 4 5 6 7
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0 B1
c *
hom = 2,4
c *
hom = 2,8
c *
hom = 3,2
c *
hom = 3,6
c *
hom = 4,0
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 B2
khom = 0,2 1/h
khom = 0,4 1/h
khom = 0,8 1/h
khom = 1,6 1/h
khom = 3,2 1/h
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 C1
c *
sek = 0,9
c *
sek = 1,2
c *
sek = 1,5
c *
sek = 1,8
c *
sek = 2,1
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 C2
ksek = 0,5 1/h
ksek = 1,0 1/h
ksek = 2,0 1/h
ksek = 4,0 1/h
ksek = 8,0 1/h
cL/cF [-]
Zeit [h]
0 1 2 3 4 5 6 7
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 A1
c *
het = 1,2
c *
het = 1,6
c *
het = 2,0
c *
het = 2,4
c *
het = 2,8
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 A2
k'het = 0,02 (0,1m/h)
k'het = 0,04 (0,1m/h)
k'het = 0,08 (0,1m/h)
k'het = 0,16 (0,1m/h)
k'het = 0,32 ((0,1m/h)
cL/cF [-]
Zeit [h]
0 1 2 3 4 5 6 7
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0 B1
c *
hom = 2,4
c *
hom = 2,8
c *
hom = 3,2
c *
hom = 3,6
c *
hom = 4,0
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 B2
khom = 0,2 1/h
khom = 0,4 1/h
khom = 0,8 1/h
khom = 1,6 1/h
khom = 3,2 1/h
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 C1
c *
sek = 0,9
c *
sek = 1,2
c *
sek = 1,5
c *
sek = 1,8
c *
sek = 2,1
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 C2
ksek = 0,5 1/h
ksek = 1,0 1/h
ksek = 2,0 1/h
ksek = 4,0 1/h
ksek = 8,0 1/h
cL/cF [-]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
137
Abbildung 7.7.2:
Darstellung des simulierten Konzentration- und Permeatflussverlaufs
(A, Aa: S
r , B, Bb: Komp
µ, C,Cc: het
µ)
Die Beeinflussung der Intensität der sekundären Keimbildung durch die Verblockung, respektive
der Einfluss der Verblockungsparameter ist deutlich in der Abbildung 7.7.2 zu erkennen.
-1 01234567
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 A
rS = 0,05 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,10 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,20 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,40 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,80 bar*h*m2/(0,1m)4
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0
10
20
30
40
50
Aa
rS = 0,05 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,10 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,20 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,40 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,80 bar*h*m2/(0,1m)4
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
B
µKomp = 0,05
µKomp = 0,10
µKomp = 0,20
µKomp = 0,40
µKomp = 0,80
cL/cF [-]
Zeit [h]
0 1 2 3 4 5 6 7
0
10
20
30
40
50
Bb
µKomp = 0,05
µKomp = 0,10
µKomp = 0,20
µKomp = 0,40
µKomp = 0,80
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
C
µhet = 0,02
µhet = 0,04
µhet = 0,08
µhet = 0,16
µhet = 0,32
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0
10
20
30
40
50
Cc
µhet = 0,02
µhet = 0,04
µhet = 0,08
µhet = 0,16
µhet = 0,32
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
-1 01234567
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 A
rS = 0,05 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,10 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,20 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,40 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,80 bar*h*m2/(0,1m)4
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0
10
20
30
40
50
Aa
rS = 0,05 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,10 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,20 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,40 bar*h*m2/(0,1m)4
rS = 0,80 bar*h*m2/(0,1m)4
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
B
µKomp = 0,05
µKomp = 0,10
µKomp = 0,20
µKomp = 0,40
µKomp = 0,80
cL/cF [-]
Zeit [h]
0 1 2 3 4 5 6 7
0
10
20
30
40
50
Bb
µKomp = 0,05
µKomp = 0,10
µKomp = 0,20
µKomp = 0,40
µKomp = 0,80
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
C
µhet = 0,02
µhet = 0,04
µhet = 0,08
µhet = 0,16
µhet = 0,32
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0
10
20
30
40
50
Cc
µhet = 0,02
µhet = 0,04
µhet = 0,08
µhet = 0,16
µhet = 0,32
Permeatfluss [l/(h*m2)]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
138
Die Feststoffentfernung der suspendierten Partikel erfolgt sowohl durch Filtration mit dem
Permeatfluss als auch durch Adsorptionsvorgänge an der inneren Oberfläche der Deckschicht. Die
Feststoffentfernung beeinflusst massiv die Intensität der sekundären Keimbildung und damit die
Asymptotik nach Durchlaufen des Minimums.
Die Verblockungsparameter zeigen in Abbildung 7.7.2 in der Sensitivitätsanalyse qualitativ die
gleichen Tendenzen. Variation des Parameters het
µ bewirkt allerdings in den Simulationen im
Gegensatz zu den anderen Parametern schon Abweichungen vor dem Maximum, da die heterogene
Keimbildung der zuerst aktive Keimbildungsmechanismus ist. Bei den anderen Parameter zeigen
sich im Gegensatz dazu erst beim Vorliegen einer hohen Suspensionsdichte am Minimum
abweichende Verläufe. Die simulierten zeitlichen Verläufe des Permeatflusses (Aa, Bb, Cc in
Abbildung 7.7.2) weisen entsprechend den simulierten Verläufen von L
c mit zunehmendem Wert
des jeweiligen Verblockungsparameters verstärkte Reduktion des Permeatflusses auf.
Der Einfluss der Intensität der sekundären Keimbildung zeigt sich auch an der Sensitivität des
Exponenten
β
(D in Abbildung 7.7.3). Bei einem Exponenten 4
>
β
setzt nach Überschreiten der
homogenen Sättigungskonzentration die sekundäre Keimbildung sehr schnell ein. Da der Permeat-
fluss aber noch kaum reduziert ist, wird der suspendierte Feststoff sehr schnell entfernt und nahezu
ohne Durchlaufen eines Minimums die heterogene Sättigungskonzentration erreicht.
Die Sensitivität von
α
(C in Abbildung 7.7.3) zeigt im Gegensatz zur Sensitivität von
β
eine
kontroverse Tendenz. Dies liegt an dem Zusammenspiel der Exponenten
α
und
β
.
B in Abbildung 7.7.3 veranschaulicht die Sensitivität von dem Parameter
λ
, der den Anteil des
filterkuchenbildenden zu dem an der inneren Oberfläche des Filterkuchens adsorbierbaren
suspendierten Feststoffs angibt.
Die Variation von
λ
zeigt mit der Richtung der Variation keine einheitliche Tendenz des
resultierenden Konzentrationsverlaufs, da die Filterkuchenbildung den Permeatfluss beeinflusst und
dieser wiederum die Adsorption suspendierten Feststoffs an der inneren Oberfläche des
Filterkuchens.
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
139
Abbildung 7.7.3:
Variation der weiteren Parameter (A: ad
k
′
, B:
λ
, C:
α
, D:
β
, E:
ε
, F:
δ
)
Das Ergebnis der Sensitivitätsanalyse zeigt, dass alle Modellparameter starken Einfluss auf den
Verlauf von L
c besitzen.
0 1 2 3 4 5 6 7
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
A
k'Ad = 2,5 1/h
k'Ad = 5,0 1/h
k'Ad = 10 1/h
k'Ad = 20 1/h
k'Ad = 40 1/h
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
B
λ = 0
λ = 0,25
λ = 0,5
λ = 0,75
λ = 1,0
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0 C
α = 0,25
α = 0,5
α = 1,0
α = 2,0
α = 4,0
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 D
β = 0,5
β = 1,0
β = 2,0
β = 4,0
β = 8,0
cL/cF [-]
Zeit [h]
01234567
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
E
ε = 0,8
ε = 0,6
ε = 0,4
ε = 0,2
ε = 0,0
cL/cF [-]
Zeit [h]
0 1 2 3 4 5 6 7
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5 F
δ = 5 µm
δ = 10 µm
δ = 20 µm
δ = 40 µm
δ = 80 µm
cL/cF [-]
Zeit [h]
Kapitel 7. Kristallisation und Membranverblockung in der Umkehrosmose
140
Die wesentlichen Effekte, die direkt oder unmittelbar auf Keimbildung einwirken und dadurch die
Konzentrationsverläufe von L
c massiv beeinflussen sind:
o Veränderung des Beginns der Keimbildung,
o Unterdrückung von Keimbildungsmechanismen und
o Beeinflussung der Intensität der sekundären Keimbildung durch die Filtration.
Ausschließlich der Parameter
δ
ist durch die Betriebsführung der Umkehrosmoseanlage beeinfluss-
bar. Nach F in Abbildung 7.7.3 bewirkt die Verringerung von
δ
die Reduktion der Konzentrations-
polarisation an der Membran und führt entsprechend zu einem späteren Einsetzen der heterogenen
Keimbildung und damit der Verblockung auf der Membran. Nach Einsetzen der homogenen
Keimbildung wird die weitere Steigerung der Permeatausbeute durch Aufkonzentrierung
unrentabel, da ab diesem Zeitpunkt eine massive Reduktion des Permeatflusses einsetzt. Die
Ausbeute an Permeat kann demnach nur bis zum Zeitpunkt des Einsetzens der homogenen
Keimbildung gesteigert werden. Die Verringerung von
δ
durch verfahrenstechnische Maßnahmen,
wie Erhöhung der tangentialen Überströmgeschwindigkeit der Membran führt aber nach F in
Abbildung 7.7.3 im Bereich m20
µ
<
δ
nur zu einer geringere Ausbeutesteigerung. Das heißt die
Ausbeute ist maßgeblich durch feste stoff- und anlagenspezifische Parameter vorgegeben.
141
8 Zusammenfassung
Im Rahmen dieser Arbeit ist ein Verfahren zur Entsalzung von Fertigkompost mittels Wasser auf
der Grundlage eines Auswahlschemas und von Laborversuchen entwickelt worden, das die
vorgegebenen Randbedingungen
o Salzgehalt < 2,5 g/l,
o minimale Elutionsmittelmenge,
o Trockensubstanzgehalt > 50% und
o geschlossener Wasserkreislauf (97,5% Ausbeute)
erfüllt.
Der Kompost wird mit dem Elutionsmittel Wasser in einem kontinuierlichen Pflugscharmischer in
einer Kaskadenschaltung mit Kreuzstromführung des Wassers unter Zusatz von konzentrierter
Salpetersäure im ersten Elutionszyklus vermischt. Die Phasenseparation erfolgt nach jedem
Mischvorgang kontinuierlich in einer Siebbandpresse mit einer Maschenweite des Siebes von 1mm.
Das optimale Massenverhältnis von Kompost zu Wasser ist zu 1 bestimmt worden. Bei einem
durchschnittlichen Salzgehalt des Komposts von 5 g/l kann in einer dreistufigen Kaskade eine
Abreicherung bis auf 2 g/l erreicht werden.
Das Recycling des Elutionsmittels kann aufgrund des hohen Anteils einwertiger Salze nur mittels
Membranverfahren realisiert werden. Zur vollständigen Feststoffentfernung des Eluats schließt sich
eine Flockung/Fällung mit nachgeschalteter Sedimentation an. Der Klarlauf wird im Anschluss in
einer Membranstufe aufkonzentriert und das Permeat erneut als Elutionsmittel in den Prozess
geführt.
Die Überprüfung des eruierten Verfahrens erfolgte im halbtechnischen Maßstab. Der Salzgehalt des
Komposts ist in einem dreistufigen Elutionsverfahren von 5,2 g/l auf 1,5 g/l reduziert worden.
Damit wurde der Richtwert von 2,5 g/l deutlich unterschritten. Der angestrebte Trockensubstanz-
gehalt von TS >50% ist mit 49% annähernd erreicht worden. Nach Flockung/Fällung und
Phasenseparation durch Sedimentation wird der feststofffreie Klarlauf in einer optimierten
Modulschaltung aufkonzentriert. Der Feed wird zur Reduktion des osmotischen Drucks (
→
Er-
höhung der Ausbeute) in einer Nanofiltration aufkonzentriert. Nach Behandlung des Permeats in
einer nachgeschalteten Umkehrosmose (
→
Reduktion der Salzkonzentration) wird ein Permeat
erhalten, das Leitungswasserqualität besitzt und somit wieder als Elutionsmittel in dem Elutions-
prozess eingesetzt werden kann.
In der Umkehrosmosestufe tritt ein massiver Ausfall von CaCO3 auf, der durch Precipitation auf der
Membran zur Reduktion des Permeatflusses führt.. Da die Salzbeladung des Permeats über den
Permeatfluss mit der Ausbeute gekoppelt ist, und der Schwerpunkt der Verfahrensstufe auf die
Permeatqualität gelegt wird, kann die angestrebte Ausbeute von 97,5% nicht erreicht werden.
Kapitel 8. Zusammenfassung
142
Die im Rahmen der halbtechnischen Durchführung verwendete Kompostcharge, die von der Fa.
Altvater zur Verfügung gestellt wurde, wies im Vergleich zu anderen Chargen eine sehr stark
erhöhte Calciumcarbonatkonzentration auf, so dass das Ausfallen von CaCO3 als Ausnahme
angesehen wurde. Die gewünschte Ausbeute würde bei der Elution anderer Chargen durch das
Ausbleiben eines CaCO3-Ausfalls auf jeden Fall erreicht werden.
Das Retentat ist gemäß der Analyse eines Spezialflüssigdüngers konditioniert und die Qualität als
Flüssigdünger von der Lehr- und Versuchsanstalt für Gartenbau in Hannover auf der Grundlage von
Pflanzversuchen bestimmt worden. Ebenso ist das maximale Einmischverhältnis des eluierten
Komposts zu nährstoffarmen Basissubstraten auf der Grundlage von Pflanzversuchen ermittelt
worden. Zur Qualität des konditionierten Retentat-Eluats konnten keine Angaben gemacht werden,
da das Retentat-Eluat wie auch der eingesetzte Kompost stark verpilzt waren, so dass Pflanzen-
schädigungen auftraten.
Das Einmischungsverhältnis des eluierten Komposts ist mit Tagetes zu 100% und mit Begonien zu
60% (nährstoffarmes Basissubstrat = Torf) bestimmt worden. Damit kann der eluierte Kompost in
größeren Mengen als Bestandteil von Kultursubstraten eingesetzt werden als das im Vergleich zu
herkömmlichen Substratkomposten mit maximal 40% möglich war.
Die Wirtschaftlichkeitsstudie des Verfahrens ist auf der Grundlage einer Anlage mit einer Kapazität
von 26000 t/a durchgeführt worden. Die Berechnungen basieren auf der Grundlage von
Kostenvoranschlägen bzw. empirischen Methoden und Kalkulationen. Unter der Vorraussetzung,
dass der Erlös des konditionierten Eluat-Retentats dem durchschnittlichen Erlös von
kommerziellem Flüssigdünger entspricht und 2000 m
3/a abgesetzt werden können, beträgt der
Gewinn 2,4 Mio.€/a. Die Amortisationszeit liegt bei 1,5 Jahren.
Konkrete Aussagen über die Rentabilität des Verfahrens können nur getroffen werden, wenn auf der
Grundlage einer Pilotanlage detaillierte Informationen über die Investitions- und Betriebskosten
vorliegen und die Erlössituation für das Eluat-Retentat eindeutig ist.
Ab 2005 wird sich die Entsorgung von Bioabfall/Kompost zunehmend kostenintensiver gestalten,
so dass Verfahren, die neue Absatzmärkte erschließen, zunehmend an Bedeutung gewinnen werden.
Im zweiten Teil der Arbeit wird ein quasistationäres mathematisches Modell entwickelt, dass
erstmals die Kristallisation und Verblockung während der Aufkonzentrierung einer Calcium-
hydrogencarbonat-Lösung in einem Umkehrosmosemodul beschreibt. Das Modell berücksichtigt
homogene und sekundäre Keimbildung in der Bulkphase, sowie heterogene Keimbildung auf der
Membran unter Einbeziehung von Konzentrationspolarisation in einem vorgelagerten hydro-
dynamischen Film.
Die Verblockung der Membran erfolgt durch unterschiedliche Mechanismen. Die effektiv für den
Permeatfluss nutzbare Membranfläche wird durch das flächige Aufwachsen von Kristallen auf der
Membran durch heterogene Keimbildung verringert. Durch die Keimbildung in der Bulkphase
liegen Keime suspendiert vor. Diese Keime werden unterschieden in einen Anteil, der durch
Filtration zum Wachstum einer Deckschicht führt und einen Anteil von Keimen, deren Größe
geringer als die Porenzwischenräume der Deckschicht ist und an der inneren Oberfläche der
Deckschicht adsorbiert werden. Der deckschichtbildende Anteil bewirkt nach der klassischen Filter-
Kapitel 8. Zusammenfassung
143
kuchengleichung einen zusätzlichen Membranwiderstand und der adsorbierte Anteil zu einer
Verringerung der effektiven Membranfläche.
In das Modell gehen eine Vielzahl von Parameter ein, die teilweise aus den Messwerten abgeschätzt
werden können oder aus der Literatur bekannt sind. Die experimentellen Daten können durch
Anpassung der unbekannten Parameter qualitativ und quantitativ mit sehr hoher Genauigkeit
beschrieben werden.
Die Sensitivitätsanalyse zeigt, dass der einzige Parameter, der unabhängig vom Stoffsystem ist und
durch Variation der Betriebsführung beeinflussbar ist, die Dicke des der Membran vorgelagerten
hydrodynamischen Films ist. Mit zunehmender Dicke der Film erhöht sich die Intensität der
Konzentrationspolarisation, die vor Erreichen der Sättigungskonzentration in der Bulk-Phase zur
heterogenen Keimbildung auf der Membran und damit zur Reduktion der effektiv für den
Permeatdurchgang nutzbaren Fläche führt. Die Dicke des hydrodynamischen Film kann entweder
durch Erhöhung der tangentialen Überströmgeschwindigkeit oder durch Reduktion des Permeat-
flusses verringert werden. Die homogenen Keimbildung setzt bei einer Übersättigung von etwa
200% ein. Zu diesem Zeitpunkt sollte die Aufkonzentrierung auf jeden Fall abgebrochen werden, da
im folgenden die Filterkuchenbildung einsetzt, die mit einer starken Permeatflussreduktion
einhergeht, so dass sich der Prozess nicht mehr rentabel gestaltet.
Kapitel 8. Zusammenfassung
144
145
A Symbolverzeichnis
Symbole
a Aktivität [-]
a Spezifische Fläche [1/(0,1m)]
A Membrankonstante für den Wasserfluss )]barmh/(1[2
A Membrankonstante für den Wasserfluss )]bars/(m[
A Membranfläche [(0,1m)2]
A
′
Belegte Membranfläche [(0,1m)2]
A* Membrankonstante für den Wasserfluss )]barsm/(kg[2
b Exponent der primären Keimbildungsgeschwindigkeit [-]
b Beweglichkeit ]kg/mkmol[2
21 b,b Exponenten der sekundären Keimbildungsgeschwindigkeit [-]
B Keimbildungsgeschwindigkeit [m-3 s-1]
B Membrankonstante, Salzfluss ]s/m[
B* Membrankonstante, Salzfluss )]barsm/(kg[2
B.-C.-F. Bio-Culta-Fasern [-]
c Konzentration [g/l], [-],[kmol/m3]
)Ca(c Calciumkonzentration [mg/l]
)X(cK.El Konzentration im eluierten Kompost [mg X/kg TS]
)X(cX,E Konzentration im Eluat [mg X/l]
Ecofol,FeCl3
c Konzentration [g/m3]
F,i
c Konzentration der Komponente i im Feststoff [g/kg F]
0,F,i
c Anfangskonzentration der Komponente i im Feststoff [g/kg F]
S,i
c Konzentration der Komponente i im Solvens [g/kg S]
S
c Feststoffkonzentration [kg/m3]
M
Salz
c Konzentration [g KCl/kg FS]
TS
Salz
c Konzentration [g KCl/kg TS]
V
Salz
c Konzentration [g KCl/lFS]
M
x
c Konzentration der Komponente x [mg/kg FS]
TS
x
c Konzentration der Komponente x [mg/kg TS]
V
x
c Konzentration der Komponente x [mg/l FS]
Anhang A. Symbolverzeichnis
146
D Diffusionskoeffizient [m2/s]
D Diffusionskoeffizient [(0,1m)2/h]
E Effektivitätsterm [-]
EEP Einheitserde Pikiert [-]
F Faraday-Konstante [96500 C/mol]
F Feststoff [-]
F Memranfläche [(0,1m)2]
FM Feuchtmasse [-]
FS Frischsubstanz [-] [-]
g Exponent der Kristallwachstumsgeschwindigkeit [-]
G Kristallwachstumsgeschwindigkeit [m/s]
HF Holzfasern [-]
j Komponente [-]
j Spezifischer Fluss [1/h]
J
& Massenstrom )])m1,0(h/(g[2
k Sorptionskoeffizient [-]
k Geschwindigkeitskonstante [1/h]
kb, sek Koeffizient der Keimbildungsgeschwindigkeit [m-3 s-1]
ad
k
′
Spezifische Geschwindigkeitskonstante [1/(0,1m)2]
het
k
′
Spezifische Geschwindigkeitskonstante [-]
k’ Konstante ]S/)barcm[(
µ
K Koeffizient [-]
g
k Koeffizient der Kristallwachstumsgeschwindigkeit [m/s]
m
k Koeffizient [g/s]
m
k
′
Koeffizient [l/s]
m Masse [g]
m Freundlich Exponent [-]
M Molare Masse [kg/kmol]
M Permeatflussquotient [-]
m
& Massenstrom )]hm/(kg[2
m
′
& Flächenspezifischer Massenstrom )]hm/(kg[2
E,Salz
m Absolute Salzmenge im Eluat [g KCl]
F,S
m Masse [kg]
n Anzahl der Elutionsstufen [-]
n
& Stoffstrom [kmol/s]
n
′
& Flächenspezifischer Stoffstrom )]sm/(kmol[2
Anhang A. Symbolverzeichnis
147
NK Kjedahl-Stickstoff [-]
m
n Exponent [-]
p Druck [bar]
P Leistung ]s/)mN[(
α
∆,F
p Transmembrane Druckdifferenz [Pa]
Q
P Leistungsquotient [-]
Q Quotient [-]
R Allgemeine Gaskonstante
[
]
)]Kmol/(barl
R Allgemeine Gaskonstante ]Kkmol/kJ[
R Rückhalt [-]
R Widerstand ]l/)hbar[(
S
r Spezifischer Widerstand
]
)m1,0/()mhbar[( 42
S Übersättigung [-]
S Solvens [-]
t Zeit [min], [s]
T Temperatur [K]
T Temperatur [°C]
ind
t Induktionszeit [s]
TKS1 Torf [-]
TS Trockensubstanzgehalt [-]
u Geschwindigkeit [0,1m/h]
v Geschwindigkeit [m/s]
V Volumen [l]
V’ Versuchs-Nummer [-]
V
& Volumenstrom )]hm/(l[2,]h/l[
V′
& Flächenspezifischer Volumenstrom )]mh/(l[2
Vi Partielles molares Volumen [m3/kmol]
w Molenbruch [-]
w Massenbruch [-]
x Molenbruch [-]
x Strecke [m], [0,1m]
X Messgröße [-]
z Ladungszahl [-]
Griechische Symbole
11,βα Anpassungsparameter [s]
Anhang A. Symbolverzeichnis
148
22 ,βα Anpassungsparameter [m4,m]
α
Exponent [-]
β
Exponent [-]
δ
Schichtdicke [m]
δ
Hydrodynamische Filmdicke [0,1m]
ε
Porosität [-]
γ
Aktivitätskoeffizient [-]
γ
Abkürzung [s]
λ
Leitfähigkeit [µS/cm], [10-
1mS/cm]
λ
Größenverteilungsfaktor [-]
?E Leitfähigkeit [10-1 mS/cm]
µ
Chemisches Potential [kJ/kmol]
µ
Koeffizient [-]
A
µ Verblockungskoeffizient [g-1]
p Osmotischer Druck [bar]
ρ
Dichte [kg/m3], [g/l]
σ
Übersättigung [-]
ϕ
Inneres Potential [V]
Φ
Ausbeute [-]
Indices tiefgestellt
ad Adsorption
aus ausgefallen
b Primäre Keimbildung
D Deckschicht
E Eluat
El. K Eluierter Kompost
ext extern
F Feed, Feststoff, Film
ges. Gesamt
het Heterogene Keimbildung
hom Homogene Keimbildung
L Gelöste Komponente
i Komponente
Komp Kompaktierung durch Adsorption
M Membran
min Minimum
Anhang A. Symbolverzeichnis
149
N Nanofiltration
K Kompost
P Permeat
prim Primäre Keimbildung
R Retentat
S Salz
S Solvens
S Feste Komponente
S Solid
sek Sekundäre Keimbildung
U Umkehrosmose
V Verteilung
W Wasser
0 Anfang
Indices hochgestellt
B Bulk
D Deckschicht
f Feed
F Film
M Membran
R Retentat
0 Standard
* Sättigung
Anhang A. Symbolverzeichnis
150
151
B Herleitung der Bilanz für die gelöste Komponente im Film
Vorraussetzung bei der Bilanzierung des Films ist, dass die Deckschicht noch nicht existiert. Diese
Annahme ist gerechtfertigt, da Konzentrationspolarisation nur am Anfang der Versuchs
entscheidend ist und zu diesem Zeitpunkt die Deckschichtbildung noch nicht eingesetzt.
Demzufolge wird die Deckschichtdicke D
δ zu Null gesetzt. Damit sind befinden sich die Phasen-
grenzen an den Stellen x= F
δ− und x = 0:
Die Bilanz für die gelöste Komponente im Film mit den Konzentration L
cc = lautet in allgemeiner
Form:
0cDcu
=
′
′
−
′
für F
x0 δ−<< (B1)
Unter der Vorraussetzung, dass der Konzentrationsverlauf an der Stelle F
δ− stetig ist, lautet die
Randbedingung an der Stelle F
δ−:
LFc)(c=δ− (B2)
An der Membran wird L durch heterogene Keimbildung auf der Membran verbraucht. Da die
Membran für L nicht permeabel ist, lautet die Randbedingung an der Stelle 0 somit:
+
−=
′
−)c)0(c(k)0(cD)0(cuhet
*
het (B3)
Die Integration von Gleichung B1 in den Grenzen F
δ− und x liefert für )x(c
′
:
x
D
u
Fe)(c)x(cδ−
′
=
′ (B4)
Nochmalige Integration ergibt für c(x):
−δ−
′
+= 1e)(c
u
D
c)x(cx
D
u
FL (B5)
Dabei ergibt sich der Term )(cF
δ−
′
wie folgt aus der Randbedingung (B3).
Anhang B: Herleitung der Bilanz für die gelöste Komponente im Film
152
1. Fall: het
*
c)0(c=:
An der Membranfläche wird keine Komponente L verbraucht. Gleichung B3 reduziert sich zu:
0)0(cD)0(cu
=
′
−
(B6)
Einsetzen von Gleichung B5 für x = 0 in Gleichung B6 liefert:
0)(cDcue)(cD1e)(cDcuFL
D
u
F
D
u
FL
FF =δ−
′
−=δ−
′
−
−δ−
′
+δδ , (B7)
und damit
LFc
D
u
)(c=δ−
′ (B9)
Eingesetzt in Gleichung B7 liefert dies die Konzentration an der Membran unter Berücksichtigung
eines hydrodynamischen Films der Dicke F
δ:
het
*
D
u
Lcec)0(cF≤= δ (B10)
2. Fall: het
*
c)0(c>
An der Membran wird Komponente L durch heterogene Keimbildung verbraucht. Nach Gleichung
B5 mit F
xδ= folgt aus Gleichung B3:
)c)0(c(k)(cDcuhet
*
hetFL−=δ−
′
−
−
−δ−
′
+= δ
het
*
D
u
DLhet c1e)(c
u
D
ckF
(B11)
Nach Umformung erhält man:
−+
−+
=δ−
′
δ1e
u
k
1
)cc(
u
k
cu
)(cD
F
D
u
het
L
het
*
het
L
F (B12)
Anhang B. Herleitung der Bilanz für die gelöste Komponente im Film
153
Damit gilt für den Stoffstrom in der hydrodynamischen Grenzschicht:
−+
−
=δ−
′
−==δ−δ
δ
1eku
cecku
)(cDcu)0(J)(J
F
F
D
u
het
het
*
D
u
Lhet
FL
F
F
F
(B13)
Anhang B: Herleitung der Bilanz für die gelöste Komponente im Film
154
155
C Lösung der quasistationären Bilanz für die suspendierten
Partikel in der Deckschicht
Die stationäre Bilanz für die Spezies S in der Deckschicht lautet
Sad
D
SckJdiv −= . (C1)
Einsetzen des Stoffstroms:
D
Sx
D
S
D
ScDcuJ∂−= (C2)
führt auf eine Differentialgleichung der Form
ckcDcu
−
=
′
′
−
′
. (C3)
Dabei lautet die Randbedingung an der Stelle k
xδ=:
ok c)(c=δ− (C4)
Die Membran ist für feste Stoffe undurchlässig, so dass die Randbedingung an der Stelle 0x
=
durch
0)0(cD)0(cu
=
′
−
(C5)
gegeben ist.
Durch Umformung von Gleichung C3 erhält man eine homogene lineare Differentialgleichung
zweiter Ordnung
0c
D
k
c
D
u
c=−
′
−
′′ , (C6)
die durch den allgemeinen Ansatz
x
eC)x(cω
= (C7)
zu lösen ist.
Anhang C. Quasistationäre Bilanz für suspendierte Partikel in der Deckschicht
156
Setzt man die Ableitungen
x
eC)x(cω
ω=
′und (C8)
X2eC)x(cω
ω=
′′ (C9)
in die Differentialgleichung ein, so erhält man
0
D
k
D
u
eC2x =
−ω−ω
ω (C10)
Diese Gleichung ist erfüllt, wenn das charakteristische Polynom ebenfalls den Wert Null besitzt.
Das Lösen der quadratischen Gleichung
0
D
k
D
u
2=−ω−ω (C11)
liefert folgende Lösungen:
D
k
D2
u
D2
u2
2/1+
±=ω (C12)
Da 1
ω und 2
ω zwei verschiedene Nullstellen sind, lautet die Lösung
x
2
x
121 eCeC)x(cωω += (C13)
mit der Ableitung
x
22
x
11 21 eCeC)x(cωω ω+ω=
′′ . (C14)
Einsetzen der Lösung in die Randbedingungen liefert für den Stoffstrom an der Stelle D
xδ=:
)(cD)(cuJD
D
Sx
D
SD
D
S
D
D
Sδ−∂−δ−=
δ+δ=DD D
u
1
D
k
&.
(C15)
157
D Abschätzung der Dicke des hydrodynamischen Films im
Membranmodul
Die Dicke der hydrodynamischen Grenzschicht kann über die Kennzahlengleichung
3/14/3ScRe04,0Sh = (D1)
abgeschätzt werden. Gleichung D1 gilt für turbulente Strömung in Rohren und Kanälen. Nach
[Rautenbach, 1996] beträgt die Reynoldszahl im Membrankissenmodul Re = 1336. Diese
Reynoldszahl deutet auf laminare Strömungen hin. Allerdings wird zur Ausbildung einer laminaren
Strömung eine Einlaufstrecke benötigt. In dem Kissenmodul wird der Retentatstrom nach sehr
kurzen Flussstrecken um 180° umgelenkt, so dass der Strömungszustand näherungsweise als
turbulent betrachtet werden kann.
Die Schmidt-Kennzahl ist definiert als der Quotient aus kinematischer Viskosität und dem
Diffusionskoeffizienten:
D
Sc
ν
= (D2)
Mit der kinematischen Viskosität von Wasser von s/m10 26−
≈ν und dem Diffusionskoeffizienten
für Calcium von s/m10D29−
≈ berechnet sich die Schmidt-Zahl zu 3
10Sc =. Damit liefert
Gleichung D1 die Sherwood-Zahl 90Sh
≅
.
Die Dicke des hydrodynamischen Grenzfilm kann mit dem hydrodynamischen Durchmesser
3
h102d −
⋅= [Rautenbach, 1996] über die Sherwoodzahl nach
δ
=h
d
Sh (D3)
zu m102 6−
⋅≈δ berechnet werden.
Anhang D. Abschatzung der Dicke des hydrodynamischen Films im Membranmodul
158
E Literaturverzeichnis
Amathieu, L.; Boistelle, R.:
Crystallization Kinetics of Gypsum from Dense Suspension of Hemihydrate in Water, J. Crystal
Growth 88 (1988) S. 183-192
Bobert, Mike:
Zur biologischen und weitergehenden Aufbereitung fetthaltigen Abwassers mittels Membran-
verfahren – Anwendung und Modellierung, Dissertation Universität Paderborn (1999)
Böttcher, J.; Puhlmann, M.; Springob, G.:
Variabilität der Sulfatsorption in einem Gley-Podsol aus Sand unter Kiefernforst, J. Plant Nutr. Soil
Sci. 162 (1999) S. 113-121
Borden, J.; Gilron, J.; Hasson, D.:
Analysis of RO Flux Decline due to Membrane Surface Blockage, Desalination 66 (1987) S. 257-
269
Brusilovsky, M.; Borden, J.; Hasson, D.:
Flux Decline due to Gypsum Precipitation on RO Membranes, Desalination 86 (1992) S. 187-222
Bundesgütegemeinschaft Kompost e. V.:
Methodenbuch zur Analyse von Kompost, Bundesgütegemeinschaft Kompost e. V. (1994)
CSM Separationssysteme für Flüssigkeiten GmbH & KG:
Dokumentation und Bedienungsanleitung zur Pilotanlage LONI DT 1,0, Bretten (1997)
Dow Chemical Company:
Combined Membrane and Sorption Process for Selektive Ion Removal, European Patent Application
(1987) EP 253287
DVGW Deutscher Verein des Gas- und Wasserfaches e.V.:
Wasserchemie für Ingenieure, R. Oldenburg Verlag München Wien (1993)
Fachlexikon ABC Chemie, 3. Auflage, Verlag Harri Deutsch, Thun-Frankfurt/Main (1987)
Fa. Pall Rochem:
Firmenprospekt, Hamburg (2000)
Anhang D. Abschatzung der Dicke des hydrodynamischen Films im Membranmodul
160
Feigenwinter, A.; Wirz, P.:
Herstellung von pyrogenfreiem Wasser mit Ultrafiltration, Chem. Ing. Tech. 72 (2000) S. 1414-
1415
Fountoukidis, E.; Maroulis, Z. B.; Marinos-Kouris, D.:
Modeling of Calcium Sulfate Fouling of Reverse Osmosis Membranes, Desalination 72 (1989) S.
293-318
Fountoukidis, E.; Maroulis, Z. B.; Marinos-Kouris, D.:
Crystallization of Calcium Sulfate Fouling on Reverse Osmosis Membranes, Desalination 79 (1990)
S. 47-63
Fritsch, J.:
Untersuchungen der Aufbereitung von Abwässern aus Textilbleichereien mittels Nanofiltration,
amk-preprints GVC Düsseldorf (1993) S. 53-64
Garside, J.:
Industrial Crystallization from Solution, Chem. Eng. Sci. 40 (1995)
Gilron, J.; Hasson, D.:
Analysis of laminar Flow Precipitation Fouling on Reverse Osmosis Membranes, Desalination 60
(1986) S. 9-24
Gnielinsky, V.; Mersmann, A.; Thurner F.:
Verdampfung, Kristallisation, Trocknung, Vieweg Braunschweig (1993)
Hamdona, S. K.; Nessin, R. B.; Hamza, S. M.:
Spontaneus Precipitation of Calcium Sulfate Dihydrate in the Presence of some Metal Ions,
Desalination 94 (1993) S. 69-80
Hoffmann, A.:
Beitrag zur Aufbereitung von Elektrolytlösungen mittels Nanofiltration, Dissertation Universität
Dortmund (1997)
Jakobs, D.:
Stofftransport durch Nanofiltrationsmembranen unter Berücksichtigung von Biofilmen, Dissertation
Universität Paderborn (2001)
Anhang C. Quasistationäre Bilanz für suspendierte Partikel in der Deckschicht
161
Kabasci, Stephan,
Zur Fällungskristallisation von Calcium- und Bariumcarbonat bei hohen Übersättigungen;
Dissertation Universität Dortmund (1997)
Kind, M. H.:
Über die Übersättigung während der Kornkristallisation aus Lösungen, Dissertation TU München
(1989)
Klepetsanis, P. G.; Koutsoukos, P. G.:
Spontaneus Precipitation of Calcium Sulfate at Conditions of Sustained Supersaturation, J. Colloid
Interface Sci. 143 (1991) S. 299-308
Liebeskind, M.:
Mikrobiologische Aspekte beim Einsatz der Membrantechnologie, Tagungsband 1. Aachener
Tagung Siedlungswasserwirtschaft und Verfahrenstechnik, Aachen (1997)
Liu, S.-T.; Nancollas, G. H.:
The Kinetics of Crystal Growth of Calcium Sulfate Dihydrate, J. Cristal Growth 6 (1988) S. 183-
192
Lonsdale, H. K.; Merten, U. ; Riley, R. L. :
Transport Properties of Cellulose Acetate Osmotic Membranes, J. Appl. Pol. Sci. 9 (1965) S. 1341-
1362
Maraqa, M.; Zhao, X.; Wallace, R. B. ; Voice, T. C. :
Retardation Coefficients of Nonionic Organic Compounds Determined by Batch and Column
Techniques, Soil Sci. Soc. Am. J. 62 (1998) S. 142-152
Matz, G.:
Kristallisation, 2. Auflage, Springer Berlin (1969)
McNulty, K. J.; Goldsmith, R. L.; Gollan, A. Z.:
Reverse Osmosis Filed Test: Treatment of Watts Nickel Rinse Waters, U. S. NTIS-Rep. PB-266919
(1977)
Mersmann, A.; Bartosch, K.; Braun, B.; Eble, A.; Heyer, C.:
Möglichkeiten einer vorhersagbaren Abschätzung der Kristallisationskinetik, Chemie Ingenieur
Technik 72 (2000) S. 17-30
Anhang D. Abschatzung der Dicke des hydrodynamischen Films im Membranmodul
162
Mulder, M.:
Basic Principles of Membrane Technologogy, 2nd Ed., Kluwer Academic Publishers Dordrecht
(1997)
Mullin, J. W.; Janicic, S. J.:
Interpretation of Metastable Zone Width, Trans IchemE 57 (1979) S. 240-250
Mullin, J. W.:
Crystallization, 3rd Edition, Butterworth-Heinemann, Oxford (1993)
Nyvlt, J.; Rychly, R.; Gottfried, J.; Wurzelova, J.:
Matastable Zone-with of some Aqueous Solutions, J. Crystal Growth 6 (1970) S. 151-162
Nyvlt, J.; Karel, M.; Pisrik, S.:
Measurement of Supersaturation, Cryst. Res. Technol. 29 (1994) S. 409-415
Osmotics/Desalination:
Datenblatt zur Membran Desal 5 (1996)
http://www.osmotics.com/produkts/produkts.htm
Perov, A. G.:
Scale Formation Prognosis and Cleaning Procedure Schedules in Reverse Osmosis System
Operation, Desalination 83 (1991) S. 77-118
Perry, R. H::
Perry´s chemical engineers´handbook, 6. Edition, McGraw-Hill New York (1984)
Peters, T. A.:
Reinigung von Deponiesickerwasser mit Umkehrosmose und Konzentrat-Verpressung, Wasser,
Luft, Boden 5 (1998) S. 27-31
Philips:
Handbuch zum Leitfähigkeitsmessgerät für Laborzwecke PW9501/01
Rautenbach, R.:
Membranverfahren: Grundlagen der Modul- und Anlagenauslegung, Springer Verlag Berlin (1996)
Rosenwinkel, K.-H.; Wagner, J.; Nagy, J.:
Membranverfahren in der industriellen Abwasserbehandlung, Chem. Ing. Tech. 72 (2000) S. 433-
440
Anhang C. Quasistationäre Bilanz für suspendierte Partikel in der Deckschicht
163
Schäfer, K; Lax, E;
Eigenschaften der Materie in ihren Aggregatzuständen, 2. Teil, Bandteil b, Lösungsgleichgewichte
I; Springer Verlag (1962)
Schögle, R.:
Stofftransport durch Membranen, Steinkopfverlag Darmstadt (1964)
Sparks, D. L.:
Environmental Soil Chemistry, Academic Press San Diego (1995)
Sparks, D. L.:
New frontiers in elucidating the kinetics and mechanisms of metal and oxyanion sorption at the soil
mineral/water interface, J. Plant Nutr. Soil Sci. 163 (2000) S. 563-570
Staude, E.:
Membranen und Membranprozesse, VCH Verlagsgesellschaft Weinheim (1992)
Thiemt, S:
Zur C- und N-Elimination fetthaltiger Abwässer im Membran-Bioreaktor, Diplomarbeit Universität
Paderborn (1998)
Watson, B. M.; Hornburg, C. D.:
Low-energy Membrane Nanofiltration for Removal of Color, Organics and Hardness form
Drinking Water Supplies, Desalination 72 (1989) S. 11-22
Welp, G.; Brümmer, W.:
Adsorption and solubility of ten metals in soil samples of different composition, J. Plant Nutr. Soil
Sci. 162 (1999) S. 155-161
Witzenhausen-Institut für Abfall, Umwelt und Energie GmbH :
Bio- und Restabfallbehandlung V: biologisch – mechanisch – thermisch, K. Wiemer, M. Kern
(Hrsg.), Witzenhausen 2001
Zlokarnik, M.:
Rührtechnik: Theorie und Praxis, Springer Berlin (1999)
